comportamento ao fogo de vigas de compósito de gfrp§ão de mestrado...práticos. por outro lado,...

Comportamento ao fogo de vigas de

compósito de GFRP

Tiago Miguel Rodrigues Morgado

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Júri:

Presidente: Professor Doutor Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Orientador: Professor Doutor João Pedro Ramôa Correia

Co-orientador: Professor Doutor Fernando António Baptista Branco

Vogal: Professor Doutor João Paulo Janeiro Gomes Ferreira

Vogal: Professora Doutora Inês dos Santos Flores Barbosa Colen

Novembro 2012

Comportamento ao fogo de vigas de

compósito de GFRP

Dissertação elaborada no âmbito do Projecto FIRE-FRP

– Fire Protection Systems for GFRP Pultruded Profiles –

Projecto FCT PTDC/ECM/100779/2008

União Europeia

FEDER

Governo da República Portuguesa

Resumo

i

Resumo

A utilização de materiais poliméricos reforçados com fibras (FRP – Fiber Reinforced Polymer)

tem um grande potencial na área da Engenharia Civil. Contudo, presentemente, o conhecimento

acerca deste tipo de material ainda é escasso, o que condiciona a sua aplicação em termos

práticos. Por outro lado, os estudos realizados relativamente a este material compósito têm

permitido detectar alguns aspectos menos vantajosos, nomeadamente o seu comportamento ao

fogo.

Na presente dissertação, foi estudado o comportamento ao fogo de vigas de compósito de GFRP

(Glass Fiber Reinforced Polymer). No trabalho experimental desenvolvido, foram estudados

perfis pultrudidos com secção tubular quadrada, constituídos por uma matriz polimérica de

poliéster reforçada com fibras de vidro.

O principal objectivo da campanha experimental foi estudar a resistência ao fogo daquele tipo

de vigas e avaliar a eficácia de diferentes sistemas de protecção contra o fogo. A campanha foi

dividida em três séries experimentais. Na primeira série, foram ensaiadas sete vigas, duas não

protegidas e cinco protegidas contra o fogo, as quais foram expostas ao fogo em apenas uma

face e submetidas a uma carga de serviço correspondente a uma flecha a meio vão de L/400. Na

segunda série experimental, foram ensaiadas três vigas, duas não protegidas e uma protegida

contra o fogo, as quais foram expostas ao fogo em três faces e sujeitas à mesma carga de

serviço. A última série foi constituída por duas vigas, uma não protegida e outra protegida

contra o fogo, tendo as mesmas sido expostas ao fogo em apenas uma face e submetidas a uma

carga de serviço correspondente a uma flecha a meio vão de L/250.

Na presente dissertação, foram ainda realizados ensaios de calorimetria diferencial de

varrimento e termogravimetria (DSC/TGA – Differential Scanning

Calorimetry/Thermogravimetric Analysis) e ensaios de flexão à temperatura ambiente (20 a

25 ºC). Os ensaios DSC/TGA foram realizados com o intuito de caracterizar o comportamento

ao fogo, quer do próprio material GFRP que constitui os perfis estudados, quer dos materiais

utilizados como protecções contra o fogo. Já os ensaios de flexão permitiram estimar parâmetros

de resistência e de rigidez dos perfis de GFRP utilizados nos ensaios de resistência ao fogo.

Na primeira série, o tempo de resistência ao fogo da viga de GFRP não protegida foi

36 minutos, enquanto as vigas protegidas colapsaram após decorridos entre 51 e 83 minutos de

ensaio. As vigas não protegida e protegida ensaiadas na segunda série colapsaram após 8 e

46 minutos de ensaio, respectivamente. Na terceira série experimental, os tempos de resistência

ao fogo das vigas não protegida e protegida foram 31 e 66 minutos, respectivamente.

Palavras chave

GFRP, perfis pultrudidos de fibra de vidro (GFRP), materiais compósitos, ensaios

experimentais, comportamento ao fogo de vigas de GFRP, sistemas de protecção contra o fogo.

Comportamento ao fogo de vigas de compósito de GFRP

ii

Abstract

iii

Abstract

Although fiber reinforced polymer (FRP) materials have a great potential in the field of civil

engineering, the current knowledge about this type of material is still scarce, which limits its

practical application. Studies on this composite material have allowed detecting some less

advantageous aspects, namely the fire reaction behaviour.

In this dissertation the behaviour of glass fiber reinforced polymer (GFRP) beams in a fire

situation was studied. The work focused on GFRP pultruded profiles with tubular square closed

cross section, made of glass fibers embedded in a polyester matrix.

The main objective of the experimental programme was to evaluate the fire resistance of the

beams and the feasibility of different fire protection systems. The experiments were divided into

three experimental series. In the first series seven beams were tested, two of them unprotected

and five with fire protection, exposed to fire only in one surface and subjected to a service load

corresponding to a midspan deflection of L/400. The second experimental series included three

beams tests, two unprotected and one fire protected, all fire exposed in three surfaces and

subjected to the same service load. The third series was composed by two beams, one

unprotected and the other with fire protection, both exposed to fire only in one surface and

subjected to a service load corresponding to a midspan deflection of L/250.

Differential scanning calorimetry and thermogravimetric analysis (DSC/TGA) tests and flexural

tests at ambient temperature (20 ºC to 25 ºC) were also performed. The DSC/TGA tests were

performed to study the thermo-physical behaviour of both GFRP and the materials used as fire

protections at elevated temperature. The flexural tests allowed the estimation of resistance and

stiffness parameters of the GFRP profiles used in the fire resistance experiments.

In the first series, the unprotected GFRP beam failed after about 36 minutes, while the five

different passive protection systems provided a fire resistence between 51-83 minutes. In the

second series, the unprotected and the protected GFRP beams failed after about 8 and

46 minutes, respectively. In the third series, the unprotected and the protected GFRP beam

failed after about 31 and 66 minutes, respectively.

Keywords

GFRP, glass fiber reinforced polymer pultruded profiles (GFRP), composite materials,

experimental tests, behaviour of GFRP beams in a fire situation, fire protection systems.


iv

Agradecimentos

v

Agradecimentos

Mais uma etapa da minha vida, longa e sinuosa, chega ao fim neste momento. No presente

trabalho, intervieram, a diversos níveis, várias pessoas às quais, desde já, gostaria de expressar

os meus sinceros agradecimentos.

Ao Professor João Ramôa Correia, orientador, agradeço profundamente pela disponibilidade,

pela amizade, pelo acreditar na qualidade do meu trabalho e pelo apoio científico,

proporcionando uma orientação exemplar.

Ao Professor Fernando Branco, co-orientador, agradeço o apoio e os sábios conselhos que

também contribuíram preponderantemente para a conclusão com sucesso do trabalho realizado.

Ao Engenheiro Marco Gomes, agradeço pela ajuda e pelos conselhos que me foi dando no

decorrer dos trabalhos experimentais.

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

agradeço todo o 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.

À Engenheira Anabela Coelho, do Departamento de Engenharia Química do Instituto Superior

Técnico, agradeço pelo apoio dado na realização dos ensaios de calorimetria diferencial de

varrimento (DSC) e termogravimetria (TGA) em amostras do material GFRP e dos materiais de

protecção contra o fogo.

À Engenheira Manuela Mendes, da empresa Robcork, agradeço pelo fornecimento do material

aglomerado de cortiça utilizado como material de protecção contra o fogo.

À Engenheira Marta Martins, do INEGI, pelo apoio prestado relativamente à manta

intumescente testada na presente campanha experimental.

Aos meus pais, à minha irmã e à minha avó, agradeço de uma maneira muito especial pelo amor

e carinho que incondicionalmente me deram e por terem estado presentes nos momentos mais

difíceis. Foram, são e sempre serão os alicerces da minha vida.

Aos meus amigos, em particular ao Carlos Cunha, ao Fábio Alcário, ao Jorge Cruz, ao Luís

Gonçalves, ao Miguel Prata, ao Olivier Passos e à Tânia Calado, agradeço por toda a amizade e

por todo o apoio.

Por fim, agradeço, de uma forma muito querida, à minha namorada, Carolina, pela dedicação,

pelo apoio, pelo companheirismo e pelo amor.


vi

Simbologia

vii

Simbologia

α coeficiente de dilatação térmica

δ deslocamento

δmáx deslocamento máximo

ε deformação; extensão

εu extensão de rotura

λ coeficiente de condutividade térmica

νxy coeficiente de Poisson

ρ densidade

ρ/ρ0 densidade relativa

σ tensão axial

σcu resistência à compressão

σfu resistência à flexão

σtu resistência à tracção

σu tensão de rotura

(Δδ/Δt)máx taxa máxima de deslocamento a meio vão

1/R curvatura

A área da secção transversal

AC protecção com aglomerado de cortiça

c calor específico

Cp capacidade térmica específica

E módulo de elasticidade/Young

Eap módulo de elasticidade “aparente”

Eef módulo de elasticidade “efectivo”

Fsbs resistência ao corte interlaminar

G módulo elástico de distorção

HR humidade nominal

I momento de inércia

k' constante que depende da largura de relaxação

K coeficiente de área de corte

K3 permeabilidade aos gases

L comprimento do elemento

Lapoios distância entre apoios


viii

Ltotal comprimento total da viga

M momento flector

Mmáx momento flector máximo

P força aplicada; resistência do material em função da temperatura

Pu resistência máxima; força de colapso

Pu,total força total de colapso

Pr resistência residual

Rn parâmetro associado ao comportamento ao fogo das matrizes poliméricas

RW protecção com lã de rocha

SC protecção com silicato de cálcio

t tempo

trotura tempo de resistência ao fogo

T temperatura

Tcr temperatura para a qual se verifica um diminuição na resistência do material

Td temperatura de decomposição

Td,ei temperatura inicial de decomposição extrapolada

Td,ef temperatura final de decomposição extrapolada

Td,f temperatura final de decomposição

Td,i temperatura inicial de decomposição

Td,m temperatura média de decomposição

T-forno temperatura no forno

Tg temperatura de transição vítrea

Tg,mech temperatura para a qual o material perde 50% da sua resistência

Ti termopar i

T-m-FI temperatura média na face inferior

T-m-FL temperatura média na face lateral

T-m-FS temperatura média na face superior

T0 temperatura inicial do forno

TEC protecção com manta intumescente

TI protecção com tinta intumescente

wel módulo de flexão elástico

Índice

ix

Índice geral

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

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

Agradecimentos ........................................................................................................................ v

Simbologia .............................................................................................................................vii

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

Índice de tabelas .................................................................................................................... xix

1. Capítulo 1 – Introdução ..................................................................................................... 1

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

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

1.3. Organização da dissertação ........................................................................................ 3

1.4. Referências ................................................................................................................ 4

2. Capítulo 2 – Estado da arte ................................................................................................ 5

2.1. Introdução ................................................................................................................. 5

2.2. Materiais FRP ............................................................................................................ 5

2.2.1. Contexto histórico .............................................................................................. 5

2.2.2. Formas ............................................................................................................... 7

2.2.3. Materiais constituintes ..................................................................................... 11

2.2.4. Processos de fabrico ......................................................................................... 18

2.3. Perfis de GFRP ........................................................................................................ 21

2.3.1. Secções transversais de perfis pultrudidos de GFRP ......................................... 21

2.3.2. Propriedades dos perfis de GFRP ..................................................................... 22

2.3.3. Ligações entre elementos GFRP ....................................................................... 25

2.3.4. Vantagens e inconvenientes ............................................................................. 26

2.3.5. Campo de aplicação dos perfis de GFRP .......................................................... 27

2.4. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GRFP ........................................... 29

2.4.1. Fases e propagação de incêndios em edifícios................................................... 29

2.4.2. Fenómenos de degradação do material GFRP a temperaturas elevadas ............. 33

2.4.3. Propriedades do material GFRP em função da temperatura ............................... 36

2.4.4. Reacção ao fogo dos materiais GFRP ............................................................... 38


x

2.4.5. Propriedades mecânicas do material GFRP em função da temperatura .............. 42

2.4.6. Comportamento ao fogo de elementos estruturais em GFRP ............................. 47

2.5. Referências .............................................................................................................. 53

3. Capítulo 3 – Programa experimental ................................................................................ 57

3.1. Introdução ............................................................................................................... 57

3.2. Objectivos da campanha experimental ..................................................................... 57

3.3. Programa experimental ............................................................................................ 57

3.4. Materiais ................................................................................................................. 58

3.4.1. Perfil de GFRP................................................................................................. 58

3.4.2. Protecção contra o fogo .................................................................................... 60

3.5. Ensaios de DSC/TGA .............................................................................................. 62

3.5.1. Objectivos e princípio dos ensaios .................................................................... 62

3.5.2. Procedimento experimental .............................................................................. 64

3.6. Ensaios de flexão à temperatura ambiente ................................................................ 65

3.6.1. Objectivos dos ensaios ..................................................................................... 65

3.6.2. Procedimento experimental .............................................................................. 68

3.7. Ensaios de resistência ao fogo .................................................................................. 71

3.7.1. Objectivos dos ensaios ..................................................................................... 71

3.7.2. Corte das vigas a ensaiar .................................................................................. 72

3.7.3. Preparação dos termopares ............................................................................... 72

3.7.4. Colocação dos termopares ................................................................................ 74

3.7.5. Aplicação dos revestimentos ............................................................................ 82

3.7.6. Esquema de ensaio ........................................................................................... 88

3.7.7. Procedimento de ensaio .................................................................................... 96

3.8. Referências .............................................................................................................. 98

4. Capítulo 4 – resultados e discussão .................................................................................. 99

4.1. Introdução ............................................................................................................... 99

4.2. Ensaios de DSC/TGA .............................................................................................. 99

4.2.1. Perfil de GFRP............................................................................................... 100

4.2.2. Materiais de protecção ................................................................................... 102

4.3. Ensaio de flexão à temperatura ambiente................................................................ 106

4.3.1. Efeito de introduzir uma abertura na face superior .......................................... 106

4.3.2. Definição do nível de carga a adoptar ............................................................. 109

Índice

xi

4.4. Ensaios de resistência ao fogo ................................................................................ 111

4.4.1. Série 1 ........................................................................................................... 111

4.4.2. Série 2 ........................................................................................................... 124

4.4.3. Série 3 ........................................................................................................... 132

4.4.4. Discussão dos resultados ................................................................................ 138

4.4.5. Regulamentação e campo de aplicação ........................................................... 146

4.5. Referências ............................................................................................................ 147

5. Capítulo 5 – Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros ............................. 149

5.1. Conclusões ............................................................................................................ 149

5.2. Perspectivas de desenvolvimentos futuros .............................................................. 151

Anexos ................................................................................................................................. A.1

Anexo A: Ficha técnica do silicato de cálcio ...................................................................... A.3

Anexo B: Ficha técnica da manta intumescente ................................................................. A.5

Anexo C: Ficha técnica da tinta intumescente .................................................................... A.7


xii

Índice de figuras

xiii

Índice de figuras

Capítulo 2 - Estado da arte

Figura 2.1: Monsanto House of Future.. .................................................................................... 6

Figura 2.2: Resumo da evolução dos FRP ao longo do tempo. ................................................... 7

Figura 2.3: Formas estruturais dos FRP. .................................................................................... 8

Figura 2.4: Laminado CFRP. ..................................................................................................... 8

Figura 2.5: Reforço à flexão de uma viga com laminados de FRP. ............................................. 8

Figura 2.6: Reforço de estruturas de betão através de laminados FRP. ....................................... 9

Figura 2.7: Mantas de reforço utilizadas em pilares do Viaduto Duarte Pacheco. ....................... 9

Figura 2.8: (a) Varões de GFRP para o reforço do tabuleiro de uma ponte e (b) varões de CFRP

para o reforço do tabuleiro de uma ponte. ................................................................................ 10

Figura 2.9: Cabos de pré-esforço de CFRP na Ponte Verdasio. ................................................ 10

Figura 2.10: Perfis com secções: (a) tubular quadrada, (b) em I, (c) em C, (d) em cantoneira, (e)

em T, (f) circular e (g) em ómega. ........................................................................................... 11

Figura 2.11: Colocação de painéis alveolares........................................................................... 11

Figura 2.12: Perfil de GFRP. ................................................................................................... 12

Figura 2.13: Mechas de filamentos contínuos (a) não torcidos e (b) torcidos e (c) mantas com

fibras curtas dispostas aleatoriamente e (d) com fibras contínuas direccionadas 0o/90

o e

entrelaçadas. ........................................................................................................................... 14

Figura 2.14: Esquema relativo à linha de fabrico para o caso da produção por pultrusão. ......... 19

Figura 2.15: (a) Sistema de manuseamento das fibras de reforço, (b) passagem na pré-forma e

(c) corte no final da linha de montagem. .................................................................................. 20

Figura 2.16: Formas estruturais típicas dos perfis de primeira geração. .................................... 21

Figura 2.17: Disposição típica das camadas de reforço num compósito pultrudido. .................. 22

Figura 2.18: Novas formas de perfis pultrudidos utilizados em pontes. .................................... 22

Figura 2.19: Análise comparativa, (a) da tensão de rotura à tracção e (b) do módulo de

elasticidade em flexão, entre os materiais GFRP, aço, madeira, alumínio e PVC. ..................... 23

Figura 2.20: (a) Comparação da densidade, (b) do coeficiente de dilatação térmica e (c) do

coeficiente de condutibilidade térmica entre os materiais GFRP, aço, madeira, alumínio e PVC.

............................................................................................................................................... 24

Figura 2.21: (a) Ligação aparafusada numa estrutura de pórtico tridimensional, (b) ligação

colada entre painéis GFRP de um tabuleiro de uma ponte e (c) ligação por encaixe. ................ 26

Figura 2.22: (a) Utilização de perfis de GFRP em escadas com guardas e (b) em painéis de

fachada. .................................................................................................................................. 27

Figura 2.23: (a) Ponte Aberfeldy e (b) ponte basculante Bonds Mill. ....................................... 28

Figura 2.24: Edifício Eyecatcher. ............................................................................................ 28

Figura 2.25: (a) Instalação de um pavimento e (b) reforço de um pavimento de madeira. ......... 29

Figura 2.26: Castelo Wörlitz. .................................................................................................. 29

Figura 2.27: (a) Passadiços na Ponte 25 de Abril, (b) perfis de GFRP na cobertura do C.C.

Colombo e (c) passadiços da cobertura da Estação do Rossio. ................................................. 29

Figura 2.28: Triângulo do fogo. ............................................................................................... 30

Figura 2.29: Fases de um incêndio real e curva de um incêndio padrão. ................................... 31

Figura 2.30: Propagação de um incêndio num edifício. ............................................................ 32

Figura 2.31: Mecanismo de decomposição térmica de polímeros compósitos. .......................... 34

Figura 2.32: Propriedades físicas do compósito de fibras vidro e resina epóxida em função da

temperatura. ............................................................................................................................ 37


xiv

Figura 2.33: Variação da capacidade térmica específica do compósito de fibras vidro e resina

epoxídica em função da temperatura........................................................................................ 38

Figura 2.34: Efeito do fluxo de calor incidente e da resina polimérica no material GFRP. ........ 39

Figura 2.35: Taxa de libertação de calor do material GFRP (vidro-viniléster) para um fluxo de

calor incidente de 50 kW/m2. .................................................................................................. 39

Figura 2.36: Curva da perda de massa no material GFRP (vidro-poliéster) para um fluxo de

calor incidente de 25 kW/m2. .................................................................................................. 40

Figura 2.37: Taxa de propagação de chamas em compósitos constituídos por fibras de vidro e

por diferentes resinas poliméricas. ........................................................................................... 41

Figura 2.38: Fumo produzido pelo material GFRP (vidro-poliéster) para um fluxo de calor

incidente de 50 kW/m2. ........................................................................................................... 41

Figura 2.39: Isolamento térmico em compósitos constituídos por fibras de vidro e por diferentes

resinas poliméricas submetidas à curva de incêndio de hidrocarbonetos. .................................. 43

Figura 2.40: Variação da propriedade mecânica P em função da temperatura. .......................... 44

Figura 2.41: Módulo de Young de um elemento pultrudido de GFRP (resina poliéster) em

função da temperatura. ............................................................................................................ 45

Figura 2.42: Variação da resistência à tracção e à compressão do material GFRP (vidro-

poliéster) em função da temperatura. ....................................................................................... 46

Figura 2.43: Tempo de rotura do compósito vidro-viniléster em função das tensões de

compressão e de tracção para um fluxo de calor incidente de 50 kW/m2. ................................. 47

Figura 2.44: Resultados dos ensaios à compressão para as colunas com 30 mm de comprimento.

............................................................................................................................................... 48

Figura 2.45: Rotura do material GFRP (vidro-poliéster) para temperaturas reduzidas............... 48

Figura 2.46: Rotura do material GFRP (vidro-poliéster) para temperaturas elevadas. ............... 49

Figura 2.47: Resultados dos ensaios à compressão para as colunas com 400 mm de

comprimento. .......................................................................................................................... 49

Figura 2.48: (a) Esquema de ensaio, (b) vista de cima do forno e (c) tampa construída

especialmente para reter os gases libertados durante os ensaios de resistência ao fogo. ............ 51

Figura 2.49: (a) Perfis IPE 120 e IPE 160 e (b) preparação das vigas protegidas com lã mineral e

(c) com tinta intumescente. ..................................................................................................... 51

Figura 2.50: Laje de GFRP constituída por 3 vigas. ................................................................. 53

Capítulo 3 - Programa experimental

Figura 3.1: Perfil de GFRP utilizado na presente campanha experimental. ............................... 59

Figura 3.2: Possibilidade de extrapolação dos resultados dos tubos para os painéis

multicelulares. ........................................................................................................................ 59

Figura 3.3: Aglomerado de cortiça. ......................................................................................... 60

Figura 3.4: Lã de rocha. .......................................................................................................... 61

Figura 3.5: Silicato de cálcio. .................................................................................................. 61

Figura 3.6: Manta intumescente – tecnofire. ............................................................................ 62

Figura 3.7: Tinta intumescente. ............................................................................................... 62

Figura 3.8: Curva da massa que tipicamente o material GFRP apresenta em função da

temperatura. ............................................................................................................................ 63

Figura 3.9: (a) Equipamento Perkin Elmer STA6000 e (b) cadinho de alumina. ....................... 64

Figura 3.10: Termopares aplicados executando diferentes furos. .............................................. 65

Figura 3.11: Abertura executada na face superior do perfil. ..................................................... 66

Figura 3.12: Técnica das palhinhas. ......................................................................................... 67

Índice de figuras

xv

Figura 3.13: Viga instrumentada com termopares através da técnica da palhinha. .................... 67

Figura 3.14: Ensaio para definição do nível de carga a adoptar. ............................................... 68

Figura 3.15: Esquema do ensaio de flexão à temperatura ambiente. ......................................... 68

Figura 3.16: Apoios (a) fixo e (b) móvel das vigas ensaiadas à flexão à temperatura ambiente. 69

Figura 3.17: (a) Macaco hidráulico, (b) célula de carga, (c) viga de distribuição, (d)

deflectómetro e (e) apoio da viga............................................................................................. 69

Figura 3.18: Apoio utilizado como ponto de aplicação de força nos ensaios de flexão à

temperatura ambiente. ............................................................................................................. 70

Figura 3.19: Tampa. ................................................................................................................ 70

Figura 3.20: (a) S&P Resin 220 e (b) mistura das componentes A e B. .................................... 70

Figura 3.21: Fases da colagem da tampa: (a) e (b) colocação de cola nas faces cortadas, (c)

colocação da tampa e (d) remoção da cola em excesso. ........................................................... 71

Figura 3.22: Serra de disco utilizada no corte dos perfis de GFRP. .......................................... 72

Figura 3.23: Equipamento utilizado na fusão dos termopares. .................................................. 72

Figura 3.24: (a) Fios dos termopares separados, (b) pontas dos termopares enroladas e (c)

termopares com pontas fundidas.............................................................................................. 72

Figura 3.25: Fusão em série das pontas dos termopares. .......................................................... 73

Figura 3.26: (a) Marcação do perfil, (b) execução do furo e tampa com resina de poliéster, (c)

colocação do termopar com resina de poliéster e (d) ajuste do revestimento do termopar. ........ 73

Figura 3.27: Termopar preparado de modo incorrecto.............................................................. 73

Figura 3.28: Tampa com termopares T11 e T12 da viga NPCT – série 1. ................................. 74

Figura 3.29: Posicionamento dos termopares na viga NPCT – série 1 (em cima, vistas das faces

superior (FS), lateral (FL) e inferior (FI); em baixo, secção transversal)................................... 75

Figura 3.30: (a) Remoção da tampa, (b) colocação dos termopares na FI e (c) colocação dos

termopares na FL. ................................................................................................................... 75

Figura 3.31: (a) Tampa quadrada em lã mineral e (b) colocação das tampas nos topos das vigas.

............................................................................................................................................... 76

Figura 3.32: Posicionamento dos termopares nas vigas NPST – séries 1 e 3 (em cima, vistas das

faces superior (FS), lateral (FL) e inferior (FI); em baixo, secção transversal). ......................... 76

Figura 3.33: Posicionamento dos termopares nas vigas protegidas – séries 1 e 3 (em cima, vistas

das faces superior (FS), lateral (FL) e inferior (FI); em baixo, secção transversal). ................... 77

Figura 3.34: (a) Colocação dos termopares nas faces superior, (b) lateral e (c) inferior das vigas

protegidas das séries 1 e 3. ...................................................................................................... 77

Figura 3.35: Viga não protegida com duas tampas – série 2. .................................................... 78



Figura 3.37: (a) Colocação dos termopares nas faces inferior e (b) lateral e (c) colagem da tampa

da face lateral da viga NPCT – série 2. .................................................................................... 79

Figura 3.38: Posicionamento dos termopares na viga NPST – série 2 (em cima, vistas das faces


Figura 3.39: Posicionamento dos termopares na viga SC – série 2 (em cima, vistas das faces


Figura 3.40: (a) Colocação dos termopares nas faces superior, (b) lateral e (c) inferior da viga

SC da série 2. .......................................................................................................................... 81

Figura 3.41: (a) Mesa de corte utilizada para cortar os revestimentos e (b) berbequim vertical

utilizado para efectuar rasgos nos revestimentos. ..................................................................... 82

Figura 3.42: Rasgos realizados no revestimento de AC. ........................................................... 82

Figura 3.43: Fixação mecânica do revestimento de aglomerado de cortiça. .............................. 83


xvi

Figura 3.44: Esquema de aplicação do revestimento AC. ......................................................... 83

Figura 3.45: (a) Aplicação do mástique refractário no revestimento AC, (b) colagem do

revestimento AC e (c) colocação da cinta da viga AC – série 1. ............................................... 83

Figura 3.46: Argamassa fornecida conjuntamente com a lã mineral. ........................................ 84

Figura 3.47: Esquema de aplicação do revestimento RW. ........................................................ 84

Figura 3.48: (a) Aplicação da argamassa, (b) e (c) colagem do revestimento RW e (d) colocação

da cinta na viga RW – série 1. ................................................................................................. 84

Figura 3.49: Rasgos realizados na zona central das protecções aplicadas nas vigas SC –

séries 1 e 3 (em cuja superfície já estava aplicado o mastique refractário). ............................... 85

Figura 3.50: Esquema de aplicação dos revestimentos SC – séries 1 e 3................................... 85

Figura 3.51: (a) e (b) Aplicação do revestimento SC e (c) colocação da cinta nas vigas SC –

séries 1 e 3. ............................................................................................................................. 85

Figura 3.52: Teste prévio para a aplicação do revestimento TEC. ............................................ 86

Figura 3.53: (a) Aplicação da resina de poliéster com um pincel e (b) colocação da manta

intumescente sobre a área onde tinha sido aplicada a resina. .................................................... 86

Figura 3.54: Colagem dos espaçadores plásticos à viga de GFRP. ........................................... 86

Figura 3.55: (a) Aplicação da primeira demão da tinta, (b) acabamento final a meio vão da viga

e (c) vista geral do acabamento final da viga TI – série 1. ........................................................ 87

Figura 3.56: Rasgos realizados nas tiras aplicadas nas faces inferior (tira central) e laterais (tiras

da esquerda e da direita) da viga SC – série 2. ......................................................................... 87

Figura 3.57: Fixação mecânica do revestimento aplicado na viga SC – série 2. ........................ 88

Figura 3.58: Esquema de aplicação do revestimento da viga SC – série 2. ............................... 88

Figura 3.59: Colocação do revestimento nas faces (a) inferior e (c) laterais e (b) colocação das

cintas na viga SC – série 2....................................................................................................... 88

Figura 3.60: (a) Forno com porta e (b) sem porta. .................................................................... 89

Figura 3.61: Curva de incêndio padrão definida pela norma ISO 834. ...................................... 90

Figura 3.62: (a) Colagem do velcro à campânula e (b) colocação das mantas cosidas. .............. 90

Figura 3.63: (a) Velcro cosido à manta ignífuga, (b) estrutura de aglomerado de cortiça e (c)

sistema de protecção contra o vento visto do interior da campânula. ........................................ 91

Figura 3.64: Apoios utilizados nos ensaios de resistência ao fogo. ........................................... 91

Figura 3.65: Esquema da tampa utilizada na série 1 (vista da face lateral do forno). ................. 91

Figura 3.66: Aplicação da fita intumescente. ........................................................................... 92

Figura 3.67: (a) Camarão colocado a meio vão da viga e fio do deflectómetro e (b) caixa em

silicato de cálcio que protege o deflectómetro de fio do fogo. .................................................. 92

Figura 3.68: Esquema de ensaio. ............................................................................................. 93

Figura 3.69: Apoios (a) fixo e (b) móvel utilizados nos ensaios de resistência ao fogo. ............ 93

Figura 3.70: Pesos utilizados na série 1. .................................................................................. 94

Figura 3.71: (a) Estrutura de aço e (b) modo como foi aplicada a força sobre as vigas de GFRP.

............................................................................................................................................... 94

Figura 3.72: Esquema da tampa utilizada na série 2. ................................................................ 95

Figura 3.73: Colocação do bloco de lã referido. ....................................................................... 95

Figura 3.74: Pesos utilizados na série 3. .................................................................................. 96

Figura 3.75: Ligação dos termopares e do extensómetro de fio ao datalogger e ao computador.

............................................................................................................................................... 97

Figura 3.76: Unidade de controlo do forno. ............................................................................. 97

Figura 3.77: Remoção de uma viga de GFRP no fim do ensaio. ............................................... 97

Índice de figuras

xvii

Capítulo 4 - Resultados e discussão

Figura 4.1: Curvas da percentagem de massa perdida do material GFRP em função da

temperatura. .......................................................................................................................... 100

Figura 4.2: Fluxo de calor por unidade de massa libertado/absorvido pelo material GFRP em

função da temperatura. .......................................................................................................... 100

Figura 4.3: Análise comparativa das curvas percentagem de massa perdida e fluxo de calor por

unidade de massa do material GFRP em função da temperatura. ............................................ 101

Figura 4.4: Curva da percentagem de massa perdida dos materiais utilizados na protecção contra

o fogo das vigas de GFRP em função da temperatura. ........................................................... 103

Figura 4.5: Fluxo de calor por unidade de massa libertado/absorvido pelos materiais utilizados

na protecção contra o fogo das vigas de GFRP em função da temperatura.............................. 103

Figura 4.6: Diagrama de força-deslocamento das vigas com e sem tampa. ............................. 106

Figura 4.7: Esquema de ensaio e diagramas de momentos e de esforço transverso aplicados

sobre a viga de GFRP............................................................................................................ 107

Figura 4.8: Diagrama de momento-extensão das faces inferiores (FI) e superiores (FS) das vigas

com e sem tampa. ................................................................................................................. 107

Figura 4.9: Destacamento da tampa no ensaio da viga V1. ..................................................... 109

Figura 4.10: Curva da força total aplicada na viga de GFRP em função do tempo. ................. 109

Figura 4.11: Curva de força-deslocamento observada no 2.º ciclo de carregamento. ............... 110

Figura 4.12: Rotura por corte das faces laterais da viga V3. ................................................... 110

Figura 4.13: Exposição ao fogo das vigas da série 1. ............................................................. 111

Figura 4.14: Temperaturas registadas no forno nos ensaios pertencentes à série 1. ................. 112

Figura 4.15: Temperaturas observadas no ensaio da viga NPCT – série 1. ............................. 112

Figura 4.16: Diferença de temperaturas registadas no ar interior do perfil de GFRP. .............. 113

Figura 4.17: Temperaturas observadas no ensaio da viga NPST – série 1. .............................. 113

Figura 4.18: Temperaturas registadas no ensaio da viga AC – série 1..................................... 114

Figura 4.19: Temperaturas registadas no ensaio da viga RW – série 1. ................................... 114

Figura 4.20: Temperaturas registadas no ensaio da viga SC – série 1. .................................... 115

Figura 4.21: Temperaturas observadas no ensaio da viga TEC – série 1. ................................ 116

Figura 4.22: Temperaturas registadas no ensaio da viga TI – série 1. ..................................... 116

Figura 4.23: Temperaturas médias registadas nas faces superiores das vigas pertencentes à

série 1. .................................................................................................................................. 117

Figura 4.24: Temperaturas médias registadas nas faces laterais das vigas pertencentes à série 1.

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

Figura 4.25: Temperaturas médias registadas nas faces inferiores das vigas pertencentes à

série 1. .................................................................................................................................. 118

Figura 4.26: Deslocamentos registados a meio vão das vigas pertencentes à série 1. .............. 119

Figura 4.27: Tempos de rotura das vigas da série 1. ............................................................... 120

Figura 4.28: (a) Rotura a meio vão e (b) aspecto final da viga NPST - série 1. ....................... 121

Figura 4.29: (a) Aglomerado de cortiça carbonizado junto aos apoios e (b) e (c) vistas globais da

rotura da viga AC – série 1. .................................................................................................. 121

Figura 4.30: (a) Cor final da lã de rocha, (b) rotura por compressão na face superior e por corte

da face lateral e (c) vista geral após exposição ao fogo da viga RW – série 1. ........................ 122

Figura 4.31: (a) Pormenor da rotura por compressão da face superior e por corte na face lateral,

(b) alteração de cor do silicato de cálcio e (c) vista global após ensaio da viga SC – série 1. .. 123

Figura 4.32: (a) e (b) Zona de rotura do perfil, (c) manta intumescente expandida após

exposição ao fogo e (d) vista global após ensaiada a viga TEC – série 1. ............................... 123


xviii

Figura 4.33: (a) Rotura do perfil sobre um dos pontos de aplicação da força, (b) secção muito

alterada onde ocorreu o colapso e (c) vista global após ensaiada a viga TI – série 1. .............. 124

Figura 4.34: Exposição ao fogo das vigas da série 2. ............................................................. 125


Figura 4.36: Temperaturas observadas no ensaio da viga NPCT – série 2. ............................. 126


Figura 4.38: Temperaturas observadas no ensaio da viga SC – série 2. .................................. 128

Figura 4.39: Temperaturas médias observadas nos ensaios das vigas da série 2. ..................... 129

Figura 4.40: Comparação dos resultados obtidos nos ensaios das vigas NPCT-1F e NPCT-3F.

............................................................................................................................................. 129

Figura 4.41: Comparação dos resultados obtidos nos ensaios das vigas SC-1F e SC-3F. ........ 129

Figura 4.42: Deslocamentos registados a meio vão das vigas pertencentes às séries 1 e 2. ...... 130

Figura 4.43: Tempos de rotura das vigas das séries 1 e 2. ...................................................... 131

Figura 4.44: (a) Rotura por abaulamento nas faces laterais, (b) fissura na face superior e (c)

vista global após exposição ao fogo da viga NPST – série 2. ................................................. 131

Figura 4.45: (a) Secção da rotura e (b) vista global da viga SC – série 2. ............................... 132



Figura 4.48: Temperaturas observadas no ensaio da viga SC – série 3. .................................. 134

Figura 4.49: Temperaturas médias observadas nos ensaios das vigas da série 3. ..................... 135

Figura 4.50: Deslocamentos registados a meio vão das vigas pertencentes às séries 1 e 3. ...... 136

Figura 4.51: Tempos de rotura das vigas das séries 1 e 3. ...................................................... 136

Figura 4.52: (a) Rotura por compressão da face superior, (b) delaminação da face lateral e (c)

vista global após exposição ao fogo da viga NPST – série 3. ................................................. 137

Figura 4.53: (a) Rotura da face superior por compressão e (b) vista global após exposição ao

fogo da viga SC - série 3. ..................................................................................................... 138

Figura 4.54: Comparação dos tempos de rotura [min] registados nas séries 1, 2 e 3................ 140

Figura 4.55: Resistência à compressão do material GFRP em função da temperatura. ............ 143

Figura 4.56: Comparação dos resultados obtidos na presente campanha experimental com os

resultados obtidos por Correia (*).......................................................................................... 144

Índice de tabelas

xix

Índice de tabelas

Capítulo 2 – Estado da arte

Tabela 2.1: Características típicas das fibras de reforço. .......................................................... 12

Tabela 2.2: Propriedades físicas e mecânicas das resinas termoendurecíveis. ........................... 15

Tabela 2.3: Propriedades mecânicas típicas dos perfis de GFRP. ............................................. 23

Tabela 2.4: Propriedades físicas dos perfis de GFRP. .............................................................. 24

Tabela 2.5: Tabela resumo da campanha experimental. ........................................................... 50

Tabela 2.6: Resumo dos tempos de rotura das vigas ensaiadas por Correia. ............................. 51

Tabela 2.7: Resultados dos ensaios de resistência das vigas ensaiadas por Ludwig et al. .......... 52

Capítulo 3 – Programa experimental

Tabela 3.1: Campanha experimental para os ensaios de resistência ao fogo.............................. 58

Tabela 3.2: Propriedades mecânicas do perfil de GFRP utilizado na campanha experimental. .. 59

Tabela 3.3: Propriedades características do aglomerado de cortiça. .......................................... 60

Tabela 3.4: Propriedades da lã de rocha disponibilizadas pelo fabricante. ................................ 60

Tabela 3.5: Propriedades do material silicato de cálcio disponibilizadas pelo fabricante. .......... 61

Tabela 3.6: Propriedades da manta intumescente disponibilizadas pelo fabricante.................... 62

Tabela 3.7: Propriedades da tinta intumescente disponibilizadas pelo fabricante. ..................... 62

Tabela 3.8: Campanha experimental de ensaio DSC/TGA. ...................................................... 64

Tabela 3.9: Características das três vigas ensaiadas à flexão à temperatura ambiente. .............. 68

Tabela 3.10: Colocação dos termopares nas vigas com e sem protecção das séries 1 e 3........... 74

Tabela 3.11: Colocação dos termopares nas vigas com e sem protecção da série 2. .................. 78

Capítulo 4 – Resultados e discussão

Tabela 4.1: Massa inicial das amostras ensaiadas..................................................................... 99

Tabela 4.2: Resultados obtidos na presente campanha experimental e resultados obtidos por

Correia. ................................................................................................................................. 102

Tabela 4.3: Cálculo dos módulos de elasticidade “aparente” e “efectivo”. .............................. 108

Tabela 4.4: Resistência e rigidez das vigas de GFRP com e sem tampa ensaiadas à flexão. .... 108

Tabela 4.5: Forças aplicadas correspondentes às deformações a meio vão de L/400 e L/250. . 109

Tabela 4.6: Temperaturas médias registadas na rotura da viga NPST – série 1. ...................... 120

Tabela 4.7: Temperaturas médias registadas na rotura da viga AC – série 1. .......................... 121

Tabela 4.8: Temperaturas médias registadas na rotura da viga RW – série 1. ......................... 122

Tabela 4.9: Temperaturas médias registadas na rotura da viga SC – série 1. ........................... 122

Tabela 4.10: Temperaturas médias registadas na rotura da viga TEC – série 1. ...................... 123

Tabela 4.11: Temperaturas médias registadas na rotura da viga TI – série 1. .......................... 124

Tabela 4.12: Temperaturas médias registadas na rotura da viga NPST – série 2. .................... 132

Tabela 4.13: Temperaturas médias registadas na rotura da viga SC – série 2. ......................... 132

Tabela 4.14: Temperaturas médias registadas na rotura da viga NPST – série 3. .................... 137

Tabela 4.15: Temperaturas médias registadas na rotura da viga SC – série 3. ......................... 138

Tabela 4.16: Comparação de resultados entre as séries 1 e 2. ................................................. 139

Tabela 4.17: Comparação de resultados entre as séries 1 e 3. ................................................. 139

Tabela 4.18: Temperaturas médias registadas na rotura das vigas da série 1. .......................... 141

Tabela 4.19: Temperaturas médias registadas na rotura das vigas das séries 1 e 2. ................. 142


xx

Tabela 4.20: Temperaturas médias registadas na rotura das vigas das séries 1 e 3. ................. 142

Tabela 4.21: Cálculo dos momentos flectores máximos (M) e das tensões de compressão nas

faces superiores (σcompressão) das vigas ensaiadas nas séries 1 e 3. ............................................ 143

Tabela 4.22: Comparação entre os resultados obtidos na série 1 e os resultados obtidos por

Correia. ................................................................................................................................. 144

Tabela 4.23: Cálculos do GRF, do GRFU e do parâmetro “Protecção”. ................................. 145

Tabela 4.24: Critério de capacidade de carga resistente para vigas. ........................................ 146

Tabela 4.25: Classificação do comportamento ao fogo das vigas ensaiadas na série 1. ........... 146

Tabela 4.26: Classificação do comportamento ao fogo das vigas ensaiadas nas séries 2 e 3. ... 147

Capítulo 1 – Introdução

1

1. Capítulo 1 – Introdução

1.1. Enquadramento geral

Desde o início da sua existência que o Homem procurou ter um lugar onde se sentisse seguro e

onde pudesse viver. Começou por viver em cavernas mas, com a descoberta de novos materiais

e com a necessidade de satisfazer necessidades crescentes, procurou começar a construir as suas

habitações. Com o passar dos séculos, o Homem foi aumentando cada vez mais as suas

exigências e adquirindo inclusivamente novas necessidades.

Até ao século XVIII, foi com a pedra, a madeira, a terra e as fibras vegetais que o ser humano

foi construindo as suas habitações, os seus monumentos e as suas pontes. A partir do

século XVIII, com o aparecimento do aço e do betão armado, deu-se uma revolução ao nível do

modo como se viria a construir [1.1].

Actualmente, o material maioritariamente utilizado em termos construtivos é o betão armado,

um material compósito que explora as melhores características do betão e do aço. A utilização

de materiais compósitos, algo que já era feito desde a Antiguidade, é hoje em dia

completamente vulgar, existindo uma grande diversidade de materiais compósitos aplicados em

diversos sectores de actividade, nomeadamente na área da engenharia [1.2].

Na década de 1940, as indústrias aeroespacial e naval começaram a desenvolver materiais

plásticos reforçados com fibras, também conhecidos como FRP’s (do inglês, Fiber Reinforced

Polymer) [1.3]. A aplicação deste tipo de material compósito no sector da construção surgiu

com maior destaque por volta da década de 1980, coincidindo este momento com uma redução

no custo de produção dos FRP’s. A referida redução no custo de produção ocorreu no final da

década de 1980 e durante a de 1990 e correspondeu a um período no qual houve um grande

avanço tecnológico [1.2].

O material em estudo na presente dissertação de mestrado é um material compósito, um

polímero reforçado com fibras de vidro (GFRP, do inglês, Glass Fiber Reinforced Polymer),

que foi desenvolvido mais recentemente. Presentemente, este material possui como pontos

fortes o seu reduzido custo de manutenção, a sua elevada durabilidade e a não corrosibilidade,

apresentando-se como uma alternativa às actuais construções em betão armado e em aço que

acarretam consideráveis custos de manutenção [1.2].

Contudo, o GFRP caracteriza-se por apresentar um comportamento frágil e um deficiente

comportamento ao fogo, o que condiciona consideravelmente a sua aplicação em termos

práticos [1.2]. A presente dissertação visa estudar o comportamento ao fogo de vigas de

compósito de GFRP e testar a eficácia de diferentes soluções de protecção contra o fogo.

Actualmente, os sistemas estruturais vulgarmente utilizados ao nível da Engenharia Civil são

constituídos essencialmente por pilares/colunas, vigas e lajes. No que respeita ao

comportamento ao fogo de colunas de GFRP, Wong et al. [1.4], por exemplo, estudaram este

tipo de elemento estrutural. Correia [1.5] e Ludwig et al. [1.6] estudaram o comportamento ao

fogo de vigas de GFRP e Massot [1.7] e Keller et al. [1.8] testaram o comportamento ao fogo de

lajes de GFRP.

Apesar dos estudos já realizados, a utilização de elementos de GFRP em aplicações da

Engenharia Civil continua a ser muito condicionada, nomeadamente pelo custo de produção e

pelo insuficiente conhecimento sobre este material. O comportamento ao fogo é, sem dúvida,


2

um aspecto importante a estudar para contrariar a presente realidade e permitir ou não uma

maior aplicação deste material na indústria da construção.

1.2. Objectivos e metodologia

A presente dissertação teve como principais objectivos o estudo do comportamento ao fogo de

vigas de compósito de GFRP de secção transversal tubular quadrada (100×100×8 mm) e o

estudo da eficácia de diferentes sistemas de protecção contra o fogo. Embora já existam alguns

estudos sobre este tema, o actual estado do conhecimento é ainda insuficiente, razão pela qual se

torna importante estudar este assunto.

Para estudar o comportamento ao fogo de vigas de GFRP, foi realizada uma campanha

experimental constituída por 12 vigas e subdividida em três séries experimentais, séries 1, 2 e 3.

Na primeira série, foram ensaiadas sete vigas, duas não protegidas e cinco protegidas contra o

fogo, as quais foram expostas ao fogo apenas em uma das quatro faces e submetidas a uma

carga de serviço equivalente a uma flecha a meio vão de L/400. Nesta série experimental, os

materiais utilizados como protecções contra o fogo foram os seguintes: aglomerado de cortiça,

lã mineral, silicato de cálcio, manta intumescente e tinta intumescente.

Na segunda série, foram ensaiadas três vigas de GFRP, duas não protegidas e uma protegida

contra o fogo com silicato de cálcio. Na série 2, o nível de carga aplicado foi igual ao utilizado

na série 1, mas a exposição ao fogo foi diferente, já que as vigas de compósito foram expostas

em três faces. A exposição ao fogo em três faces do perfil foi efectuada com o intuito de

compreender qual o efeito que o número de faces tem no comportamento térmico e mecânico

das vigas de GFRP, nomeadamente no tempo de resistência ao fogo.

A última das três séries experimentais mencionadas, a série 3, foi constituída por duas vigas,

uma não protegida e outra protegida com silicato de cálcio, tendo a exposição ao fogo das

mesmas sido efectuada apenas numa face, tal como na série 1. Na série 3, as vigas de GFRP

foram ensaiadas submetendo as mesmas a uma carga de serviço correspondente a uma flecha a

meio vão de L/250, o que permitiu estudar qual a influência que o nível de carga aplicado tem

sobre o tempo de resistência ao fogo das vigas de GFRP.

Nos ensaios de resistência ao fogo, foram monitorizadas as temperaturas (resposta térmica) e os

deslocamentos (resposta mecânica) a meio vão das vigas de GFRP. A resposta térmica foi

monitorizada através da colocação de termopares na secção central das vigas, enquanto a

resposta mecânica foi avaliada através de um deflectómetro de fio que registou os

deslocamentos verticais a meio vão das vigas ensaiadas.

Para além da campanha experimental acima descrita, foram ainda realizados ensaios DSC/TGA

(Differential Scanning Calorimetry/Thermogravimetric Analisys) e ensaios de flexão nas vigas à

temperatura ambiente.

Os ensaios DSC/TGA foram realizados com o objectivo de caracterizar o comportamento ao

fogo dos materiais utilizados nos ensaios de resistência ao fogo. Para tal, foram recolhidas

amostras do material de GFRP que constitui o perfil e dos revestimentos de protecção contra o

fogo. Os ensaios DSC/TGA consistem em submeter as amostras recolhidas a aumentos de

temperatura e monitorizar os fluxos de calor libertados/absorvidos e as perdas de massa dos

materiais.

Na presente dissertação de mestrado, foram ainda realizados ensaios de flexão à temperatura

ambiente a três vigas de GFRP com secção tubular quadrada. Como referido, as vigas em estudo

Capítulo 1 – Introdução

3

possuíam uma secção transversal quadrada, o que causou algumas dificuldades ao nível da

colocação dos termopares. Para contornar essas dificuldades, foi estudada a hipótese de efectuar

uma abertura numa das faces do perfil de modo a permitir a correcta colocação dos termopares.

O facto de se ter removido uma tampa e de, posteriormente, se ter voltado a colar a mesma, fez

com que surgisse a necessidade de aferir qual o efeito que a tampa colada teria em termos de

resistência à flexão da viga, razão pela qual foram ensaiadas duas vigas, uma sem tampa e outra

com tampa. Foi ainda ensaiada uma terceira viga com o intuito de definir as cargas de serviço

que viriam a ser aplicadas nos ensaios de resistência ao fogo.

1.3. Organização da dissertação

A presente dissertação está organizada em cinco capítulos, os quais são resumidamente

descritos em seguida.

No presente capítulo, procura-se introduzir o tema desenvolvido no contexto geral da

Engenharia Civil, apresentar os objectivos do trabalho realizado e a metodologia utilizada para

alcançar esses mesmos objectivos.

O capítulo 2 é constituído por uma breve apresentação do actual estado do conhecimento

relativamente aos materiais FRP’s, sendo realizada um sumária descrição do contexto histórico,

das formas, dos materiais constituintes e dos processos de fabrico associados ao referido

material compósito. É apresentado um subcapítulo relativo ao material GFRP, no qual são

expostas propriedades físicas e mecânicas de perfis pultrudidos de GFRP e indicadas algumas

vantagens e inconvenientes associados a este mesmo material compósito. Neste capítulo, é ainda

abordado o comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GFRP, começando por se descrever

as propriedades físicas e mecânicas do material GFRP em função da temperatura e terminando

com o comportamento ao fogo de elementos estruturais em GFRP, nomeadamente pilares, vigas

e lajes.

No capítulo 3, primeiramente, são apresentados os objectivos da campanha experimental, o

respectivo programa e a caracterização dos materiais utilizados na mesma. Em seguida, são

descritos os objectivos e os procedimentos experimentais adoptados, quer nos ensaios

DSC/TGA, quer nos ensaios de flexão à temperatura ambiente. No final do capítulo 3, são

apresentados os objectivos dos ensaios de resistência ao fogo, a preparação das vigas a ensaiar,

os esquemas de ensaio e os procedimentos adoptados nos ensaios. No que respeita aos

objectivos, a campanha experimental foi realizada com o intuito de monitorizar as temperaturas

e os deslocamentos verticais na secção de meio vão e de registar os modos de rotura. Neste

capítulo, é descrita a preparação das vigas, o que compreende o corte das vigas, a preparação e a

colocação dos temopares nas mesmas e a aplicação das protecções contra o fogo. O

capítulo termina com a apresentação dos esquemas de ensaio utilizados nos ensaios de

resistência ao fogo e com a descrição dos procedimentos experimentais adoptados.

O capítulo 4 é iniciado com a apresentação e discussão dos resultados obtidos nos ensaios de

DSC/TGA e nos ensaios de flexão realizados à temperatura ambiente. Em seguida, são

apresentados, analisados e comentados os resultados obtidos nos ensaios de resistência ao fogo.

Primeiramente, são apresentadas as exposições térmicas a que as vigas foram submetidas, as

respostas térmicas e mecânicas e os modos de rotura observados nos ensaios de resistência ao

fogo. O quarto capítulo termina com uma discussão dos resultados obtidos nos ensaios de

resistência ao fogo, na qual se refere o efeito que o número de faces expostas ao fogo tem no


4

tempo de resistência ao fogo, a influência que o nível de carga tem sobre o tempo de rotura das

vigas expostas ao fogo e as temperaturas associadas às roturas das vigas de GFRP.

No último capítulo, são apresentadas as conclusões resultantes da campanha experimental

realizada, sugerindo-se aspectos susceptíveis de serem melhorados e abordados em futuros

estudos e que contribuirão para melhorar o actual estado do conhecimento relativamente ao

comportamento ao fogo de elementos de GFRP. Por fim, são apresentados os anexos relativos

às fichas técnicas do silicato de cálcio, da manta intumescente e da tinta intumescente.

1.4. Referências

[1.1] – T. Keller, “Advanced Materials: An Introduction”, Structural Engineering International,

Vol. 9, No. 4, p. 250, 1999.

[1.2] – J.R. Correia, “Compósitos de Matriz Polimérica”, Ciência e Engenharia de Materiais de

Construção (Editoras: F. Margarido e M.C. Gonçalves), capítulo 11, IST Press, Lisboa, 2012.

[1.3] – J.R. Correia, “Perfis Pultrudidos de Fibra de Vidro (GFRP). Aplicação de Vigas Mistas

GFRP-Betão na Construção”, Dissertação de Mestrado em Construção, Instituto Superior

Técnico, Universidade Técnica de Lisboa, 2004.

[1.4] – P.M.H. Wong, J.M. Davies, Y.C. Wang, “An experimental and numerical study of the

behavior of glass fibre reinforced plastics (GRP) short columns at elevated temperatures”,

Composite Structures, 63, 33–43, 2004.

[1.5] – J. Christoffersen, L. Hauge, J. Bjerrum, “Footbridge with carbon-fibre-reinforced

polymers, Denmark”, Structural Engineering International, 9, 254-256, 1999 (citado em [2.1]).

[1.6] – C. Ludwig, J. Knippers, E. Hugi, K. Ghazi Wakili, “Thermal and Thermo-Mechanical

Investigation of Polyester Based Composite Beams”, Fifth International Conference on

Composites in Fire, U.K., 2008.

[1.7] – J.J. Massot, “Glass Reinforced Plastics Heavy Load Flooring for Offshore Platforms”, In

Proceedings of Composite Materials in the Offshore Industry, Institut Français du Pétrole:

Rueil-Malmaison, France, 1994.

[1.8] – T. Keller, C. Tracy, E. Hugi, “Fire endurance of loaded and liquid-cooled GFRP slabs

for construction”, Composites Part A, 37, 1055–1067, 2006.


5

2. Capítulo 2 – Estado da arte

2.1. Introdução

Neste capítulo é resumido o actual estado do conhecimento sobre os materiais compósitos de

GFRP, nomeadamente o seu comportamento ao fogo.

Primeiramente é efectuada uma breve descrição da evolução histórica, das formas, dos materiais

constituintes e dos processos de fabrico dos materiais FRP. Em seguida, são apresentadas as

secções transversais, as propriedades e o campo de aplicação dos perfis de GFRP, fazendo-se

ainda referência às vantagens e desvantagens dos mesmos. Por fim, o presente capítulo do

estado da arte termina com a descrição do comportamento ao fogo do material GFRP.

2.2. Materiais FRP

2.2.1. Contexto histórico

Já desde a Antiguidade que o Homem procura combinar diferentes materiais, de modo a obter

um novo material que, globalmente, possua melhores características. O novo material, resultante

da combinação de dois ou mais materiais, é denominado por material compósito. Na

Mesopotâmia (5000 a.C.) existem registos de se produzirem tijolos com terra e de se incorporar

palha nos mesmos, evitando deste modo problemas associados à fendilhação que ocorria

aquando da secagem da lama. Tal comprova que já desde os tempos antigos o Homem se tinha

apercebido das vantagens que os materiais compósitos apresentavam.

Actualmente, o material maioritariamente utilizado na parte estrutural das construções modernas

é o betão armado, um material compósito que explora as melhores características do betão e do

aço. Presentemente, são utilizados muitos e diversificados materiais compósitos em diversos

sectores de actividade, nomeadamente na área da engenharia. O material em estudo nesta

dissertação de mestrado é um polímero reforçado com fibras (FRP) que, também ele, é um

material compósito. O referido material FRP, fibre reinforced polymer, é constituído por uma

matriz polimérica e por fibras de reforço. Actualmente, ao nível dos materiais FRP existem três

tipos de materiais: o GFRP, o CFRP e AFRP. O GFRP, glass fibre reinforced polymer, é

constituído por fibras de vidro e utilizado, nomeadamente, em perfis estruturais. O CFRP,

carbon fibre reinforced polymer, é constituído por fibras de carbono e é usado, por exemplo, em

mantas de reforço. Por fim, o AFRP, aramid fibre reinforced polymer, é constituído por fibras

de aramida e é utilizado, designadamente, em coletes à prova de bala.

Embora o conceito e a produção de materiais compósitos já exista há vários séculos, a

incorporação de fibras de reforço numa matriz polimérica é uma tecnologia recente. Esta

tecnologia foi desenvolvida no início do século XX, coincidindo com o desenvolvimento da

indústria dos plásticos [2.1].

A primeira aplicação de materiais FRP, pelo que se sabe, data da década de 1930, quando os

referidos materiais foram utilizados para reforço do casco de um barco, no âmbito de um

projecto experimental [2.2]. Posteriormente, na década seguinte, foram introduzidas fibras de

vidro numa matriz de poliéster e utilizou-se este material em cascos de barcos e em coberturas

de radares [2.3].


6

O desenvolvimento dos materiais FRP deu-se inicialmente devido à sua utilização nas áreas

militar e aeroespacial, responsáveis pelo início do desenvolvimento destes compósitos. No final

da década de 1940, iniciou-se a aplicação dos FRP na indústria petrolífera que, desde esse

momento, se tornou num dos principais utilizadores deste material. Na mencionada indústria os

compósitos foram utilizados em tubagens, em painéis de parede e em pisos de plataformas.

Desde a década de 1950 que os FRP começaram a ser utilizados nas indústrias química e da

pasta de papel, em estações de tratamento de água e de esgotos e em estações eléctricas, já que

estes materiais apresentam características interessantes para essas aplicações, nomeadamente a

sua resistência face a ambientes agressivos e o seu comportamento térmico e

electromagnético [2.2].

Quanto à indústria da construção, o início da utilização dos FRP data das décadas de 1950 e

1960, período no qual surgiram 70 edifícios protótipo que integravam na sua constituição estes

materiais compósitos. A maioria destes edifícios só tinham um piso e nenhum possuía mais do

que 2 pisos [2.4]. Caracterizavam-se ainda por uma modernidade arquitectónica que era bastante

diferente da observada na construção tradicional. Em geral, apresentavam uma construção

modular e modelos estruturais que compensavam a reduzida rigidez dos materiais FRP

utilizados. Durante este período, os compósitos foram inseridos nas construções essencialmente

como elementos constituintes de fachadas, embora também exista registo de constituírem

estruturas primárias presentes na arquitectura tradicional [2.5].

Alguns dos exemplos destes primeiros edifícios concebidos, incorporando FRP, são a Monsanto

House of the Future (Figura 2.1), a Futuro House e a Icoshedron Classroom, construídas em

1957, 1968 e 1974, respectivamente. Contudo, estas aplicações inovadoras acabaram por não ter

grande sucesso, quer por razões económicas, quer pela própria rejeição por parte dos

projectistas. Para além destas razões, também a insuficiente informação técnica contribuiu para

que não houvesse grande incorporação destes materiais nos edifícios construídos

posteriormente [2.1].

Figura 2.1: Monsanto House of Future [2.6].

Também no início da década de 1950 foram introduzidos os materiais compósitos na indústria

automóvel. Mais tarde, na década de 1970, esta indústria tornou-se a principal consumidora de

materiais FRP, ultrapassando inclusivamente o consumo registado na área naval [2.2].

Uma década após o início da utilização dos FRP na indústria automóvel, surgiram os primeiros

materiais compósitos avançados, os quais eram constituídos por fibras com elevado módulo de

elasticidade e elevada resistência, como o carbono e a aramida. Estes novos compósitos foram

desenvolvidos para responder aos requisitos de desempenho exigidos ao nível da exploração

espacial e do transporte aéreo. Contudo, o custo relativamente elevado dessas soluções fazia

com que a sua aplicação ficasse quase restrita à indústria aeroespacial e à militar [2.1].

Posteriormente, como consequência da crise energética que ocorreu na década de 1970, a

indústria responsável pela produção destes compósitos fez um esforço no sentido de diminuir os


7

custos de produção. Tal fez com que estes materiais se tornassem mais acessíveis em termos

económicos, alargando deste modo a sua aplicação a outras indústrias.

Na década seguinte, foram desenvolvidos novos processos de fabrico, que permitiram reduzir os

custos de produção das fibras de carbono. Estas fibras possuem excelentes propriedades

mecânicas e passaram a estar disponíveis a preços bastante mais acessíveis. Tal fez com que

durante este período se pensasse que as fibras de carbono viriam a ser mais utilizadas do que as

de vidro. No entanto, as fibras de vidro continuaram a ser as mais utilizadas em termos de

reforço estrutural.

Depois, no final da década de 1980 e durante a de 1990, houve um grande desenvolvimento,

quer ao nível tecnológico, quer dos processos de fabrico, designadamente do processo de

pultrusão (inventado em 1958). Este desenvolvimento tecnológico permitiu que houvesse uma

redução ao nível dos custos de produção dos FRP. Neste período, surgiu a necessidade de

renovar um conjunto de infra-estruturas, principalmente rodoviárias, que apresentavam

problemas de durabilidade e/ou exigências de funcionamento crescentes. A redução de custos

dos referidos materiais compósitos permitiu que a aplicação dos mesmos se tornasse uma

solução viável para o processo de renovação de infra-estruturas. Associado a esta razão, também

o desenvolvimento de projectos-piloto, apoiados quer por entidades das indústrias, quer por

entidades governamentais, e o crescente esforço ao nível da investigação, contribuíram para que

começasse a existir uma maior aceitação destes materiais compósitos. Tal conduziu a uma

crescente utilização dos mesmos no sector da construção. Deste momento em diante, têm sido

desenvolvidos inúmeros produtos com diversas características, sendo que alguns destes

produtos têm tido bastante sucesso em termos comerciais, nomeadamente varões e cabos de pré-

esforço (para reforço interior de estruturas de betão), laminados, mantas e cabos (para reforço

exterior de estruturas de betão, de aço e de alvenaria), cabos de pré-esforço para pontes, perfis e

painéis estruturais, entre outros. Os produtos apresentados são utilizados não só em obras de

reforço e de reabilitação, mas também em construções novas [2.1]. Na Figura 2.2, é apresentada

uma barra cronológica com o resumo da evolução dos FRP ao longo do tempo.

Figura 2.2: Resumo da evolução dos FRP ao longo do tempo.

2.2.2. Formas

No que respeita às formas, os materiais FRP utilizados no sector da construção encontram-se

essencialmente divididos em dois grupos. Por um lado, existem elementos que funcionam à

tracção, como por exemplo os laminados, as mantas, as barras/varões e os cabos, isto é, são

formas que se caracterizam por possuírem um carácter unidimensional em termos de resistência

estrutural. Por outro lado, existem também formas de materiais em FRP que trabalham à flexão,


8

nomeadamente os perfis e os painéis alveolares/sanduíche, sendo que estas últimas formas

possuem a capacidade de resistir a esforços bidireccionais [2.7]. A figura que se segue ilustra de

modo esquemático as formas de materiais FRP utilizados ao nível da indústria da construção.

Figura 2.3: Formas estruturais dos FRP.

Laminados

Os laminados de FRP (Figura 2.4) possuem elevada resistência e estão a ser cada vez mais

utilizados no reforço de estruturas já existentes, nomeadamente para reforço de elementos em

betão armado, aço e madeira. Os laminados FRP usualmente utilizados como elementos de

reforço funcionam à tracção, possuindo maior capacidade resistente do que o aço [2.8, 2.9].

Figura 2.4: Laminado CFRP [2.8].

Embora os laminados funcionem por tracção, estes elementos podem também ser utilizados para

reforço à flexão e/ou ao corte de elementos estruturais. Como por exemplo, os laminados FRP

podem ser aplicados, por colagem, na face inferior de uma viga, incrementando

significativamente a capacidade resistente da mesma (Figura 2.5).

Figura 2.5: Reforço à flexão de uma viga com laminados de FRP.

Os laminados FRP também podem ser utilizados para reforço de estruturas de betão (Figura

2.6). Inicialmente, este material começou por ser aplicado como reforço estrutural de pilares,

contudo, actualmente, também já é utilizado no reforço de lajes, de vigas e de paredes. Caso os

laminados FRP sejam aplicados correctamente, esta solução de reforço possibilita, por um lado,

reduzir flechas e o aparecimento de fissuras e, por outro lado, aumentar a resistência à flexão e

ao corte dos elementos reforçados.


9

Como referido, o modo como os laminados são aplicados é muito importante. Assim sendo,

para aplicar os laminados é necessário inspeccionar o elemento que se vai reforçar,

nomeadamente o seu estado de deterioração, preparar a superfície, designadamente limpar

superfícies do suporte e dos laminados e criar rugosidade nos elementos que se vão reforçar, e

garantir ainda que a colagem é efectuada correctamente [2.10].

Figura 2.6: Reforço de estruturas de betão através de laminados FRP [2.10].

Mantas

As mantas de FRP, à semelhança dos laminados, são utilizadas também para reforço exterior de

elementos estruturais (Figura 2.7). Este tipo de solução tem sido utilizado para reparação e

reforço de pontes em betão armado, metálicas ou em madeira. As obras de reabilitação

realizadas no Viaduto Duarte Pacheco são um exemplo de aplicação que as mantas de FRP

podem ter ao nível da reabilitação estrutural. No referido viaduto, foram realizadas cintagens de

pilares através de mantas FRP, o que permite que o pilar adquira maior capacidade

resistente [2.11].

Figura 2.7: Mantas de reforço utilizadas em pilares do Viaduto Duarte Pacheco [2.11].

Barras/Varões

Os varões FRP são constituídos por fibras contínuas, frequentemente de vidro, de carbono ou de

aramida, dispostas longitudinalmente e envolvidas por uma matriz polimérica, em geral de

viniléster ou epóxida. Os varões mais usuais ao nível do sector da construção são constituídos

por resina de viniléster e fibras de vidro [2.12].

Actualmente, os diâmetros comercializados variam desde 4 mm até 80 mm [2.13] e o seu

acabamento pode ser nervurado, revestido com areia ou enrolado com uma manta de fibra e

revestido com areia [2.1].


10

Estes varões de FRP constituem uma solução de reforço interno, contrariamente às duas

soluções anteriormente apresentadas. Este tipo de varão é utilizado essencialmente no reforço de

estruturas de betão em ambientes marítimos, de tabuleiros de pontes ou outras estruturas sujeitas

à acção corrosiva de sais anti-congelantes e em estruturas que contenham equipamentos

sensíveis a campos electromagnéticos.

Na Figura 2.8, são apresentados dois exemplos de aplicações de varões em obras de engenharia

civil.

Figura 2.8: (a) Varões de GFRP para o reforço do tabuleiro de uma ponte [2.1] e (b) varões de CFRP para

o reforço do tabuleiro de uma ponte [2.14].

Cabos

Os cabos FRP são elementos que também trabalham à tracção e são, usualmente, utilizados em

pontes com a função de tirantes. Um exemplo de aplicação prática desta forma de FRP é a Ponte

de Verdasio, na qual foram utilizados cabos de pré-esforço de CFRP (Figura 2.9) [2.1].

Figura 2.9: Cabos de pré-esforço de CFRP na Ponte Verdasio [2.15].

Perfis

Tal como mencionado, contrariamente aos elementos apresentados previamente, os perfis FRP

não funcionam só à tracção, mas também à flexão e à compressão. Usualmente, em termos de

aplicação prática, os perfis FRP são mais utilizados como elementos sujeitos a solicitações de

compressão e/ou de flexão.

Actualmente, este tipo de forma é essencialmente utilizado em estruturas híbridas novas e em

estruturas novas totalmente compósitas, sendo que por vezes os perfis também têm sido

utilizados para reforço de estruturas já existentes [2.7]. Os perfis FRP presentemente fabricados


11

possuem variadas secções, nomeadamente secções em I, T, U, L (cantoneiras), tubos circulares

e quadrados/rectangulares, ómega, W, C, Z, e osso de cão [2.13, 2.16, 2.17]. Na Figura 2.10, são

ilustradas algumas das referidas secções.

Figura 2.10: Perfis com secções: (a) tubular quadrada, (b) em I, (c) em C, (d) em cantoneira, (e) em T,

(f) circular e (g) em ómega [2.17].

Painéis alveolares/sanduíche

Recentemente, as empresas produtoras de materiais FRP começaram a desenvolver novas

formas e novos sistemas estruturais que se adaptem melhor às propriedades deste material

compósito. Deste modo, surgiram os painéis multi-celulares que podem ser ligados entre si por

colagem [2.1].

Este tipo de solução tem sido muito utilizada em tabuleiros de pontes (Figura 2.11), quer em

construções novas, quer em obras já existentes nas quais se tem de substituir os tabuleiros que

se encontram deteriorados.

Figura 2.11: Colocação de painéis alveolares [2.18].

2.2.3. Materiais constituintes

Os materiais FRP são constituídos, essencialmente, por uma matriz polimérica e por fibras de

reforço. As fibras de reforço são o componente principal do material no que respeita ao

desempenho mecânico do mesmo, enquanto que a matriz tem como primeira função garantir a

transferência de cargas entre fibras e manter as fibras devidamente posicionadas. Para além dos

dois constituintes referidos, usualmente, os materiais FRP são ainda constituídos por um

material de enchimento e aditivos que possibilitam uma redução de custos e uma melhoria em

certas propriedades e no próprio processo de fabrico [2.1].


12

2.2.3.1. Fibras de reforço

As fibras de reforço, tal como referido anteriormente, têm como principal objectivo garantir o

desempenho mecânico dos FRP, conferindo-lhes características de resistência e de rigidez.

Presentemente, existem essencialmente três tipos de fibras utilizadas em termos comerciais que

são as de carbono, as de vidro e as de aramida. É de referir ainda que recentemente se iniciou a

comercialização de produtos constituídos por fibras de basalto. Na Tabela 2.1, são apresentadas

as principais características mecânicas, físicas e térmicas das referidas fibras [2.1].

Tabela 2.1: Características típicas das fibras de reforço (adaptado de [2.12, 2.19]).

Propriedade Norma de

ensaio Vidro - E Carbono Aramida

Resistência à tracção (MPa) ISO 5079 2.350 a 4.600 2.600 a 3.600 2.800 a 4.100

Módulo de elasticidade em tracção (GPa)

ISO 11566 73 a 88 200 a 400 70 a 190

ASTM C 1557

Extensão na rotura em tracção

(%)

ASTM D 2343 2,5 a 4,5 0,6 a 1,5 2,0 a 4,0

ASTM D 3379

Densidade [g/cm3]

ISO 1889

2,6 1,7 a 1,9 1,4 ISO 10119

ASTM D 1577

Coeficiente de dilatação

térmica [10-6/K] ISO 7991 5,0 a 6,0

-1,3 a -0,1* -3,5

18,0**

Diâmetro das fibras [μm] ISO 1888

3 a 13 6 a 7 12 ISO 11567

Estrutura das fibras - Isotrópica Anisotrópica Anisotrópica

*Direcção axial; ** Direcção radial.

Fibras de vidro

No sector da construção, as fibras de vidro são as mais utilizadas em perfis (Figura 2.12) e em

varões de polímero reforçado, já que estas fibras possuem elevada resistência e um custo

relativamente reduzido. Porém, o seu reduzido módulo de elasticidade, a sua susceptibilidade à

rotura por fluência e a sua reduzida resistência à humidade e a ambientes alcalinos surgem como

aspectos mais desvantajosos, condicionando a sua aplicabilidade nesta indústria [2.19].

Figura 2.12: Perfil de GFRP.

Existem vários subtipos de fibras de vidro, com designações E, S, AR e C, que possuem todas

módulos de elasticidade semelhantes. No entanto, no que respeita à resistência mecânica e à

durabilidade, os desempenhos são diferentes. As fibras mais utilizadas (em 80 a 90% dos

produtos no mercado) são as E, que possuem boas propriedades de isolamento eléctrico e

elevada resistência mecânica e a agentes químicos agressivos. As fibras S têm três a quatro

vezes maior resistência mecânica que as fibras E, sendo que as do subtipo S são utilizadas


13

principalmente em aplicações da indústria aerospacial. As fibras AR contêm maior percentagem

de zircónio e uma maior resistência a ambientes alcalinos, podendo deste modo serem utilizadas

em compósitos de matriz cimentícia. Por fim, existem também as fibras C, caracterizadas por

uma maior resistência química [2.20], nomeadamente a ácidos. No entanto, estas últimas fibras

são muito pouco utilizadas no âmbito da engenharia civil [2.3].

Fibras de carbono

Outro tipo de fibras com aplicação ao nível do sector da construção são as de carbono, utilizadas

em laminados, em mantas e em cabos de CFRP. As fibras de carbono possuem elevados valores

de tensão de rotura e de módulo de elasticidade, reduzido peso próprio e razoável resistência à

fadiga e à fluência [2.2, 2.3]. Contudo, estas fibras têm como principais desvantagens o seu

elevado custo e envolverem uma elevada quantidade de energia necessária à sua produção

[2.19]. Existem dois tipos de fibras de carbono, as convencionais também designadas standard,

referidas neste parágrafo e apresentadas na Tabela 2.1, e as de classe superior, também

conhecidas como intermediate modulus, high modulus e ultra-high modulus, com módulos de

elasticidade mais elevados [2.1].

Fibras de aramida

As fibras de aramida são mais resistentes do que as de vidro e possuem um módulo de

elasticidade 50% superior [2.2]. Apresentam ainda boa tenacidade, tornando-as mais atractivas

para diversas aplicações industriais que tenham como exigência uma elevada capacidade de

absorção de energia. Estas fibras são utilizadas em coletes à prova de bala, capacetes,

atenuadores de impacto para automóveis, entre outros exemplos [2.12]. Porém, as fibras de

aramida exibem uma resistência à compressão relativamente reduzida em comparação com a

sua resistência à tracção, são susceptíveis de apresentarem rotura por fluência e são muito

sensíveis à exposição a radiação ultravioleta [2.19]. Tais desvantagens conduzem a uma menor

aplicabilidade ao nível da engenharia civil.

Disposição das fibras

As referidas formas de reforço estão disponíveis em diversas formas. Por um lado, as fibras

podem-se encontrar sob a forma de mechas ou feixes de filamentos contínuos não torcidos ou

torcidos (rovings e yarns, respectivamente) ou, ainda, sob a forma de fibras curtas (chopped),

com comprimentos a variar entre 3 e 50 mm [2.19]. Por outro lado, para se obterem reforços

com uma forma plana, usualmente designados por mantas de reforço, as fibras são trabalhadas

em produtos tecidos, podendo ser dispostas em várias direcções. Actualmente, existe uma

grande variedade de produtos disponíveis com fibras curtas ou contínuas dispostas

aleatoriamente (chopped strand mat ou continuous strand mat, respectivamente), com fibras

contínuas direccionadas biaxialmente (tipicamente 0o/90

o ou +45

o/-45

o) ou triaxialmente

(tipicamente 0o/+45

o/-45

o), podendo ou não serem entrelaçadas entre si (woven fabrics ou

non-woven fabrics, respectivamente). A combinação das referidas formas resulta ainda na

obtenção de novos produtos, como por exemplo fibras de reforço contínuas direccionadas e

fibras curtas ou contínuas dispostas aleatoriamente [2.1]. Na Figura 2.13, são ilustradas algumas

das variadas formas segundo as quais as fibras podem ser dispostas.


14

Figura 2.13: Mechas de filamentos contínuos (a) não torcidos e (b) torcidos – adaptado de [2.10] – e (c)

mantas com fibras curtas dispostas aleatoriamente e (d) com fibras contínuas direccionadas 0o/90o e

entrelaçadas [2.1].

Normalmente, as fibras são submetidas a um tratamento químico superficial com produtos como

o amido, o óleo ou a cera (sizings). Estes produtos possuem propriedades lubrificantes e

funcionam como agentes anti-estáticos, protegendo as fibras de eventuais danos que possam vir

a ocorrer no decorrer do seu processo de fabrico. Para além dos referidos produtos, são ainda

utilizados aglutinadores resinosos (binders) que contribuem para que as fibras se mantenham

aglomeradas em mechas. Estes tratamentos superficiais promovem ainda a adesão entre as

fibras e a matriz do material compósito, fornecendo-lhe deste modo uma maior protecção face a

agentes ambientais agressivos [2.20].

2.2.3.2. Matrizes poliméricas

As matrizes poliméricas também desempenham um papel relevante no desempenho mecânico

do compósito FRP, já que são estas que concedem ao material FRP uma resistência a algumas

cargas, nomeadamente quando existem esforços resultantes de tensões tangenciais ou de tensões

de corte interlaminar [2.20]. A matriz polimérica possui ainda a capacidade de manter as fibras

na posição idealizada para as mesmas, de transferir e de distribuir as cargas entre fibras, de

impedir que ocorram fenómenos de encurvadura nas fibras aquando de solicitações de

compressão e, ainda, de garantir uma protecção contra agentes de degradação ambientais [2.19].

Quanto à sua constituição, a matriz polimérica é constituída por uma resina e, eventualmente,

por material de enchimento e aditivos.

As resinas poliméricas existentes podem ser classificadas como termoendurecíveis ou

termoplásticas, sendo que o que as distingue é o modo como as cadeias poliméricas se ligam

entre si quando a resina solidifica [2.1].

a) Resinas termoplásticas

As resinas termoplásticas caracterizam-se por não sofrerem alteração química significativa no

decorrer do seu processamento. As suas cadeias constituintes não apresentam ligações cruzadas,

sendo a sua ligação garantida por pontes de hidrogénio ou por forças de Van der Waals. As

resinas de polipropileno, de poliamida, de polietileno e de polibutileno, todas resinas

termoplásticas, possuem como principais pontos fortes a sua maior facilidade de

armazenamento (não necessitam de refrigeração), a sua reciclabilidade e a sua

reprocessabilidade, já que possuem uma forma estrutural reversível. Porém, como pontos fracos,

estas resinas apresentam um processamento mais difícil, relacionado com a sua elevada

viscosidade, e uma maior dificuldade de impregnação e adesão às fibras, por comparação com

as resinas termoendurecíveis. Como consequência de apresentarem um processamento mais

exigente em termos técnicos, as resinas termoplásticas possuem custos de produção superiores

aos observados nas resinas termoendurecíveis [2.1].


15

b) Resinas termoendurecíveis

As resinas termoendurecíveis resultam de uma reacção química de polimerização na presença de

calor, formando uma estrutura molecular tridimensional com ligações cruzadas, complexa e

amorfa. Como exemplos deste tipo de resinas refere-se o poliéster, o viniléster, as epoxídicas e

as fenólicas. Estas resinas, quando curadas, são infusíveis, isto é, não podem ser reprocessadas

ou soldadas. As resinas termoendurecíveis apresentam como principais vantagens a sua reduzida

viscosidade, a sua boa capacidade de impregnação das fibras e as suas muito boas propriedades

adesivas, motivo pelo qual as mesmas são utilizadas como colas e adesivos estruturais [2.1].

Assim, atendendo às propriedades descritas, as resinas termoendurecíveis apresentam-se como

uma solução bem mais interessante para o caso de aplicações estruturais. A Tabela 2.2 apresenta

algumas das principais características das resinas de poliéster, de viniléster, epoxídicas e

fenólicas.

Tabela 2.2: Propriedades físicas e mecânicas das resinas termoendurecíveis (adaptado de [2.19, 2.21]).

Propriedade Norma de

ensaio Poliéster Epóxida Viniléster Fenólica

Resistência à tracção

[MPa] ISO 527 20 – 70 60 – 80 68 – 82 30 – 50

Módulo de elasticidade

em tracção [GPa] 2,0 – 3,0 2,0 – 4,0 3,5 3,6

ASTM D 638 Extensão na rotura em tracção [%]

1,0 – 5,0 1,0 – 8,0 3,0 – 4,0 1,8 – 2,5

Densidade [g/cm3]

ISO 1183 1,20 – 1,30 1,20 – 1,30 1,12 – 1,16 1,00 – 1,25

ASTM D 1505

Temperatura de transição vítrea [

oC]

ISO 11357-2

70 – 120 100 – 270 102 – 150 260 ISO 11359-2

ASTM E 1356

ASTM E 1640

b.1) Resinas de poliéster

As resinas de poliéster possuem um bom equilíbrio entre as suas propriedades mecânicas,

químicas e eléctricas. Estas resinas apresentam estabilidade dimensional, facilidade de

processamento, viscosidade reduzida, versatilidade (permitem alterações na composição da

matriz durante as reacções de polimerização) e um custo relativamente reduzido. Actualmente,

as resinas de poliéster são constituintes dos compósitos de matriz polimérica que mais são

comercializados [2.2]. A referida resina começa a perder as suas capacidades resistentes para

temperaturas entre 70 e 120 oC.

b.2) Resinas epoxídicas

As resinas epoxídicas são normalmente utilizadas em conjunto com as fibras de carbono [2.21],

em aplicações com elevados requisitos de desempenho, em termos de resistência, rigidez,

temperaturas de serviço e durabilidade. Estas resinas também são utilizadas separadamente

como adesivos estruturais. Apesar de apresentarem um processamento mais difícil (devido à sua


16

elevada viscosidade) e exigirem uma cura mais prolongada, estas resinas sofrem uma retracção

consideravelmente mais reduzida [2.2] do que as resinas de poliéster (1,2 a 4,0% contra 8,0%,

respectivamente), o que justifica as suas excelentes propriedades adesivas [2.20], e apresentam

muito boa durabilidade aos agentes ambientais [2.19]. As resinas epoxídicas possuem uma

temperatura de transição vítrea superior à resina anteriormente referida (Tabela 2.2).

b.3) Resinas de viniléster

As resinas de viniléster foram desenvolvidas para combinar as melhores propriedades das

resinas epóxidas com o mais fácil processamento do poliéster [2.2], apresentando, também, um

preço intermédio. Quando é necessária uma durabilidade melhorada para os materiais FRP, as

resinas de viniléster são normalmente escolhidas em detrimento das resinas de poliéster.

Presentemente, este tipo de resinas é utilizado no fabrico da maioria dos varões FRP

comercializados, que têm tido uma utilização significativa como armadura de reforço de

elementos de betão armado [2.12]. A referida resina começa a perder as suas capacidades

resistentes para temperaturas entre 102 e 150 oC.

b.4) Resinas fenólinas

As resinas fenólicas, por comparação com as resinas termoendurecíveis anteriormente referidas,

são muito menos inflamáveis e libertam menos calor e fumo numa situação de incêndio. Para

além disso, estas resinas são relativamente económicas (custo semelhante ao do poliéster

[2.12]), apresentam boa estabilidade dimensional e mantêm as suas propriedades adesivas a

temperaturas relativamente elevadas [2.20]. No entanto, quando comparadas com outras resinas

termoendurecíveis, as resinas fenólicas são mais difíceis de reforçar e de curar. Estas resinas

apresentam uma cor acastanhada e são mais difíceis de pigmentar [2.12]. As resinas fenólicas

possuem uma temperatura de transição vítrea superior às três resinas anteriormente

referidas (Tabela 2.2).

Como referido, as matrizes poliméricas não são constituídas exclusivamente por resinas.

Existem outros constituintes que podem ser adicionados à matriz, de modo a induzir a reacção

de polimerização, a melhorar o seu processamento, a reduzir os custos de produção e ainda a

melhorar as propriedades finais dos materiais. Estes componentes adicionais encontram-se

divididos em três grupos: os agentes de polimerização, os materiais de enchimento e os aditivos.

c) Agentes de polimerização

Os agentes de polimerização são utilizados para induzir a iniciação da reacção de polimerização

da resina base. Em resinas de poliéster e viniléster, são tipicamente utilizados peróxidos

orgânicos (activados pelo calor) para iniciar a reacção de cura, em quantidades que variam entre

0,25% e 1,50% do peso da resina base. As resinas epoxídicas são frequentemente polimerizadas

pela adição de agentes de cura (ou endurecedores) que, em geral, são aplicados numa relação de

25% a 50% do peso da resina [2.12].


17

d) Material de enchimento

O material de enchimento, designado também por carga ou filler, é introduzido na matriz

polimérica com o intuito de diminuir os custos do produto final e de melhorar o seu

desempenho relativamente a certas propriedades, que as resinas e as fibras de reforço por si só

não garantem [2.1].

A incorporação destes fillers na matriz permite reduzir o conteúdo orgânico da mesma, pelo que

confere um melhor comportamento durante a acção de um fogo. Estes materiais permitem ainda

diminuir a retracção da matriz, melhorando a sua estabilidade dimensional e evitando o

aparecimento de fissuras. De modo análogo, observa-se a introdução de fillers na produção de

betão, como por exemplo pó de pedra calcária, que permite diminuir a retracção ao nível da

matriz cimentícia. Assim, diminuindo a fissuração da matriz obtém-se um material que

apresenta maior resistência face a agentes agressores ambientais. 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 [2.3].

Os materiais mais utilizados como fillers são o carbonato de cálcio, o silicato de alumínio, o

hidróxido de alumínio e o sulfato de cálcio. Os dois últimos compostos referidos são utilizados

para melhorar o comportamento ao fogo, uma vez que estes reduzem a inflamabilidade e a

produção de fumo [2.1].

Em materiais FRP não estruturais, a utilização de materiais de enchimento pode corresponder

entre 40 a 65% do seu peso total [2.2]. Contudo, os perfis e varões pultrudidos típicos com

matrizes de poliéster e de viniléster apresentam uma percentagem de fillers que ronda 10 a 30%

do peso da matriz. No caso de pequenas peças pultrudidas com reforço de fibras apenas numa

direcção, os teores de fillers são usualmente mais reduzidos, inferiores a 5%. No que respeita a

laminados de FRP, em geral, não são incorporados na sua matriz quaisquer materiais de

enchimento [2.12].

Embora a introdução de fillers na constituição da matriz polimérica permita melhorar algumas

propriedades, designadamente alguns aspectos de desempenho e redução de custos de produção,

esta incorporação acarreta uma diminuição ao nível das propriedades mecânicas e da

durabilidade dos materiais FRP [2.12].

e) Aditivos

Os aditivos incorporados na matriz polimérica possibilitam uma melhoria ao nível do

desempenho do material e do seu processamento. Existem vários tipos de aditivos e a sua

incorporação permite os seguintes resultados:

diminuir a retracção, a inflamabilidade e a produção de fumos tóxicos em situação de

incêndio;

aumentar a condutibilidade eléctrica e a interferência electromagnética;

inibir a oxidação dos polímeros (adição de antioxidantes);

diminuir o teor de vazios;

reduzir a tendência para a atracção de cargas eléctricas;

promover uma estrutura celular, diminuindo a densidade, a retracção e os custos do

material, podendo ainda melhorar o isolamento térmico e eléctrico;


18

prevenir a perda de brilho, a descoloração, a fendilhação e a desintegração devido à

radiação UV;

alterar a cor.

Quanto à quantidade de aditivos incorporada na matriz, normalmente são utilizados em

quantidade muito mais reduzida que os fillers, tipicamente inferior a 1% do peso em resina.

Contudo, embora os aditivos sejam utilizados em reduzidas proporções, a sua incorporação na

matriz polimérica deve ser cuidada já que também estes, à semelhança dos fillers, influenciam

as propriedades físicas e mecânicas do material FRP [2.1].

f) Adesão fibra-matriz

As propriedades físicas e mecânicas dos materiais FRP estão intimamente relacionadas com a

ligação fibra-matriz, a qual depende da compatibilidade mecânica entre as fibras e a matriz e do

ângulo entre a direcção das fibras de reforço e a direcção da solicitação. Se as direcções das

fibras e da solicitação, por exemplo, forem coincidentes, então os valores de resistência do

material serão máximos.

Para que haja um boa interacção mecânica entre as fibras e a matriz, as respectivas propriedades

mecânicas devem ser compatíveis. Por exemplo, deve-se evitar o aparecimento de microfissuras

na matriz antes de ser atingida a capacidade de deformação máxima das fibras, isto é, a extensão

de rotura da matriz deve ser superior à das fibras de reforço. De referir ainda que é importante

que a matriz, quando sujeita a compressões, possua uma rigidez mínima que evite a encurvadura

das fibras [2.19].

2.2.4. Processos de fabrico

No âmbito da actual indústria da construção, existem principalmente dois modos de produção

dos materiais FRP, que são a pultrusão e a moldagem manual. No caso da pultrusão, os produtos

constituídos por materiais compósitos são produzidos numa fábrica e, posteriormente,

transportados e aplicados em obra. Já na moldagem manual, os produtos FRP são produzidos,

aplicados e curados em obra. Este processo é essencialmente utilizado para aplicação de mantas

de reforço em obra (reforço exterior). A pultrusão é utilizada na produção de varões (reforço

interior), laminados (reforço exterior) e perfis estruturais [2.1].

Pultrusão

Na década de 1950, nos Estados Unidos da América, foi desenvolvido o processo de fabrico por

pultrusão, que se baseia na automatização da produção de modo contínuo de peças com secção

transversal constante [2.12]. Este processo de fabrico permite a produção de barras

(rectangulares ou circulares), de peças com secção transversal aberta (em I, H, L ou U) ou

fechada (ou seja, tubulares, circulares ou rectangulares), bem como de secções multi-celulares

fechadas. Neste processo, o comprimento das peças é definido tendo em atenção,

principalmente, as limitações que existem ao nível do transporte dos produtos [2.1].

A pultrusão permite reduzir custos de produção, uma vez que este processo permite converter

directamente as fibras e a matriz polimérica num produto acabado. Nas últimas quatro décadas

foram desenvolvidos vários processos de fabrico, contudo, de acordo com Zureick e Scott

[2.22], o processo de pultrusão é o que oferece melhor relação produtividade/custo.


19

O processo de pultrusão encontra-se dividido em duas fases: uma primeira fase, na qual as fibras

de reforço são impregnadas pela matriz polimérica que se encontra líquida e, uma segunda fase,

na qual a matriz solidifica no interior de um molde aquecido [2.1]. A Figura 2.14 ilustra a linha

de fabrico relativa ao processo de pultrusão.

Figura 2.14: Esquema relativo à linha de fabrico para o caso da produção por pultrusão (adaptado de

[2.17]).

Numa primeira fase, no sistema de manuseamento das fibras, as mechas de fibras longitudinais

e as mantas são desenroladas através de um conjunto de carretéis que funcionam sobre uma

estrutura de suporte metálica. Em seguida, no sistema de guias procede-se à pré-forma e ao

posicionamento das fibras de reforço, posicionamento este que é efectuado de acordo com as

respectivas especificações que o produto final deve possuir.

Posteriormente, na estação de impregnação de resina, as fibras são impregnadas pela matriz

polimérica. No processo de pultrusão tradicional, as fibras são impregnadas através de um

sistema de banho aberto, passam por uma pré-forma, que retira o excesso de resina, e só depois

entram no molde metálico. Todavia, nas máquinas de pultrusão mais modernas, as quais são

utilizadas para produção em larga escala de materiais FRP, a impregnação das fibras não é

realizada através de um sistema de banho aberto. Estas máquinas são constituídas por uma

câmara de injecção na qual são introduzidas as fibras e se procede à impregnação das mesmas,

sendo que neste caso a impregnação é efectuada sob pressão. A referida câmara de injecção,

presente nas máquinas mais recentes, garante um melhor controlo da posição das fibras de

reforço, uma maior uniformidade do material e uma impregnação das fibras mais eficiente. Este

processo de pultrusão, mais moderno, possibilita uma impregnação mais rápida das fibras, reduz

as alterações ao nível da composição da matriz e reduz a evaporação dos solventes presentes na

matriz, garantindo deste modo um ambiente de trabalho com melhores condições em termos

ambientais.

Em seguida, após a fase de impregnação, as fibras avançam ao longo de um molde aquecido,

cujo comprimento normalmente varia entre 0,5 e 1,0 m, e a cura da matriz polimérica é

efectuada a temperaturas entre 90 e 180 oC, dependendo da resina utilizada [2.12]. Este processo

de cura causa retracção no elemento produzido e o mesmo deixa de estar em contacto com as

paredes do molde, originando um produto já acabado e com estabilidade dimensional.

Findo o processo de cura, o elemento é colocado num sistema de tracção, constituído por

puxadores sincronizados que garantem uma velocidade constante. Por fim, o elemento curado e

já traccionado vai passar por um sistema de corte, no qual o elemento é cortado consoante o


20

comprimento desejado [2.1]. Na Figura 2.15, são apresentadas algumas das fases que

constituem o processo de fabrico por pultrusão.

Figura 2.15: (a) Sistema de manuseamento das fibras de reforço, (b) passagem na pré-forma e (c) corte no

final da linha de montagem [2.22].

A velocidade do processo de fabrico por pultrusão depende muito da máquina utilizada e

também do tipo de secção transversal. Em média, uma secção transversal corrente (com secção

de parede fina aberta) pode ser produzida a uma velocidade de 2 m/minuto [2.20].

Moldagem manual

O processo de fabrico de materiais FRP por moldagem manual, provavelmente o mais antigo na

indústria dos compósitos, consiste basicamente em colocar sucessivas camadas de fibras, as

quais vão sendo sobrepostas consoante o produto final pretendido, e na sua posterior

impregnação com uma matriz polimérica. Seguidamente, desenvolve-se o processo com a cura

das fibras impregnadas, formando-se deste modo um elemento FRP sólido. As dimensões e o

acabamento do elemento produzido dependerão do molde no qual o mesmo foi curado.

A moldagem manual, embora seja um processo relativamente simples de efectuar, requer

alguma especialização por parte dos técnicos e um certo controlo de qualidade. Este método é

frequentemente utilizado para produção de laminados ou de painéis sanduíche. Os painéis

sanduíche são compostos por laminados de FRP, responsáveis pela rigidez e resistência dos

painéis, e por um material de núcleo, como por exemplo espumas rígidas ou plásticos celulares,

que contribui para o isolamento térmico e a resistência ao corte.

Existe ainda a possibilidade de melhorar a qualidade do produto final, quer ao nível do volume e

do posicionamento das fibras, quer ao nível do volume de vazios. Esta melhoria de qualidade é

obtida através de um melhoramento das condições cura, salientando-se a possível utilização de

temperaturas elevadas, de pressão e, eventualmente, de vácuo. Assim, é possível produzir

produtos com melhores características atendendo a estas possíveis sofisticações que podem ser

introduzidas neste processo de fabrico por moldagem manual.

A moldagem manual pode ser efectuada quer em fábrica quer em obra. Por um lado, quando a

produção é realizada em fábrica, as fibras e a matriz polimérica são colocadas em moldes e

retiradas dos mesmos após efectuada a cura, podendo ser utilizados produtos descofrantes para o

efeito. Por outro lado, quando a moldagem é realizada em obra, o que acontece na maioria dos

casos da indústria da construção, os componentes dos FRP são aplicados directamente sobre a

superfície do elemento estrutural que se pretende reforçar. Nestas situações, o aspecto mais

importante é garantir que a ligação entre o material FRP e o elemento estrutural a reforçar é bem

conseguida. Assim sendo, as escolhas quer das fibras quer da matriz são fundamentais para

garantir uma boa solução final.


21

Na indústria da construção, ao nível de intervenções estruturais, a técnica de moldagem manual

é efectuada sem aplicação de pressão exterior e a cura é realizada à temperatura ambiente. Em

geral, são as resinas epoxídicas e as fibras de carbono ou de vidro os materiais mais

utilizados [2.1].

Outros processos de fabrico

Os processos de pultrusão e de moldagem manual são os mais comuns no sector da produção de

materiais FRP. No entanto, também existem outros processos de fabrico utilizados na produção

de peças individuais. Como exemplos de métodos alternativos para produzir materiais FRP,

referem-se os seguintes: enrolamento filamentar, centrifugação, moldagem por transferência de

resina, moldagem por infusão de resina e moldagem por transferência de resina sob vácuo. Estas

três últimas técnicas têm sido utilizadas no fabrico de painéis para tabuleiros de pontes e

elementos de encamisamento para reforço de pilares [2.1].

2.3. Perfis de GFRP

2.3.1. Secções transversais de perfis pultrudidos de GFRP

Perfis de primeira geração

Inicialmente, a indústria dos perfis de GFRP baseou-se nos perfis metálicos existentes no

mercado. Assim, nesta primeira fase, os perfis produzidos, apelidados de perfis de primeira

geração, eram essencialmente secções de parede fina aberta, perfis esses que se encontram

ilustrados na Figura 2.16 [2.1].

Figura 2.16: Formas estruturais típicas dos perfis de primeira geração [2.17].

Os referidos perfis de primeira geração caracterizam-se por serem de secções pultrudidas de

GFRP, constituídos por camadas que combinam mechas de filamentos contínuos e paralelos,

(rovings), com mantas de fibras orientadas em diversas direcções (mats e fabrics). As mechas

de filamentos proporcionam um reforço na direcção axial e as mantas de fibras garantem, por

um lado, um reforço na direcção segundo a qual são colocadas e, por outro lado, um melhor

funcionamento em termos de resistência ao corte. À superfície dos laminados, são geralmente

colocados véus de noiva (surface vails), criando uma camada superficial que apresenta maior

teor em resinas. Deste modo, é criada à superfície uma barreira que confere ao material uma

maior protecção perante agentes de degradação ambiental. Na Figura 2.17, é ilustrada a

disposição típica das camadas de reforço num compósito pultrudido [2.1].


22

Figura 2.17: Disposição típica das camadas de reforço num compósito pultrudido (adaptado de [2.24]).

Perfis com novas secções

No entanto, estes perfis de primeira geração apresentavam algumas desvantagens,

nomeadamente a sua susceptibilidade a acções de impacto e os fenómenos de instabilidade

observados quando estes estão sujeitos a compressões. As formas que estes primeiros perfis

possuíam não eram as ideais para garantir um eficaz aproveitamento das propriedades do GFRP.

Assim, surgiu a necessidade de se criarem novas secções com formas que potenciassem as

vantagens que o material compósito possui, bem como o desenvolvimento de novos sistemas

estruturais que permitam uma utilização mais adequada das propriedades que o GFRP possui.

Deste modo, começaram a ser desenvolvidos novos sistemas estruturais por parte das empresas

produtoras, em que o conceito base é a criação de painéis multi-celulares ligados por colagem.

Estas novas secções, bem como os novos modelos estruturais, têm vindo a ser utilizadas

sobretudo em tabuleiros de pontes. Na Figura 2.18, são apresentadas algumas das novas secções

desenvolvidas [2.1].

Figura 2.18: Novas formas de perfis pultrudidos utilizados em pontes [2.7].

2.3.2. Propriedades dos perfis de GFRP

Por um lado, as propriedades apresentadas pelos perfis de GFRP estão intrinsecamente

relacionadas com os seus materiais constituintes, ou seja, dependem do tipo, da orientação e do

teor de fibras de vidro, da constituição da matriz polimérica, bem como da interacção entre as

fibras e a matriz. Por outro lado, existem ainda factores externos, como o tipo de carregamento a

que os materiais estão sujeitos e a exposição ambiental, que, naturalmente, também influenciam

as propriedades dos materiais GFRP.


23

Propriedades mecânicas

Assim, tendo em conta a possibilidade de existirem inúmeros factores que influenciam as

propriedades dos perfis de GFRP e que, presentemente, a sua produção é efectuada de um modo

não normalizado, os valores correspondentes às características mecânicas não serão

apresentados sob a forma de valores absolutos, isto é, serão caracterizados vários parâmetros

avaliados através de intervalos de valores típicos [2.1]. Na Tabela 2.3, são indicados os

intervalos de valores usuais das principais propriedades mecânicas dos perfis de GFRP

produzidos pelos principais fabricantes.

Tabela 2.3: Propriedades mecânicas típicas dos perfis de GFRP (adaptado de [2.12, 2.19, 2.21, 2.24]).

Propriedade Normas de

ensaio

Direcção paralela

às fibras

Direcção transversal

às fibras

Resistência à tracção

[MPa]

ISO 527,

ASTM D 638 200 – 400 50 – 60

Resistência à compressão

[MPa]

ISO 14126,

ASTM D 695 200 – 400 70 – 140

Resistência ao corte

[MPa]

ISO 14129,

ASTM D3846 25 – 30

Módulo de elasticidade

[GPa]

ISO 527

EN 13706-2 20 – 40 5 – 9

Módulo de distorção

[GPa]

ISO 14129

EN 13706-2 3 – 4

Como se pode observar pelos valores apresentados na Tabela 2.3, o material exibe um

comportamento anisotrópico, observando-se melhores propriedades na direcção axial, ou seja,

na direcção de pultrusão, o que explica a anisotropia verificada. Atendendo aos valores

apresentados, procedeu-se a uma análise comparativa entre as propriedades do GFRP e de

outros materiais, tais como o aço (classe Fe360), a madeira (espécie espruce), o alumínio e o

PVC. A Figura 2.19 ilustra a análise comparativa mencionada.

Figura 2.19: Análise comparativa, (a) da tensão de rotura à tracção e (b) do módulo de elasticidade em

flexão, entre os materiais GFRP, aço, madeira, alumínio e PVC (adaptado de [2.5]).

Actualmente, o aço é o principal concorrente dos perfis de GFRP, possuindo ambos uma tensão

de rotura à tracção semelhante, tendo em consideração os aços correntes. Contudo, embora os

GFRP apresentem um comportamento mecânico interessante, estes materiais apresentam um

módulo de elasticidade reduzido, aproximadamente 15% do valor observado no aço, e não

possuem o comportamento dúctil verificado neste material metálico [2.1].

Como consequência deste compósito apresentar um módulo de elasticidade com um valor entre

20 a 40 GPa, os elementos estruturais em GFRP possuem uma maior deformabilidade, razão


24

pela qual o seu dimensionamento, em geral, não é condicionado pela resistência do material. O

módulo de elasticidade exibido pelos GFRP é ainda responsável por uma maior tendência para

se observarem fenómenos de instabilidade principalmente em peças esbeltas [2.25].

Propriedades físicas

Na Tabela 2.4, são apresentadas mais algumas propriedades físicas indicadas pelos principais

fornecedores de materiais GFRP.

Tabela 2.4: Propriedades físicas dos perfis de GFRP (adaptado de [2.19, 2.21, 2.24]).

Propriedade Normas de

ensaio

Direcção

paralela

às fibras

Direcção

transversal

às fibras

Densidade [g/cm3]

ISO 1183

ASTM D 792 1,5 – 2,0

Teor em fibras [%] ISO 1172

ASTM D 3171 50 – 70

Coeficiente de dilatação térmica [K

-1]

ISO 11359-2 ASTM D 696

8 – 14 ×10-6

16 – 22 ×10-6

Coeficiente de condutividade

térmica [W/K.m] ISO 22007

ASTM D 5930 0,20 – 0,58

De modo análogo ao efectuado anteriormente, procedeu-se a uma comparação entre a densidade

(ρ), o coeficiente de dilatação térmica (α) e o coeficiente de condutividade térmica (λ) dos perfis

de GFRP com outros materiais, nomeadamente o PVC, a madeira, o alumínio e o aço, tal como

ilustra a Figura 2.20.

Figura 2.20: (a) Comparação da densidade, (b) do coeficiente de dilatação térmica e (c) do coeficiente de

condutibilidade térmica entre os materiais GFRP, aço, madeira, alumínio e PVC (adaptado de [2.5]).


25

Observando a Figura 2.20 conclui-se que os perfis de GFRP, em comparação com o aço,

possuem reduzido peso próprio, semelhante coeficiente de dilatação térmica e reduzida

condutibilidade térmica.

2.3.3. Ligações entre elementos GFRP

Uma estrutura constituída por elementos FRP necessita que sejam efectuadas ligações entre os

mesmos, tal como acontece em estruturas metálicas, mistas ou de madeira. Assim, os principais

meios para se realizarem as ligações entre elementos FRP são por aparafusamento, por colagem

ou por colagem e aparafusamento (ligação mista). Existem ainda outros tipos de ligação que, no

entanto, são técnicas menos utilizadas, designadamente por encaixe ou por soldadura

(fusão) [2.24].

Ligações aparafusadas

Do mesmo modo que surgiram os perfis de GFRP de primeira geração, produzidos tendo como

modelo os perfis metálicos, também as ligações mais utilizadas entre os perfis têm sido as

aparafusadas, copiando-se pormenores construtivos das estruturas metálicas. Este tipo de

ligação causa tensões elevadas nas zonas dos furos, sendo quase inevitável que surjam tensões

em direcções perpendiculares ao eixo longitudinal dos elementos. Assim sendo, dado que este

material possui um comportamento anisotrópico, verifica-se que este tipo de ligação é muitas

vezes condicionante em termos de dimensionamento, conduzindo a soluções técnicas que se

tornam pouco económicas [2.1].

Ligações coladas

A ligação por colagem de elementos FRP é, actualmente, uma técnica ainda pouco utilizada.

Presentemente, existe pouca informação relativamente à durabilidade das colas a longo prazo e

também escasseia a informação ao nível do comportamento ao fogo das ligações coladas. A sua

aplicabilidade em obra é algo ainda de difícil execução, dado que é complicado garantir que a

colagem é efectuada em condições. Contudo, este tipo de ligação parece adaptar-se melhor à

natureza frágil e anisotrópica do material FRP, já que permite uma distribuição de tensões mais

uniforme e com menos concentrações de tensões [2.26].

Ligações mistas

Quanto às ligações mistas (aparafusadas e coladas), em geral, este tipo de ligação não traz

grande melhoria, já que a resistência da ligação é efectuada apenas pela área de colagem.

Normalmente, o material adesivo (a cola) conduz a uma ligação colada que é consideravelmente

mais rígida que a ligação aparafusada, ou seja, o adesivo é que suporta a maior parte da

solicitação. Contudo, este tipo de ligação pode justificar-se caso se pretenda garantir uma maior

segurança na ligação na eventualidade da colagem ser deficiente ou de existir deterioração da

mesma, caso se deseje tirar partido da colagem para garantir exigências de deformabilidade,

satisfazendo os parafusos as exigências de resistência, ou caso se pretenda melhorar o processo

de colagem com a pressão de aperto dos parafusos [2.1].

Ligações por encaixe

As ligações por encaixe, menos comuns, funcionam essencialmente por encaixe geométrico e

pelo efeito do atrito entre a superfície das peças ligadas, podendo adicionalmente ser


26

complementadas com colagem e/ou aparafusamento. Este tipo de ligação é especialmente

utilizado em sistemas construtivos modulares, já que permitem uma rápida execução das

ligações. Contudo, as ligações por encaixe exigem um grande rigor dimensional em termos

geométricos das peças a ligar [2.1].

Ligações soldadas ou por fusão

A utilização de ligações soldadas ou por fusão, de um ponto de vista conceptual, parece

constituir o método mais adequado para ligar materiais compósitos de matriz polimérica, dadas

as suas potenciais vantagens económicas e técnicas. No entanto, o recurso a esta técnica está

restringido a materiais FRP constituídos por resinas termoplásticas que, como foi referido

anteriormente, apresentam limitações técnicas por comparação com as resinas

termoendurecíveis e que, por isso, têm sido muito menos utilizadas em aplicações da

Engenharia Civil [2.1]. Na Figura 2.21, são ilustrados alguns dos métodos existentes para

efectuar ligações entre elementos FRP.

Figura 2.21: (a) Ligação aparafusada numa estrutura de pórtico tridimensional [2.23], (b) ligação colada

entre painéis GFRP de um tabuleiro de uma ponte [2.27] e (c) ligação por encaixe [2.23].

2.3.4. Vantagens e inconvenientes

Tendo em conta as características dos perfis de GFRP, apresentadas anteriormente, e

comparando-as com as propriedades dos materiais utilizados tradicionalmente no sector da

construção (o aço e o betão armado) conclui-se que este material compósito apresenta diversas

vantagens. Referem-se as seguintes vantagens deste compósito perante as tradicionais soluções

construtivas [2.1]:

reduzido peso próprio;

possibilidade de produzir qualquer forma estrutural;

elevada resistência à fadiga;

boas propriedades de isolamento térmico e transparência electromagnética;

facilidade de transporte para o estaleiro e de aplicação em obra;

reduzidos custos de manutenção;

elevada durabilidade e não corrosibilidade.

Contudo, como em todos os materiais, os perfis de GFRP também possuem aspectos mais

desvantajosos. Assim, em seguida são enumerados alguns destes aspectos que dificultam e


27

limitam a aplicação deste compósito ao nível estrutural, comparando-se, também neste caso,

com os materiais utilizados tradicionalmente:

reduzido módulo de elasticidade, que tem como consequências a maior deformabilidade

e a susceptibilidade a fenómenos de instabilidade (local ou global), limitando a

completa exploração das propriedades do material;

comportamento frágil, que contrasta com a filosofia de dimensionamento subjacente à

generalidade dos códigos de dimensionamento e à prática corrente de projecto;

necessidade de desenvolvimento de novas formas estruturais e sistemas de ligação

adaptados às propriedades do material;

o comportamento ao fogo, que requer medidas de protecção, dada a inflamabilidade e a

potencial libertação de calor e de fumo e, não menos importante, a degradação das

propriedades mecânicas para temperaturas relativamente reduzidas;

ausência de regulamentação específica, com a generalidade dos projectos a serem

desenvolvidos com base nos manuais dos fabricantes;

custos directos iniciais que ainda são pouco competitivos na maior parte das aplicações,

sobretudo quando a maioria dos donos de obra não tomam as suas decisões com base

em custos de ciclo de vida, para os quais os perfis de GFRP podem permitir poupanças

importantes por comparação com os materiais tradicionais.

2.3.5. Campo de aplicação dos perfis de GFRP

Inicialmente, na indústria da construção, começou-se a utilizar este compósito em elementos

não estruturais ou em estruturas secundárias, em situações em que a sua leveza, a sua

durabilidade face a ambientes agressivos e a sua transparência electromagnética se

apresentavam como aspectos vantajosos perante os materiais aplicados tradicionalmente. Assim,

os perfis de GFRP começaram a ser utilizados em diferentes casos, como por exemplo no

saneamento básico, em estações de tratamento de água e de águas residuais, na indústria da

pesca, em portos de navegação, na indústria petroquímica, em centrais termoeléctricas, bem

como em transportes ferroviários. A indústria da pultrusão desenvolveu produtos constituídos

por perfis pultrudidos de GFRP que apresentavam uma vasta variedade de soluções,

designadamente caminhos de cabos, bancos de jardim, portas, portões, escadas isolantes,

corrimãos, guardas (Figura 2.22 a)), gradis de pavimentos, plataformas, passadiços e painéis de

fachada (Figura 2.22 b)).

Figura 2.22: (a) Utilização de perfis de GFRP em escadas com guardas e (b) em painéis de fachada [2.23].

No entanto, nos últimos anos, começaram a ser utilizados perfis de GFRP em estruturas

primárias. A criação de projectos-piloto e o investimento no desenvolvimento e na inovação


28

nesta área do conhecimento foram os motivos do aumento ao nível da utilização estrutural de

GFRP. Actualmente, já se começa a construir pontes pedonais, pontes rodoviárias e edifícios em

GFRP. Em seguida, são apresentados alguns exemplos de aplicação em construções novas [2.1].

Exemplos de aplicação em construções novas

A primeira ponte pedonal 100% compósita, a ponte Aberfeldy, foi construída no Reino Unido

em 1992 e caracteriza-se por possuir um tabuleiro constituído por painéis pré-fabricados em

GFRP, o qual é suspenso por cabos em polímero reforçado com fibras de aramida (AFRP)

ligados a torres de GFRP [2.28]. Dois anos depois, no Reino Unido, foi construída a primeira

ponte rodoviária também ela 100% em compósito, a ponte basculante de Bonds Mill [2.1]. A

Figura 2.23 ilustra as pontes mencionadas.

Figura 2.23: (a) Ponte Aberfeldy e (b) ponte basculante Bonds Mill [2.28].

Posteriormente, foram surgindo novos exemplos de pontes construídas em compósitos,

nomeadamente a ponte Pontresina, na Suíça (1997), a ponte Kolding, na Dinamarca (1997), e a

ponte de Lérida, em Espanha (2001).

Em 1999, foi construído o edifício Eyecatcher (Figura 2.24), utilizado na Feira Suíça de

Construção em Basileia, e que constitui uma das referências ao nível da utilização de FRP na

construção de edifícios.

Figura 2.24: Edifício Eyecatcher [2.17].

Exemplos de aplicações em reabilitação

Para além da sua recente inclusão em obras novas, os perfis de GFRP também têm sido

utilizados na reabilitação de estruturas degradadas. A aplicação destes compósitos na área da

reabilitação tem sido feita, nomeadamente, ao nível da substituição de tabuleiros de pontes e de

pavimentos em madeira degradados (Figura 2.25).


29

Figura 2.25: (a) Instalação de um pavimento e (b) reforço de um pavimento de madeira [2.17, 2.18].

O Castelo Wörlitz (Figura 2.26), na Alemanha, é um bom exemplo de uma intervenção

realizada com sucesso que permitiu evitar que os pisos do mesmo, imóvel de grande valor

patrimonial, entrassem em ruína [2.1].

Figura 2.26: Castelo Wörlitz [2.29].

Exemplos de aplicação em Portugal

Em Portugal, a utilização destes compósitos tem vindo a aumentar, embora presentemente os

perfis de GFRP sejam utilizados sobretudo em elementos não estruturais e em estruturas

secundárias. Como exemplo de obras importantes nas quais os perfis de GFRP foram utilizados

destacam-se as seguintes: a cobertura do Centro Comercial Colombo (Figura 2.27 b)), a Estação

do Rossio (Figura 2.27 c)), o Oceanário de Lisboa, a introdução do comboio na Ponte 25 de

Abril (Figura 2.27 a)), a construção de diversas estações de tratamento de águas residuais, entre

outras [2.1].

Figura 2.27: (a) Passadiços na Ponte 25 de Abril, (b) perfis de GFRP na cobertura do C.C. Colombo e

(c) passadiços da cobertura da Estação do Rossio [2.30].

2.4. Comportamento ao fogo de perfis pultrudidos de GRFP

2.4.1. Fases e propagação de incêndios em edifícios

Primeiramente, para se estudar as fases de um incêndio, bem como a propagação do mesmo,

tem que se compreender 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


30

origina a libertação de energia sob a forma de calor e de radiação. Outra noção importante a ter

em conta é quais os elementos envolvidos neste fenómeno físico-químico, isto é, conhecer o

triângulo do fogo (Figura 2.28), que é constituído pelos seguintes três componentes: a energia

de activação, o combustível e o comburente.

Figura 2.28: Triângulo do fogo.

A energia de activação funciona como uma fonte de ignição, ou seja, é responsável por fornecer

a energia necessária para que se inicie a reacção de oxidação. São exemplos das referidas fontes

de ignição a energia eléctrica, os cigarros acesos, os queimadores a gás, entre outros. O

combustível, como por exemplo a madeira, é o componente que é consumido pela reacção,

conduzindo à produção de calor. O terceiro elemento do triângulo do fogo referido é o

comburente (o oxigénio), elemento responsável pela alimentação da reacção. Um incêndio será

extinto quando não existir mais combustível ou comburente disponíveis [2.31].

A evolução de um incêndio compreende essencialmente três fases. Numa primeira fase, a fase

de ignição, inicia-se a combustão de um determinado material. Em seguida, dá-se a propagação

do fogo aos materiais combustíveis que se encontram em redor do material já em combustão,

iniciando-se deste modo uma segunda fase de um incêndio, a fase de crescimento. Como

consequência da combustão dos materiais, ocorre libertação de energia, sob a forma de calor e

de radiação, e de fumos e gases. Estes produtos resultantes da reacção ao fogo conduzem a um

aumento da temperatura no interior dos compartimentos, podendo nesta fase de crescimento

serem atingidas temperaturas entre 300 e 500 oC. Com a evolução do incêndio, vai havendo

libertação de compostos voláteis que funcionam como aceleradores na reacção de combustão

dos materiais presentes no compartimento, que aumentam a temperatura para um valor de

aproximadamente 600 oC, conduzindo a uma inflamação geral do compartimento denominada

por flash over (inflamação generalizada) [2.32, 2.33].

Uma vez atingido o momento em que o incêndio se encontra totalmente desenvolvido e a

temperatura se mantém aproximadamente constante, entre 900 e 1200 oC, segue-se uma fase de

arrefecimento (resfriamento). Nesta última fase do incêndio, começa a haver uma diminuição da

temperatura, ou seja, há uma redução da reacção de oxidação que caracteriza o fogo. Como

referido anteriormente, a extinção do um fogo pode ocorrer quando foi consumido o material

combustível ou o oxigénio. Assim sendo, por um lado, o material combustível que se encontra

no local pode ser totalmente consumido, conduzindo a uma diminuição da temperatura e à

consequente extinção do incêndio. Por outro lado, o elemento consumido pode ser o

comburente, originando também uma redução da temperatura. Contudo, esta situação acarreta

vários perigos a abertura de uma porta ou a quebra de uma janela pode provocar uma explosão,

reiniciando novamente a reacção de combustão uma vez que há novamente oxigénio disponível

para ocorrer a mencionada reacção. Para estimar as temperaturas ao longo da evolução de um

incêndio, pode-se recorrer a expressões matemáticas, obtendo-se deste modo uma curva de


31

incêndio padrão que permite simular a acção de um fogo. Na Figura 2.29, ilustram-se as fases

que constituem um incêndio [2.32, 2.34].

Figura 2.29: Fases de um incêndio real e curva de um incêndio padrão (adaptado de [2.32]).

A ocorrência de um incêndio é algo que coloca vidas humanas em risco e que acarreta prejuízos

ao nível patrimonial de imóveis. Em seguida, apresentam-se algumas das principais

consequências que a ocorrência de um incêndio pode causar ao nível da vida humana [2.26]:

nível de oxigénio – o oxigénio consumido pode causar a morte por asfixia;

chamas e calor – as chamas produzidas bem como o calor libertado podem causar

graves queimaduras e, inclusivamente, a morte dos ocupantes/utentes;

fumo – o fumo libertado influencia a visão e a orientação, condicionando a evacuação

do edifício e aumentando a exposição a eventuais gases tóxicos produzidos no decorrer

do incêndio;

gases tóxicos – a produção de gases, como por exemplo o monóxido de carbono (CO) e

o dióxido de carbono (CO2), pode causar sérios danos;

colapso estrutural – o eventual colapso parcial ou total do edifício pode causar a morte

de pessoas, ora por impacto directo devido ao colapso, ora por obstrução de caminhos

de evacuação.

A compartimentação dos espaços de um edifício é um aspecto muito importante ao nível da

segurança contra incêndios. A compartimentação de um edifício permite evitar a propagação do

incêndio para as restantes áreas do edifício, garantindo, assim, que as saídas de emergência se

mantenham operacionais de modo a facilitar as operações de resgate e combate a incêndios.

Existem dois tipos de compartimentação, a horizontal e a vertical. A compartimentação

horizontal é efectuada, essencialmente, através de paredes e de portas corta-fogo. A

compartimentação vertical é obtida através de lajes corta-fogo, do isolamento das escadas,

efectuado com paredes e portas corta-fogo, e de elementos verticais (parapeitos) e horizontais

(palas) resistentes ao fogo, que impedem a propagação das chamas de um piso inferior para um

piso superior [2.31].

A propagação de um incêndio é um fenómeno complexo e depende de vários factores,

nomeadamente da combustibilidade dos edifícios, da sua compartimentação, da descoberta


32

tardia da existência do incêndio, dos meios de combate ao fogo, entre outros factores [2.35]. A

propagação de incêndios pode ser efectuada através dos seguintes modos: por convecção, por

condução, por radiação, por queda de elementos ou ainda por destruição de divisórias existentes

entre compartimentos [2.31, 2.36].

Os gases que se encontram a temperaturas elevadas são mais leves do que o ar do ambiente

envolvente e, por convecção, sobem para pontos mais altos, por efeito de chaminé, propagando

assim o incêndio para pisos superiores. A convecção de gases a temperaturas elevadas pode

ocorrer dentro do próprio edifício ou pelo exterior do edifício, como por exemplo quando saem

pelas janelas e incendeiam compartimentos superiores. Esta propagação por convecção do

incêndio pode acontecer, designadamente, através de poços de elevadores, de núcleos de

escadas e de condutas de ar.

Outro meio de propagação de incêndios, a condução, corresponde à transferência de energia por

contacto directo. Um exemplo deste fenómeno é o início de um foco de incêndio num dado

compartimento, que possui no seu tecto uma viga metálica (elemento condutor de calor), e o

deflagrar de um novo foco de incêndio num compartimento superior, como consequência da

viga que constitui o seu piso se encontrar a temperaturas elevadas [2.36].

Quando se encontra a decorrer um incêndio, há libertação de energia sob a forma de radiação, o

que pode conduzir a um início de combustão de elementos que foram aquecidos pela radiação

sem que houvesse contacto físico com as chamas do incêndio.

Durante um incêndio, pode ocorrer queda de elementos incendiados, provocando a propagação

do mesmo de um piso superior para um piso inferior, e ocorrer também a destruição das

divisórias existentes entre compartimentos que evitam a propagação dos incêndios [2.31]. A

Figura 2.30 ilustra os meios de propagação de um incêndio referidos anteriormente.

Figura 2.30: Propagação de um incêndio num edifício.

No dimensionamento de um edifício, no que diz respeito à segurança contra o fogo, há dois

tipos de medidas que podem ser tomadas, as passivas e as activas. As medidas passivas têm o

intuito de, por um lado, prevenir a ocorrência de incêndios e, por outro lado, preparar a resposta

ao combate aos incêndios quando estes ocorrem. Exemplos de medidas passivas são a

compartimentação adequada dos espaços, a escolha dos materiais, a resistência ao fogo da

estrutura, o apropriado dimensionamento dos caminhos de evacuação em caso de emergência,

os bons acessos para a intervenção dos bombeiros, entre outros. As medidas activas, que são

activadas aquando da ocorrência de um incêndio, surgem como meio de combate ao incêndio.

São exemplos deste tipo de medida os extintores, a rede de incêndios armada (RIA), as colunas

secas, as colunas húmidas, os sprinklers, entre outros. Por fim, em Portugal os aspectos a ter em


33

conta no dimensionamento de uma rede de combate a incêndios encontram-se regulamentados

na Portaria n.º 1532/2008, de 29 de Dezembro.

2.4.2. Fenómenos de degradação do material GFRP a temperaturas elevadas

Os materiais FRP estão a começar a ser utilizados no sector da construção civil, dadas as suas

vantagens relativamente às soluções construtivas tradicionais. Contudo, estes materiais também

apresentam alguns aspectos menos vantajosos e que condicionam a sua aplicabilidade,

nomeadamente o seu comportamento face à acção de um incêndio [2.26].

Os materiais construtivos utilizados actualmente exigem uma adequada reacção ao fogo,

devendo evitar a ignição de um incêndio, a propagação das chamas e a produção excessiva de

fumos. Os elementos estruturais devem ainda apresentar outra importante propriedade que é

possuírem uma resistência ao fogo adequada, prevenindo deste modo que ocorra colapso

estrutural aquando da ocorrência de um incêndio.

Quando os materiais FRP se encontram expostos a temperaturas elevadas (300-500 oC), a matriz

polimérica que constitui estes materiais decompõe-se, libertando calor, fumo, fuligem e gases

tóxicos voláteis. Mesmo em situações em que as temperaturas são moderadas (100-200 oC), o

material FRP sofre uma alteração das suas propriedades, perdendo resistência, deformando-se

excessivamente e sofrendo fenómenos de distorção. Este comportamento faz com que o

compósito, quando sujeito a temperaturas moderadas, possa apresentar deformações excessivas

para um elemento estrutural. Comparando o material GFRP com o betão, observa-se que o

compósito é inflamável e possui uma reduzida resistência ao fogo. Conclui-se deste modo que o

material FRP possui um comportamento ao fogo que condiciona muito a sua aplicação no sector

da construção civil.

O material FRP, embora exiba os inconvenientes mencionados, é um material com boa

capacidade de isolamento térmico, ao contrário de alguns materiais tradicionais (como por

exemplo o aço), podendo deste modo retardar a propagação de um incêndio ao longo de um

edifício. É de referir ainda que os elementos em GFRP apresentam propriedades que lhes

permitem formar uma barreira protectora contra chamas, calor e fumos. Já por exemplo o aço

não exibe tal comportamento ao fogo e, portanto, o GFRP apresenta-se como uma solução

vantajosa a este nível.

A utilização deste compósito em elementos estruturais enfrenta, actualmente, um grande desafio

ao nível da investigação, já que a presente informação nesta área do conhecimento é escassa.

Assim sendo, por um lado, é necessário estudar mais aprofundadamente o comportamento ao

fogo deste tipo de elementos e, por outro lado, é necessário definir o campo de aplicação para os

elementos em GFRP, ou seja, quais as circunstâncias em que se pode utilizar este compósito ao

nível da indústria da construção.

Tal como referido no capítulo 2.4.1., a combustão é uma complexa reacção química exotérmica

entre um material combustível e um material comburente (tipicamente o oxigénio que constitui

o ar envolvente), da qual resulta a libertação de energia sob a forma de calor e de radiação. Um

exemplo de material combustível é a matriz polimérica que constitui os perfis de GFRP.

Contudo, a presença de um material combustível e de oxigénio em concentrações suficientes

não é razão para que se inicie a reacção de oxidação, faltando um elemento para completar o

referido triângulo do fogo, uma energia de activação suficiente para iniciar a reacção.

A combustão é uma reacção complexa que, ao envolver a combustão de materiais FRP,

consequente da inflamabilidade das matrizes poliméricas, se torna ainda mais complexa, já que


34

estes compósitos influenciam as temperaturas, o tamanho das chamas e a propagação de um

incêndio [2.26].

2.4.2.1. Decomposição térmica do material GFRP

Decomposição térmica das resinas poliméricas

Como mencionado, caso o material FRP se encontre exposto a temperaturas elevadas, sofrerá

uma decomposição térmica. Primeiramente, o calor libertado por um incêndio é transferido para

o material compósito e o aumento de temperatura causa o início da decomposição térmica do

material. Numa primeira fase em que o material é aquecido, não ocorrem reacções químicas. No

entanto, perante temperaturas ainda relativamente reduzidas (100 a 200 oC), o material

relativamente rígido e frágil torna-se viscoso. Esta mudança é consequente de um processo

designado por transição vítrea, que provoca alterações significativas, quer em termos

mecânicos, quer ao nível das propriedades térmicas do material [2.26].

Em seguida, numa segunda fase, quando o material se encontra a temperaturas que rondam os

200 a 300 oC, em geral, ocorrem reacções químicas denominadas como pirólise. A pirólise é um

processo em que a matéria orgânica é decomposta após ser submetida a condições de elevada

temperatura e reduzida concentração de oxigénio. Face a estas condições, os materiais que

constituem a matriz começam a decompor-se e ocorrem reacções que destroem as cadeias

poliméricas e produzem gases voláteis, sólidos carbonizados e fumo. A parte de voláteis

libertados é constituída por gases inflamáveis, como o monóxido de carbono e o metano, e não

inflamáveis, como o dióxido de carbono e o vapor de água. A maioria das matrizes poliméricas

são decompostas para temperaturas entre 300 e 600 oC. A Figura 2.31 ilustra o mecanismo de

decomposição dos materiais FRP aquando da sua exposição ao fogo.

Figura 2.31: Mecanismo de decomposição térmica de polímeros compósitos (adaptado de [2.37]).

Como mencionado, as resinas de poliéster são as mais utilizadas na indústria dos materiais FRP,

bem como na produção de perfis pultrudidos de GFRP. De acordo com Mouritz e Gibson

[2.37], a decomposição da resina de poliéster inicia-se com a destruição das ligações cruzadas

que unem as cadeias poliméricas, libertando-se radicais livres que promovem a decomposição

da resina. Como consequência deste processo, são libertados compostos voláteis,

nomeadamente monóxido de carbono, dióxido de carbono, metano, etileno, propileno, entre

outros. Usualmente, quando a resina de poliéster é exposta ao fogo, 90 a 95% da sua massa

original é decomposta em compostos voláteis, o que explica a razão pela qual o material GFRP

é classificado como sendo relativamente inflamável. Já no caso das resinas fenólicas, a

decomposição da massa original em compostos voláteis ronda 40 a 60%, justificando-se deste

modo o motivo pelo qual estas resinas são indicadas como sendo as que apresentam melhor

comportamento ao fogo [2.26].


35

As reacções térmicas de decomposição da matriz polimérica podem ocorrer por processos de

oxidação ou simplesmente por acção do calor presente na atmosfera inerte que envolve o

material compósito. O oxigénio acelera o processo de decomposição mas, em laminados com

espessura relativamente elevada, a decomposição ocorre apenas ao nível mais superficial do

material onde há oxigénio. Os gases libertados pela decomposição do material impedem a

difusão do oxigénio para camadas mais interiores da espessura dos perfis. Assim, em perfis com

maior espessura, o processo de decomposição desenvolve-se não por processos de oxidação,

mas sim por acção do calor.

Decomposição térmica das fibras de vidro de reforço

Como apresentado, existem vários tipos de fibras de reforço, nomeadamente as fibras de vidro,

as de carbono e as de aramida. As fibras de vidro e de carbono, inorgânicas, apresentam melhor

comportamento ao fogo do que as orgânicas, como por exemplo as de aramida e as de

polietileno [2.26].

As fibras de vidro são as mais utilizadas ao nível dos materiais FRP produzidos e são um dos

constituintes básicos dos perfis pultrudidos de GFRP. Estas fibras apresentam uma grande

estabilidade química e física, independentemente das elevadas temperaturas a que podem estar

sujeitas.

As fibras de vidro do tipo E, utilizadas em 80 a 90% dos produtos FRP comercializados [2.38],

apenas sofrem uma alteração das suas propriedades para temperaturas a rondar 830 oC

(softening temperature), a partir das quais adquirem um comportamento viscoso. Para

temperaturas mais elevadas (1070 oC – melting temperatures), as fibras de vidro começam a

derreter-se. Contudo, as propriedades mecânicas deste tipo de fibras, nomeadamente a

resistência e o módulo de elasticidade, diminuem para temperaturas inferiores 800 oC. Já as

fibras do tipo S, que possuem melhor comportamento ao fogo, caracterizam-se por exibirem

como temperaturas de softening e de melting 1050 e 1500 oC, respectivamente [2.37].

2.4.2.2. Deterioração do material GFRP

Para além dos fenómenos de degradação a que estão sujeitas quer a matriz polimérica quer as

fibras de reforço, existem outros tipos de mecanismos, induzidos pelo calor, que também estão

associados à deterioração nos laminados de FRP, nomeadamente a carbonização (char

formation), a fissuração da matriz polimérica, a delaminação e a ablação [2.26].

Quanto um laminado de FRP é exposto ao fogo, observa-se usualmente a formação de três

camadas distintas ao longo da espessura do laminado, o que ocorre devido ao fenómeno de

carbonização. Distingue-se uma camada mais superficial, que se encontra exposta ao fogo,

caracterizada por uma zona carbonizada constituída por uma matriz totalmente degradada e com

as suas propriedades muito alteradas. A referida camada reveste uma zona intermédia,

designada por zona de decomposição, que apresenta uma matriz parcialmente degradada, já que

não se completou totalmente o processo de decomposição do material. Por fim, observa-se ainda

a formação de uma zona mais interior, denominada por zona virgem/intacta, onde o material não

foi afectado pela exposição ao fogo. Esta camada encontra-se junto à face oposta à que foi

exposta ao fogo e, consequentemente, as temperaturas verificadas nesta zona são menos

elevadas, justificando-se deste modo a não decomposição da matriz polimérica. A exposição

prolongada do material ao fogo pode fazer com que a camada mais superficial avance ao longo


36

da espessura do laminado para zonas mais interiores e, no limite, pode haver uma carbonização

total da espessura do laminado.

Como consequência da exposição ao fogo do material GFRP, forma-se uma zona carbonizada

que se caracteriza por [2.37]:

ser uma camada de isolamento térmico que possui menor condutibilidade térmica do

que o material original;

criar uma camada que retarda a velocidade de combustão do material, já que esta limita

a oxigenação das camadas mais profundas do material;

constituir uma barreira que impede a volatilização dos compostos presentes no material,

atrasando a ignição, diminuindo a propagação de chamas e a taxa de libertação de calor;

possuir a capacidade de manter as fibras de reforço nas suas posições, mesmo depois de

a matriz polimérica ter sido degradada, o que é vantajoso por contribuir para garantir a

integridade estrutural dos elementos.

Em situação de incêndio, a matriz do material GFRP fissura entre as fibras e, frequentemente,

ocorre fissuração por delaminação entre as camadas de fibras que se apresentam à frente da

zona carbonizada (char zone). Por um lado, de acordo com Chang [2.39], a expansão térmica

dos materiais cria tensões internas que conduzem a uma micro-fissuração da matriz polimérica.

Por outro lado, segundo Mouritz e Gibson [2.37], a fissuração da matriz também é causada, em

parte, pelas tensões internas geradas nos poros do material, consequentes da volatilização dos

componentes e, em alguns casos, pela vaporização da água que se encontra presa no próprio

material.

O muito elevado gradiente de temperaturas observado em todo o material e os referidos

mecanismos de pressão ao nível dos poros podem, eventualmente, conduzir a uma delaminação

entre as camadas constituídas por fibras de reforço [2.37, 2.38]. A susceptibilidade para a

delaminação é influenciada pelo tipo de resina que constitui a matriz.

Os mecanismos de fissuração da matriz e de delaminação podem, por um lado, contribuir para

aumentar a resistência térmica do material, já que camadas de fibras que constituem o GFRP

deixam de estar aderentes entre si, diminuindo deste modo a taxa de decomposição térmica

[2.40]. Por outro lado, o facto de deixar de existir aderência entre as camadas que constituem o

material, faz com que se criem caminhos que permitem a rápida libertação dos gases de

combustão [2.41].

Caso os laminados de FRP se encontrem por cima de uma fonte de calor ou orientados

verticalmente, a delaminação pode fazer com que ocorra desprendimento das fibras. Este

processo, conhecido como ablação, expõe directamente partes mais internas do material à acção

do fogo, acelerando deste modo a degradação térmica do mesmo [2.38].

2.4.3. Propriedades do material GFRP em função da temperatura

Como referido, o material GFRP sofre alterações físico-químicas ao nível da estrutura do

material, o que conduz inevitavelmente a alterações das suas propriedades mecânicas. Os

mecanismos de degradação, quer físico-químicos, quer mecânicos, que surgem aquando da

exposição do GFRP a temperaturas elevadas, provocam alterações no material, causando

transformações ao nível estrutural dos elementos [2.42].


37

Para tentar compreender melhor a variação das propriedades físicas do material GFRP em

função da temperatura, Dimitrienko estudou o comportamento de um compósito constituído por

fibras de vidro e resina epóxida. O autor concluiu que as propriedades densidade relativa (ρ/ρ0),

deformação (ε), permeabilidade aos gases (K3) e condutividade térmica (λ) variavam em função

da temperatura como se ilustra na Figura 2.32.

Figura 2.32: Propriedades físicas do compósito de fibras vidro e resina epóxida em função da temperatura

(adaptado de [2.42]).

Quanto à densidade, verificou-se que, para temperaturas inferiores à que dá início à

decomposição da resina, esta propriedade sofre uma ligeira diminuição em função da

temperatura, tal como se pode observar na figura anterior. Esta diminuição da densidade

acontece devido à vaporização da água que constitui o material e à expansão térmica do

compósito. Depois, quando é atingida a temperatura de decomposição da resina e se inicia a

pirólise da matriz, há uma considerável diminuição da densidade, o que é explicado pela perda

de massa observada na matriz polimérica. A mencionada perda de massa e de densidade está

dependente da constituição da matriz e da taxa de aquecimento a que o material FRP está

exposto [2.42]. Após a resina ser toda decomposta, a densidade do material mantém-se

sensivelmente constante.

Analisando a Figura 2.32, conclui-se que, no que respeita à deformação, primeiramente para

temperaturas inferiores à que dá início à decomposição da resina, esta propriedade sofre um

ligeiro aumento devido à expansão térmica do material. Posteriormente, quando as temperaturas

são superiores à temperatura de decomposição da matriz, a deformação começa a diminuir

devido à contracção observada por parte do material compósito.

De acordo com Dimitrienko, quando o material FRP é exposto ao fogo, a permeabilidade aos

gases aumenta consideravelmente em função do aumento da temperatura. Este aumento da

permeabilidade aos gases prende-se com o facto de o aumento de temperatura provocar a

formação de poros e de fissuras no material, o que aumenta a permeabilidade do compósito.

Quanto à condutividade térmica, observando a Figura 2.32, conclui-se que, numa primeira fase,

para temperaturas inferiores à que dá início à decomposição da matriz, a condutividade térmica

do material aumenta [2.42]. Numa segunda fase, quando se inicia a decomposição da matriz, a

condutibilidade térmica começa a diminuir devido à formação de poros e à fissuração da matriz,

verificando-se, por um lado, um aumento do isolamento térmico do material e, por outro lado,

uma tendência para um valor de condutibilidade térmica que é característico das fibras de

reforço que constituem o material. Quando o processo de pirólise do polímero se encontra

completo, ocorre novamente um aumento da condutibilidade térmica devido a um aumento da

condutividade térmica das fibras de reforço [2.43].


38

Henderson et al. [2.44] realizaram um estudo relativamente à capacidade térmica específica (Cp)

de compósitos constituídos por fibras de vidro e resinas fenólicas. A capacidade térmica

específica de um material é definida como a energia (calor) que é necessária fornecer a uma

unidade de massa do material para que se eleve em um grau a sua temperatura. Na Figura 2.33,

encontram-se traçadas duas curvas, uma correspondente aos valores teóricos e outra aos valores

efectivos ou aparentes.

Figura 2.33: Variação da capacidade térmica específica do compósito de fibras vidro e resina epoxídica

em função da temperatura (adaptado de [2.44]).

Os valores teóricos foram determinados fazendo uma interpolação linear entre o calor específico

do material virgem e o calor específico do material carbonizado, o que corresponde à energia

necessária ao aumento de temperatura do material. O calor específico efectivo foi determinado

através de ensaios de calorimetria diferencial de varrimento (DSC), traduzindo, entre outros

aspectos, o calor associado à vaporização da água e à decomposição da resina (reacções

endotérmicas).

2.4.4. Reacção ao fogo dos materiais GFRP

Os materiais apresentam diferentes propriedades de reacção ao fogo, interessando classificá-los

quanto ao risco de incêndio, desde a fase de ignição até à fase de flashover. Na classificação da

reacção ao fogo dos materiais, existem vários parâmetros a ter em conta, nomeadamente a

inflamabilidade, a libertação de calor, a perda de massa, a propagação de chamas e a libertação

de fumo e de gases tóxicos.

Inflamabilidade

A inflamabilidade de um material é usualmente expressa em função do respectivo tempo de

ignição, que corresponde ao período de tempo necessário para que se inicie a ignição e a

combustão do material quando este se encontra exposto a um determinado fluxo de calor [2.26].

A ignição no material GFRP tem início quando a superfície do compósito se encontra à

temperatura de decomposição da matriz polimérica [2.37]. Nesse instante, inicia-se a libertação

dos gases voláteis que constituem o material e, posteriormente, ocorre a ignição e combustão do

mesmo.

A exposição do material GFRP ao fogo conduz à ignição da sua resina polimérica que, em geral,

ocorre em curtos períodos de tempo, dependendo do fluxo de calor incidente, da composição da


39

resina, das fibras de reforço, da espessura dos laminados e do ambiente em que ocorre o

aquecimento do material [2.26]. Na Figura 2.34, é apresentado o tempo de ignição para o

material GFRP em função do fluxo de calor incidente e da composição da resina.

Figura 2.34: Efeito do fluxo de calor incidente e da resina polimérica no material GFRP [2.37].

Na Figura 2.34, é mais uma vez patente o melhor comportamento ao fogo da resina fenólica em

relação às restantes três resinas apresentadas na figura, tal como referido no capítulo 2.2.3.2.

Taxa de libertação de calor

Embora a classificação da reacção ao fogo de um material dependa de vários factores,

nomeadamente da inflamabilidade e dos gases tóxicos libertados, a taxa de libertação de calor é

o parâmetro que mais influencia a classe de reacção ao fogo de um material [2.26].

De acordo com Babrauskas e Peacock [2.37], a referida taxa é um importante indicador da

rapidez de propagação das chamas, do tamanho do incêndio, do crescimento e do

desenvolvimento do fogo e das temperaturas desenvolvidas durante o incêndio. Na Figura 2.34,

é apresentada a taxa de libertação de calor de um compósito constituído por fibras de vidro e

resina de viniléster quando este é exposto a um fluxo de calor de 50 kW/m2.

Figura 2.35: Taxa de libertação de calor do material GFRP (vidro-viniléster) para um fluxo de calor

incidente de 50 kW/m2 (adaptado de [2.37]).


40

Inicialmente, não ocorre libertação de calor já que o material ainda não se encontra à

temperatura a que se inicia a decomposição da matriz polimérica, como se pode observar na

Figura 2.35. Em seguida, a libertação de gases voláteis e o início da ignição do material

compósito provocam um aumento na taxa de libertação de energia, ocorrendo nesta fase a

combustão superficial do material. Como consequência da combustão superficial do material,

forma-se uma camada carbonizada à superfície do mesmo, a qual retarda a decomposição do

material nas camadas mais interiores. Assim sendo, inicia-se uma diminuição da taxa de calor

libertado e surge, então, um ponto que separa as duas referidas fases, designado por pico de

calor libertado. Por fim, uma vez que a resina do material foi totalmente degradada, a taxa de

libertação de calor diminui e tende para valores próximos de zero [2.37].

Perda de massa

A perda de massa é influenciada pela decomposição térmica e volatilização que o material sofre

no decorrer da sua exposição ao fogo. Na Figura 2.36, é apresentada a perda de massa que

ocorre no material compósito constituído por fibras de vidro e resina de poliéster quando este é

exposto a um fluxo de calor de 25 kW/m2.

Figura 2.36: Curva da perda de massa no material GFRP (vidro-poliéster) para um fluxo de calor

incidente de 25 kW/m2 (adaptado de [2.26]).

Numa primeira fase, antes de o material estar à temperatura de decomposição da matriz

polimérica, a perda de massa no material é aproximadamente nula. Após a referida fase inicial,

inicia-se a decomposição da resina que constitui o compósito e verifica-se o início da perda de

massa. Por fim, uma vez que a resina já foi totalmente degradada, a perda de massa começa a

ser menos acentuada e a massa começa a tender para um valor constante [2.26].

A perda de massa nos materiais compósitos depende essencialmente do tipo de resina, da

combustibilidade das fibras e do teor em resina do material, sendo que um maior teor de resina

causa uma maior perda de massa. A perda de massa é mais reduzida na resina fenólica em

oposição a uma maior perda observada em resinas como o poliéster, as epoxídicas e o viniléster

[2.37].

Taxa de propagação de chamas

A taxa de propagação de chamas do material, definida como sendo a velocidade de propagação

do fogo ao longo de uma superfície, é uma propriedade que está intrinsecamente relacionada

com o crescimento, o desenvolvimento e a propagação de um incêndio. Embora esta


41

propriedade dependa de vários factores, o mais importante é a inflamabilidade da resina. Na

Figura 2.37, são comparadas as taxas de propagação de chamas em compósitos constituídos por

fibras de vidro e por diferentes resinas poliméricas.

Figura 2.37: Taxa de propagação de chamas em compósitos constituídos por fibras de vidro e por

diferentes resinas poliméricas (adaptado de [2.45]).

Como se pode observar na Figura 2.37, os compósitos de resinas poliéster e epoxídica

apresentam taxas de propagação de chamas muito superiores às registadas nos compósitos de

resina fenólica.

Libertação de fumo

A decomposição da matriz polimérica do material GFRP liberta pequenas partículas de fuligem

e fragmentos microscópicos de fibras não combustíveis, contribuindo para a formação de um

fumo denso. O fumo produzido quando este material é submetido a uma fonte de calor resulta

de uma incompleta combustão do mesmo [2.46]. Seguidamente, na Figura 2.38, é indicado o

nível de fumo produzido por um laminado de GFRP (vidro-poliéster) quando exposto a um

fluxo de calor de 50 kW/m2.

Figura 2.38: Fumo produzido pelo material GFRP (vidro-poliéster) para um fluxo de calor incidente de

50 kW/m2 (adaptado de [2.26]).


42

A produção de fumo nos materiais GFRP é fortemente influenciada pelo tipo de resina que os

constitui. As resinas de poliéster, de viniléster e as epoxídicas libertam maior quantidade de

fumo quando comparadas com a resina fenólica [2.37, 2.47].

Libertação de gases tóxicos

O tipo e a concentração de gases tóxicos libertados pelos materiais compósitos dependem de

vários factores, nomeadamente a composição química da matriz polimérica, a concentração de

oxigénio disponível, a temperatura a que estão sujeitos e o tipo de combustão (rápida ou

lenta) [2.26].

A decomposição deste tipo de materiais pode libertar gases asfixiantes (monóxido de carbono),

irritantes (cloreto de hidrogénio) e cancerígenos (dioxinas). O material utilizado nas vigas em

estudo é um compósito com resina de poliéster e liberta, essencialmente, monóxido de carbono

(CO), dióxido de carbono (CO2), partículas leves (como por exemplo benzeno e propileno) e

partículas mais pesadas (como por exemplo hidrocarbonetos) [2.37].

2.4.5. Propriedades mecânicas do material GFRP em função da temperatura

Quando se inicia um incêndio, numa primeira fase, o aspecto mais importante são as

propriedades de reacção ao fogo do material. No entanto, numa fase mais evoluída de um

incêndio, são as propriedades relativas à resistência ao fogo que desempenham um papel de

maior importância, já que são estas que garantem a segurança estrutural de um edifício em caso

de incêndio [2.26].

Embora existam muitos estudos realizados sobre o comportamento de reacção ao fogo e o

conhecimento a este nível seja relativamente aprofundado, existem poucos estudos acerca do

comportamento mecânico e das propriedades resistentes dos materiais FRP em situação de

incêndio. Actualmente, principalmente em termos de comportamento estrutural ao fogo, os

estudos existentes são muito escassos [2.37].

A resistência ao fogo está associada à capacidade do material garantir a integridade estrutural do

edifício, bem como de evitar a propagação do incêndio para outros compartimentos [2.37]. A

resistência ao fogo é, usualmente, avaliada através de três importantes propriedades, que são a

resistência à penetração das chamas (burn-through resistance), o isolamento térmico

(heat insulation) e a integridade estrutural (structural integrity).

Resistência à penetração das chamas (burn-through resistance)

A resistência à penetração das chamas corresponde ao tempo necessário para que a chama

penetre no material e surja no lado oposto àquele que está sujeito à acção de incêndio. Nalguns

elementos estruturais, esta propriedade é muito importante, porque garante a compartimentação

dos espaços de um edifício, criando uma barreira que impede a propagação de chamas e de

gases combustíveis para o interior de outros compartimentos que não se encontram expostos ao

fogo [2.26].

Quando há exposição ao fogo, por um lado, os laminados de FRP perdem a resina que envolve

as fibras pertencentes às camadas mais superficiais (por decomposição térmica da resina) e, por

outro lado, ocorre desprendimento das fibras de reforço devido ao fenómeno de ablação. Deste

modo, o material virgem/intacto fica directamente exposto às chamas de um incêndio.


43

Por fim, é de referir ainda que, de acordo com Mouritz e Gibson [2.37], em geral, os materiais

compósitos FRP apresentam uma melhor resistência à penetração da chama do que os metais. A

espessura do laminado influencia fortemente a sua resistência à penetração das chamas, sendo

que para espessuras muito reduzidas, o compósito apresenta uma resistência à penetração de

chamas reduzida. De acordo com Gibson et al. [2.48], um laminado de compósito de poliéster

com fibras de vidro que possua 10 mm de espessura possui uma resistência à penetração de

chamas de 20 minutos.

Isolamento térmico (heat insulation)

O isolamento térmico de um material é medido, em geral, como sendo o tempo necessário para

que a face fria de um material exposto ao fogo aumente 140 oC acima da temperatura ambiente,

ou seja, para que a face fria atinja uma temperatura que, usualmente, ronda 160 oC. Esta

propriedade, que depende essencialmente da taxa de condução térmica do material, é muito

importante especialmente em elementos que possuem a função de garantir a compartimentação

dos espaços do edifício, à semelhança do que sucede com a propriedade apresentada

anteriormente. Também neste caso, segundo Mouritz e Gibson [2.37], os materiais compósitos

apresentam melhor isolamento térmico que os metais.

Dodds et al. [2.49] realizaram estudos acerca do isolamento térmico de três materiais

compósitos. Os três materiais estudados eram constituídos por fibras de vidro e por três resinas

distintas (poliéster, epoxídica e fenólica). Os resultados obtidos demonstram que o material com

melhor comportamento em termos de isolamento térmico é o que possui uma matriz fenólica,

uma vez que a resina fenólica apresenta uma temperatura de carbonização mais elevada que

contribui para o isolamento do laminado. Mediante os ensaios realizados concluiu-se que, para

qualquer resina utilizada, o tempo que demora a aquecer a face fria até à temperatura de 160 oC

aumenta em função da espessura, tal como era espectável.

Figura 2.39: Isolamento térmico em compósitos constituídos por fibras de vidro e por diferentes resinas

poliméricas submetidas à curva de incêndio de hidrocarbonetos (adaptado de [2.49]).

No âmbito do estudo desta propriedade, também Gibson et al. [2.48] realizaram ensaios

utilizando um forno, nos quais foram examinados os comportamentos exibidos por laminados

constituídos por fibras de vidro e resina de poliéster. Estes laminados possuíam uma espessura

que variava entre 11 e 22 mm e eram constituídos por fibras com diferentes fracções

volumétricas. As fibras ensaiadas possuíam, num caso, 18% de CSM (Chopped Strand Mat) e,

noutro caso, 46% de WR (Woven Roving) – capítulo 2.2.3.1. Por um lado, como resultado dos

ensaios realizados, os autores concluíram que os laminados CSM apresentam um maior

isolamento térmico que os laminados WR, que apresentam maior percentagem de fibras de


44

reforço. Por outro lado, Gibson et al. concluíram ainda que, embora as fibras de reforço sejam

importantes ao nível da integridade estrutural dos elementos que se encontram a ser solicitados,

é a matriz polimérica que retarda a condução térmica, devido à decomposição endotérmica da

resina. A Figura 2.39 ilustra o comportamento ao fogo dos vários materiais ensaiados pelos

autores referidos anteriormente.

Propriedades mecânicas do material

A integridade estrutural é uma propriedade resistente que avalia a capacidade que o material tem

para suportar solicitações, sem que sejam excedidos valores limites de extensão e de

deformação.

Quando o material FRP é exposto a uma acção de incêndio, o compósito aquece e as suas

propriedades alteram-se consideravelmente com a temperatura. A Figura 2.40 ilustra a relação

que tipicamente se verifica quando uma propriedade mecânica (P) do material FRP é sujeita a

uma variação de temperatura, considerando-se que, por um lado, a temperatura é constante ao

longo da espessura do material e que, por outro lado, a variação de temperatura corresponde a

valores entre a temperatura ambiente e a temperatura de decomposição da matriz [2.26]. Para

temperaturas reduzidas o compósito possui uma resistência máxima (PU) que diminui com o

aumento da temperatura (PR). Caso o material se encontre a temperaturas superiores à sua

temperatura crítica (Tcr), observa-se uma diminuição na resistência do material. O parâmetro T g

corresponde à temperatura vítrea, conceito apresentado no capítulo 2.2.3.2., e Tg,mech à

temperatura para a qual o material perde aproximadamente 50% da sua resistência e que,

segundo Mouritz e Gibson, é aproximadamente 15 a 20 oC inferior à temperatura de transição

vítrea [2.37].

Figura 2.40: Variação da propriedade mecânica P em função da temperatura (adaptado de [2.37]).

Muitos autores propuseram vários tipos de funções para tentar descrever o comportamento

verificado pelo material. Primeiramente, Gibson et al. [2.50] apresentaram uma formulação que

se ajusta às propriedades mecânicas aparentes observadas nos laminados de FRP. A expressão

proposta por estes autores é a seguinte:

mechg

RUU TTk

PPPTP ,'tanh1

2)(

(2.1)

onde k’ corresponde a uma constante que depende da largura da relaxação.


45

Posteriormente, os mesmos autores propuseram ainda que se alterasse a expressão anterior,

introduzindo na nova expressão um novo parâmetro R, o qual está associado ao comportamento

das resinas. Assim, a expressão melhorada sugerida por Gibson et al. [2.50] é:

n

mechgRURU RTTk

PPPPTP

,'tanh1

22)( (2.2)

As constantes elásticas e a resistência à compressão estão fortemente relacionadas com a matriz

polimérica, enquanto a resistência à tracção se encontra profundamente relacionada com a

resistência das fibras de reforço. Assim sendo, os autores da expressão anterior propuseram a

atribuição de diferentes valores ao parâmetro n, para que se tenha em conta a variação das

propriedades em função da matriz polimérica que constitui o material. Gibson et al. estudaram

laminados com fibras contínuas entrelaçadas (woven fabric laminates) e concluíram que

utilizando n=1 se obtém uma boa aproximação da realidade para propriedades que dependam da

matriz polimérica. Por outro lado, para n=0, obtém-se uma boa aproximação aos valores

aparentes observados pelo material quando se está a estimar a resistência à tracção [2.50].

Módulo de Young

O módulo de Young ou módulo de elasticidade é uma propriedade importante. Como tal,

importa referir qual a variação que o mesmo apresenta em função da temperatura a que o

material se encontra. Na Figura 2.41, são apresentadas quatro curvas do módulo de elasticidade

as quais dependem, por um lado, da temperatura a que se encontra o material e, por outro lado,

da zona do elemento e da direcção de solicitação a que está sujeito o material. As curvas

“Núcleo U/D, axial” e “Núcleo U/D, transversal” correspondem à zona central (núcleo

unidireccional) do material ensaiado segundo as direcções axial e transversal, respectivamente,

enquanto, as curvas “Manta de fibras” e “Secção completa, axial” correspondem à zona do

laminado que reveste o núcleo e à secção completa do laminado, respectivamente [2.37].

Figura 2.41: Módulo de Young de um elemento pultrudido de GFRP (resina poliéster) em função da

temperatura (adaptado de [2.37]).

Resistências à compressão e à tracção para temperaturas elevadas

Existem poucos estudos publicados acerca das resistências à tracção e à compressão do material

GFRP quando este se encontra exposto a temperaturas elevadas. O motivo pelo qual ainda há


46

pouco conhecimento neste domínio prende-se com o facto de que esses estudos acarretam

bastantes dificuldades em termos práticos, nomeadamente as limitações que existem ao nível

dos ensaios em fornos [2.26].

Mouritz e Gibson [2.37] estudaram a variação das resistências à tracção e à compressão de

perfis pultrudidos de fibras de vidro e matriz de poliéster em função da temperatura,

apresentando-se na Figura 2.42 a referida variação das resistências.

Figura 2.42: Variação da resistência à tracção e à compressão do material GFRP (vidro-poliéster) em

função da temperatura (adaptado de [2.37]).

Quanto à resistência à tracção, a Figura 2.42 demonstra que a temperaturas elevadas ocorre uma

considerável diminuição da resistência. Contudo, segundo Mouritz e Gibson, a redução de

resistência observada, devido ao amolecimento da resina, é mais elevada do que seria

espectável, já que neste caso a contribuição da resina para a resistência à tracção deveria

influenciar menos esta resistência. Analisando os resultados obtidos experimentalmente, os

autores deste estudo concluíram que a expressão (2.2) apresentada anteriormente se ajusta ao

comportamento real observado pelo material [2.37].

No que respeita à resistência à compressão, observando a Figura 2.42, conclui-se que esta

propriedade é mais sensível à variação de temperatura do que a resistência à tracção. Denota-se

um início de perda de resistência à compressão para temperaturas ainda relativamente reduzidas

e a redução da resistência ocorre de um modo muito rápido, ou seja, basta uma reduzida

variação da temperatura para que o material perca grande parte da sua resistência à compressão.

Observa-se também que, para temperaturas superiores à de transição vítrea, a resistência à

compressão residual é relativamente inferior à resistência à tracção residual. Mouritz e Gibson

[2.37] justificam esta diferença comportamental como sendo consequência de a rotura no

mecanismo de compressão envolver fenómenos de encurvadura do material, o que não acontece

numa situação de tracção do material. Esta rotura à compressão é desencadeada por uma

deformação que é consequente do cisalhamento do material nas zonas onde as fibras não se

encontram perfeitamente alinhadas com o plano da solicitação. Assim, conclui-se que a rotura

por compressão do material pode estar fortemente relacionada com a redução da resistência ao

corte (cisalhamento) da matriz polimérica [2.26].

Resistência ao fogo do material sob carga

A maioria dos estudos publicados até à data sobre o comportamento ao fogo do material FRP

quando este se encontra sujeito a um carregamento são realizados em escalas muito reduzidas.

Em geral, as investigações conduzidas baseiam-se em submeter os laminados de FRP a uma


47

tensão de compressão ou de tracção constante e expor, simultaneamente, o material a um fluxo

de calor constante. Em geral, a resistência ao fogo de um dado material é caracterizada medindo

o tempo de exposição à tensão e ao calor até que ocorra a rotura do laminado [2.26].

Mouritz e Gibson [2.37] efectuaram ensaios de resistência à tracção e à compressão para

determinar os tempos de rotura do material GFRP constituído por resina viniléster, submetendo

o mesmo a um fluxo de calor constante de 50 kW/m2. A Figura 2.43 ilustra os resultados dos

estudos em questão.

Figura 2.43: Tempo de rotura do compósito vidro-viniléster em função das tensões de compressão e de

tracção para um fluxo de calor incidente de 50 kW/m2 (adaptado de [2.37]).

Os resultados obtidos mostram que o tempo para que ocorra rotura por tracção é bastante

superior ao tempo necessário para que suceda rotura por compressão. Em situações de tracção,

os laminados apresentam uma rotura que está associada ao amolecimento e à deformação das

fibras. As temperaturas elevadas conduzem a uma volatilização dos constituintes da matriz

polimérica que envolvem as fibras, fazendo com que a taxa de deformação das mesmas

aumente. Em oposição, em situações de compressão, a rotura do material ocorre como

consequência do amolecimento, da delaminação e da fissuração da matriz, principalmente na

proximidade da face exposta ao fogo. Este mecanismo conduz a uma rotura por encurvadura

plástica das fibras de vidro [2.37, 2.51]. A redução da resistência à tracção das fibras de vidro é

muito mais gradual do que a redução da resistência à compressão da matriz polimérica, o que

explica o mencionado comportamento do material FRP.

2.4.6. Comportamento ao fogo de elementos estruturais em GFRP

Actualmente, os sistemas estruturais utilizados ao nível da engenharia civil são constituídos

essencialmente por pilares/colunas, vigas e lajes. Assim, em seguida, são apresentados estudos

sobre o comportamento ao fogo dos três elementos estruturais referidos.

2.4.6.1. Pilares

Wong et al.

Wong et al. publicaram, em 2004, um artigo sobre o comportamento ao fogo de colunas em

material GFRP com secção em C (100×30×4 mm), tendo sido ensaiadas colunas com 30 e

400 mm de comprimento [2.52].


48

Para as colunas com 30 mm de comprimento, foram colocadas em cada um das suas

extremidades placas de aço com entalhes nos quais encaixava o perfil C, garantindo assim que o

material seria comprimido sem que houvesse rotações das secções de extremidade. Os ensaios

para esta série experimental foram efectuados para temperaturas de 20, 60, 90, 120, 150, 200 e

250 oC, tendo sido testadas entre 4 a 5 colunas para cada uma das temperaturas referidas. As

colunas utilizadas por Wong et al., em material GFRP (vidro-poliéster), foram aquecidas a uma

taxa de 2 oC/min e, uma vez atingida a temperatura desejada, carregadas até à rotura do material

[2.52]. Na Figura 2.44, são apresentados os resultados experimentais obtidos.

Figura 2.44: Resultados dos ensaios à compressão para as colunas com 30 mm de comprimento [2.52].

Como se pode observar na Figura 2.44, a tensão de rotura média das colunas ensaiadas à

temperatura de 60 ºC sofreu uma redução próxima de 40% em relação à capacidade resistente

exibida pelas colunas de GFRP ensaiadas à temperatura ambiente. Aumentando a temperatura

para 90 ºC, registou-se novamente uma significativa quebra na resistência à compressão das

colunas ensaiadas, correspondendo a mesma a aproximadamente 70% da capacidade resistente

média observada nos ensaios à temperatura ambiente. Para temperaturas iguais ou superiores a

120 ºC, a resistência à compressão das colunas continuou a apresentar valores cada vez

menores, tal como se pode observar na Figura 2.44.

Para as temperaturas mais reduzidas (<90 oC), o compósito apresentou uma rotura acompanhada

de um forte estrondo (Figura 2.45), enquanto que para temperaturas mais elevadas (>90 ºC) a

rotura ocorreu por amolecimento da resina (Figura 2.46) [2.52].

Figura 2.45: Rotura do material GFRP (vidro-poliéster) para temperaturas reduzidas [2.52].


49

Figura 2.46: Rotura do material GFRP (vidro-poliéster) para temperaturas elevadas [2.52].

Nas colunas com 400 mm de comprimento, o procedimento de ensaio foi semelhante ao

apresentado anteriormente, tendo sido ensaiadas duas colunas para cada um dos referidos níveis

de temperatura. A monitorização das deformações axiais das colunas ensaiadas com 400 mm de

comprimento foi efectuada através de transdutores de deslocamentos, não tendo sido utilizados

extensómetros próprios para temperaturas elevadas. Nestas colunas, foram colocados

15 termopares, distribuídos ao longo do seu comprimento, através dos quais se monitorizaram

as temperaturas. Os resultados obtidos demonstraram que a distribuição de temperaturas dentro

do forno foi relativamente uniforme, tendo sido observados desvios de temperaturas de

aproximadamente 10% em relação às temperaturas alvo. Na Figura 2.47, são apresentados os

resultados obtidos nesses ensaios das colunas com 400 mm de comprimento.

Como se pode observar na Figura 2.47, para as temperaturas de 60 e 90 ºC, registou-se uma

redução de cerca de 35% na resistência à compressão, isto em comparação com a capacidade

resistente apresentada pelas colunas ensaiadas à temperatura ambiente. Para a temperatura de

120 ºC, a resistência à compressão média das colunas de GFRP apresentou uma redução de 75%

em relação à resistência à temperatura ambiente.

Figura 2.47: Resultados dos ensaios à compressão para as colunas com 400 mm de comprimento [2.52].

As colunas com comprimento de 400 mm ensaiadas à temperatura ambiente apresentaram uma

rotura acompanhada de um forte estrondo, tendo as mesmas colapsado por separação dos banzos

e das almas dos perfis pultrudidos. Para as restantes temperaturas, observou-se que as roturas

das colunas foram iguais às registadas nos ensaios à temperatura ambiente.


50

2.4.6.2. Vigas

Correia

Correia [2.26] estudou o comportamento ao fogo de 10 vigas de GFRP com secção tubular

quadrada e dimensões 100×100×8 mm. A campanha experimental dividiu-se em duas séries:

uma série U (unloaded) constituída por 5 vigas em que apenas se mediram as temperaturas e

uma série L (loaded) constituída pelas restantes 5 vigas nas quais se monitorizou as

temperaturas da secção e se aplicou uma carga total de 8 kN transmitida às vigas através de dois

pontos de carga. As 10 vigas foram instrumentadas com termopares ao longo da secção do

perfil, exposto ao fogo apenas numa face (a inferior), tendo sido medidos os deslocamentos a

meio vão. A curva de aquecimento utilizada nos ensaios seguiu a ISO 834. Nesta campanha

experimental, foram ensaiadas vigas não protegidas (NP) e vigas protegidas com os

revestimentos de silicato de cálcio (SC), de argamassa de vermiculite/perlite (VP) e de tinta

intumescente (I) e ainda vigas com um sistema de refrigeração com água (RA). Na Tabela 2.5, é

apresentada a campanha experimental descrita.

Correia observou que, na viga L-NP, após 5 minutos de ensaio, a face inferior (exposta ao calor)

se encontrava a temperaturas superiores à temperatura de transição vítrea (Tg) do material. A

rotura da viga ocorreu após 38 minutos de ensaio e verificou-se que nesse instante a temperatura

média na face superior (oposta à face exposta ao calor) se encontrava superior a Tg. Segundo

Correia, a rotura do material ocorre de modo instantâneo sem que haja qualquer sinal de

pré-aviso, isto é, o material apresenta uma rotura frágil, e por compressão da face superior do

perfil.

Tabela 2.5: Tabela resumo da campanha experimental [2.26].

Série

Experimental Viga

Protecção contra o

fogo

Nível de carga

aplicado [kN]

Comprimento

[mm]

Série U

U-NP Não protegida

- 1400

U-SC Silicato de cálcio

U-VP Vermiculite/perlite

U-I Tinta intumescente

U-RA Refrigeração com água

Série L

L-NP Não protegida

8 2000

L-SC Silicato de cálcio

L-VP Vermiculite/perlite

L-I Tinta intumescente

L-RA Refrigeração com água

Nas vigas L-SC, L-VP e L-I, a face inferior atingiu temperaturas superiores a Tg após 30, 12 e 6

minutos, respectivamente, e a rotura das mesmas ocorreu após 65, 74 e 76 minutos,

respectivamente, por compressão em flexão do banzo superior que, nalguns casos, foi

acompanhado de corte e esmagamento da alma sob os pontos de aplicação da carga.

Constatou-se ainda que, nos momentos da rotura, as temperaturas médias nas faces superiores

das vigas eram superiores à temperatura de transição vítrea do material GFRP.

No que respeita à viga L-RA, após 5 minutos de ensaio, registaram-se temperaturas na face

inferior superiores a Tg. Depois de duas horas de ensaio, o forno foi desligado e a viga não

chegou a colapsar, o que foi explicado pelo facto de se terem registado temperaturas na face


51

superior inferiores a Tg. Na Tabela 2.6, é apresentado um resumo dos resultados obtidos na

série L.

Tabela 2.6: Resumo dos tempos de rotura das vigas ensaiadas por Correia [2.26].

Viga Tempo de rotura [min]

L-NP 38

L-SC 65

L-VP 74

L-I 76

L-RA -

Ludwig et al.

Ludwig et al. [2.53] também estudaram o comportamento ao fogo de vigas de GFRP com

secções transversais IPE 120 e IPE 160. Nalgumas das vigas ensaiadas aplicou-se, a meio vão

das mesmas, uma força concentrada de 10 kN. Após a flecha inicial estabilizar à temperatura

ambiente, as quatro faces das vigas foram expostas ao fogo, seguindo a curva de incêndio

padrão da ISO 834 [2.56], exposição essa que terminava quando ocorria o colapso das mesmas.

A Figura 2.48 ilustra o esquema de ensaio utilizado.

Figura 2.48: (a) Esquema de ensaio, (b) vista de cima do forno e (c) tampa construída especialmente para

reter os gases libertados durante os ensaios de resistência ao fogo [2.53].

As deformações foram medidas através de transdutores de deslocamento colocados

directamente sobre os perfis ensaiados. As vigas, com 1500 mm de comprimento, foram

expostas ao fogo utilizando um esquema de ensaio que provocava flexão em três pontos,

ficando os banzos inferiores dos perfis à compressão e os banzos superiores à tracção. Em cada

uma das vigas ensaiadas foram colocados 15 termopares do tipo K.

Figura 2.49: (a) Perfis IPE 120 e IPE 160 e (b) preparação das vigas protegidas com lã mineral e (c) com

tinta intumescente [2.53].


52

Ludwig et al. testaram dois tipos de secções (IPE 120 e IPE 160) e dois tipos de protecções

contra o fogo, tal como apresentado na Figura 2.49. Nesta campanha experimental, os referidos

autores ensaiaram oito vigas não protegidas (5 IPE 120 e 3 IPE 160), uma viga protegida com lã

mineral (IPE 120) e duas vigas protegidas com tinta intumescente (2 IPE 120). Na Tabela 2.7,

são apresentados alguns dos resultados obtidos nos ensaios realizados por Ludwig et al., sendo

que “tRF” corresponde ao tempo de resistência ao fogo, “Tforno” à temperatura do forno no

instante da rotura, “Tviga” à temperatura na viga no instante da rotura (assumiu-se que este

parâmetro corresponde à temperatura a meio da secção embora não seja claro no artigo

publicado por Ludwig et al.) e “Desl.” ao deslocamento vertical registado no instante da rotura.

Tabela 2.7: Resultados dos ensaios de resistência das vigas ensaiadas por Ludwig et al [2.53].

Viga Secção Protecção tRF

[min]

Tforno

[ºC]

Tviga

[ºC]

Desl.

[mm]

Força

[kN]

BV2 IPE120 - 1:42 416,8 112,1 13,3 10

BV3 IPE120 - 1:40 420,9 122,2 10,7 10

BV4 IPE120 - 1:47 413,5 124,8 15,7 10

BV5 IPE120 - 1:47 410,2 121,0 11,4 10

BV7 IPE120 Lã mineral 12:06 701,8 60,2 15,6 10

BV8 IPE160 - 2:26 436,8 142,1 7,1 10

BV9 IPE160 - 2:23 453,5 144,5 8,5 10

BV10 IPE160 - 2:25 450,0 178,0 6,7 10

Como apresentado na Tabela 2.7, as vigas BV2- BV5, carregadas com 10 kN, colapsaram, em

média, após decorridos 1:44 min de exposição ao fogo, enquanto as vigas BV8-BV10,

carregadas igualmente com 10 kN, colapsaram após 2:25 min de ensaio, não se observando

significativa diferença nos tempos de resistência ao fogo das vigas IPE 120 e das vigas IPE 160.

A viga protegida com lã mineral, BV7, apresentou uma resistência ao fogo de 12:06 min, o que

correspondeu a um aumento de 10:22 min no tempo de resistência ao fogo, comparando com as

vigas BV2-BV5.

2.4.6.3. Lajes

Massot

Massot [2.54] estudou o comportamento ao fogo de lajes de GFRP constituídas por uma matriz

em resina acrílica. Para tal, o referido autor analisou o comportamento ao fogo de duas lajes,

uma em compósitos e outra em aço. A laje de compósitos era constituída por 3 vigas unidas

entre si através de um sistema de encaixe (Figura 2.50) e a laje metálica possuía uma estrutura

semelhante à laje de GFRP. A duas lajes foram colocadas uma ao lado da outra e expostas

simultaneamente ao fogo, tendo sido aplicado igual nível de carga em ambas as lajes.

Durante o ensaio, foram registadas as temperaturas na face superior das lajes e medidos os

respectivos deslocamentos. Massot constatou que após 5 minutos de ensaio a face superior da

laje metálica se encontrava a 500 oC, enquanto a laje em GFRP registava temperaturas inferiores

a 150 oC após 40 minutos de ensaio. Observou-se ainda que a deformação de laje de aço foi

muito superior à verificada na laje de GFRP. A laje de aço foi descarregada após 15 minutos de

ensaio devido às deformações observadas, enquanto a de GFRP foi descarregada após

41 minutos, momento em que se iniciou a propagação de chamas e a produção de fumo [2.54].


53

Figura 2.50: Laje de GFRP constituída por 3 vigas (adaptado de [2.54]).

Como tal, Massot concluiu que o bom desempenho apresentado pelo material GFRP se deveu,

por um lado, à reduzida inflamabilidade da resina acrílica e, por outro lado, à reduzida

condutibilidade térmica do material. Contudo, ao contrário do aço, o material GFRP é

combustível e, quando exposto ao fogo, diminui consideravelmente a sua capacidade

resistente [2. 54].

Keller et al.

Keller et al. [2.55] realizaram estudos relativos ao comportamento ao fogo de lajes de GFRP

para aplicação em edifícios e em pontes. As lajes ensaiadas eram constituídas por painéis

alveolares pultrudidos que se encontravam unidos por colagem. Foi implementado um sistema

de refrigeração através da circulação de água. Sobre as lajes foram aplicadas cargas

correspondentes ao estado limite de serviço e a curva de aquecimento a que as mesmas foram

sujeitas seguiu a ISO 834. Os resultados obtidos foram bastante satisfatórios. O sistema de

refrigeração implementado resultou numa efectiva melhoria do comportamento ao fogo da laje

de GFRP, registando-se tempos de rotura do material superiores a 90 minutos de ensaio. Já a

laje ensaiada sem sistema de refrigeração atingiu a rotura após 57 minutos de ensaio. Keller et

al. concluíram que a aplicação dos materiais GFRP em pontes se apresenta como uma solução

viável, já que se observou um interessante comportamento ao fogo quando este é exposto

apenas pela face inferior do material [2.55].

2.5. Referências

[2.1] – J.R. Correia, “Compósitos de Matriz Polimérica”, Ciência e Engenharia de Materiais de

Construção (Editoras: F. Margarido e M.C. Gonçalves), capítulo 11, IST Press, Lisboa, 2012.

[2.2] – J.P. Busel, J.D. Lockwood, “Product select guide: FRP composite products for bridge

application”, The market development alliance of the FRP composites industry, Harrison, NY,

2000.

[2.3] – B. Tang, “Fiber reinforced polymer composites application in USA”, In Proceedings of

the First Korea/USA road workshop, 1997.

[2.4] – C. Tracy, “Fire endurance of multicellular panels in an FRP building system”, Tese de

Doutoramento, École Polytechnique Fédérale de Lausanne, 2005.


54

[2.5] – L.C. Hollaway, ”The evolution and the way forward for advanced polymer composites

in the civil infrastructure”, Construction and Building Materials, 17, 365-378, 2003.

[2.6] – Página da internet: www.plasmacor.com/wordpress, visitado a 17 Novembro 2011.

[2.7] – T. Keller, “Fibre reinforced polymer materials in bridge construction”, In IABSE

Symposium, Towards a Better Built Environment - Innovation, Sustainability, Information

Technology, Melbourne, 2002.

[2.8] – A.M.R. Balseiro, “Reforço e reabilitação de vigas de madeira por pré-esforço com

laminados FRP”, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Faculdade de Engenharia da

Universidade do Porto, 2007.

[2.9] – Martin, Zeno A., Stith, Joe K., Tingley, Dan A., “Commercialization of FRP reinforced

glulam beam technology”, World Conference on Timber Engineering, Canada, 2000 (citado em

[2.8]).

[2.10] – C.M. Soares, J.G. Martins, “Reforço de Estruturas de Betão Armado com CFRP”, 1ª

edição da série de Reabilitação, 2006.

[2.11] – J.R. Correia, M. Sá, J. Gonilha, I. Almeida, F. Branco, M. Garrido, “Pontes em

plásticos reforçados com fibras (FRP) e em betão-FRP”, 1as Jornadas de Materiais na

Construção, 2011.

[2.12] – L.C. Bank, “Composites for construction: Structural design with FRP materials”,

Wiley, Hoboken, NJ, 2006.

[2.13] – Página da internet: www.fibrolux.com, visitado a 20 Dezembro 2011.

[2.14] – J. Christoffersen, L. Hauge, J. Bjerrum, “Footbridge with carbon-fibre-reinforced

polymers, Denmark”, Structural Engineering International, 9, 254-256, 1999 (citado em [2.1]).

[2.15] – T. Keller, “Overview of fibre-reinforced polymers in bridge construction”, Structural

Engineering International, 12, 66-70, 2002.

[2.16] – Página da internet: www.alto.pt, visitado a 20 Dezembro 2011.

[2.17] – Página da internet: www.fiberline.com, visitado a 5 Junho 2003.

[2.18] – H. GangaRao, C.A. Craigo II, “Fiber reinforced composite bridge decks in the USA”,

Structural Engineering International, 9, 286-288, 1999.

[2.19] – T. Keller, “Use of fibre reinforced polymers in bridge construction”, Structural

Engineering Documents, Volume 7, IABSE, Zurich, 2003.

[2.20] – E.J. Barbero, “Introduction to composite materials design”, Taylor and Francis,

Philadelphia, 1998.

[2.21] – “Fiberline design manual”, Fiberline Composites, 1995.

[2.22] – A. Zureick, D. Scott, “Short-term behavior and design of fibre-reinforced polymeric

slender members under axial compression”, Journal of Composites for Construction, 1,

140-149, 2000.

[2.23] – Página da internet: www.strongwell.com, visitado a 5 Junho 2003.

[2.24] – A. Zhou, T. Keller, “Joining techniques for fiber reinforced polymer composite bridge

deck systems”, Composite Structures, 69, 336-345, 2005.

http://www.plasmacor.com/wordpress


55

[2.25] – J.R. Correia, “Perfis Pultrudidos de Fibra de Vidro (GFRP). Aplicação de Vigas Mistas

GFRP-Betão na Construção”, Dissertação de Mestrado em Construção, Instituto Superior

Técnico, Universidade Técnica de Lisboa, 2004.

[2.26] – J.R. Correia, “GFRP Pultruded Profiles in Civil Engineering: Hybrid Solutions, Bonded

Connections and Fire Behaviour”, Tese de Doutoramento em Engenharia Civil, Instituto

Superior Técnico, Universidade Técnica de Lisboa, 2008.

[2.27] – P. Cassity, D. Richards, J. Gillespie, “Compositely acting FRP deck and girder

system”, Structural Engineering International, 12, 71-75, 2002.

[2.28] – C. Burgoyne, “Advanced Composites in Civil Engineering in Europe”, Structural

Engineering International, 9, 267-273, 1999.

[2.29] – Página da internet: http://farm3.static.flickr.com/2596/3927417292_999090744b.jpg,

visitado a 4 Dezembro 2011.

[2.30] – J. Martins, “Manual de Controle de Qualidade e Durabilidade de Estruturas em GFRP”,

Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Universidade Técnica

de Lisboa, 2011.

[2.31] – Página da internet: http://www.cipa.feb.unesp.br/5_incendios/1_conceitos.htm, visitado

a 5 Dezembro 2011.

[2.32] – P. Fernandes, “Simulação do comportamento termoquímico de perfis pultrudidos de

fibra de vidro (GFRP) em situação de incêndio”, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil,

Instituto Superior Técnico, Universidade Técnica de Lisboa, 2009.

[2.33] – L. Marçalo, “Resistência ao fogo em lajes mistas, Aplicação da parte 1.2 do Eurocódigo

4”, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Universidade

Técnica de Lisboa, 2007.

[2.34] – E.C. Kaefer, V. Pignatta, “Análise Paramétrica de um Incêndio Conforme o Novo

Eurocode 1”, Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, São Paulo, 2003.

[2.35] – E. Santos, “Regulamento de Segurança Contra Incêndio: Verificação da segurança

contra incêndio num edifício escolar de acordo com o actual RSCIE”, Dissertação de Mestrado

em Engenharia Civil, Universidade de Aveiro, 2008.

[2.36] – Manual de Prevenção de Incêndio, EGEFAZ – Escola de Gestão Fazendária, página da

internet: http://www.egefaz.to.gov.br/imagens/downloads/bombeiros02.pdf, visitado a 7

Dezembro 2011.

[2.37] – A.P. Mouritz, A.G. Gibson, “Fire properties of polymer composite materials”, Springer,

Dordrecht, 2006.

[2.38] – A. Samanta, M.R.E. Looyeh, S. Jihan, J. McConnachie, “Thermo-mechanical

assessment of polymer composites subjected to fire”, The Robert Gordon University, Aberdeen,

2004.

[2.39] – C.I. Chang, “Thermal effects on polymer composite structures”, Theoretical and

Applied Fracture Mechanics, 6(2), 113-120, 1986.

[2.40] – S.C. Bates, P.R. Solomon, “Elevated temperature oxygen indez apparatus and

measurements”, Journal of Fire Science, 11(3), 217-284, 1993.

http://farm3.static.flickr.com/2596/3927417292_999090744b.jpg

http://www.cipa.feb.unesp.br/5_incendios/1_conceitos.htm

http://www.egefaz.to.gov.br/imagens/downloads/bombeiros02.pdf


56

[2.41] – T.J. Ohlemiller, J.R. Shields, “One- and two-sided burning of thermally thin materials”,

Fire and Materials, 17 (3), 103-110, 1993.

[2.42] – Y.I. Dimitrienko, “Thermomechanical behavior of composite materials and structures

under high temperatures: 1. Materials”, Composites Part A, 28(5), 453-461, 1997.

[2.43] – B.Y. Lattimer, J. Ouellette, “Properties of composite materials for thermal analusis

involving fires”, Composites Part A, 37(9), 1068-1081, 2006.

[2.44] – J.B. Henderson, J.A. Wiebelt, M.R. Tant, “A model for the thermal response od

polymer composite materials with experimental verification”, Journal of Composite Materials,

19(6), 579-595, 1985.

[2.45] – A.G. Gibson, “Basic mechanisms of fire damage in organic matrix composite”, Third

International Conference on Composites in Fire, Newcastle Upon Tyne, 2003.

[2.46] – U. Sorathia, R. Lyon, T. Ohlemiller, A. Grenier, “A review of fire test methods and

criteria for composites”, Sampe Journal, 33(4), 23-31, 1997.

[2.47] – J.R. Brown, Z. Mathys, “Reinforcement ant matrix effects on combustion properties of

glass reinforced polymer composites”, Composites Part A, 28(7), 675-681, 1997.


behavior of glass reinforced plastics (GFRP) short columns at elevated temperatures”,

Composite Structures, 63(1), 33-43, 2004.

[2.49] – N. Dodds, A.G. Gibson, D. Dewhurst, J.M. Davies, “Fire behavior of composite

laminates”, Composites Part A, 31(7), 689-702, 2000.

[2.50] – A.G. Gibson, Y.S. Wu, J.T. Evans, A.P. Mouritz, “Laminate theory analysis of

composites under load in fire”, Journal of Composite Materials, 40(7), 639-658, 2007.

[2.51] – J.V. Bausano, J.L. Lesko, S.W.Case, “Composite life under sustained compression and

one sided simulated fire exposure: Characterization and prediction”, Composite Part A, 37(7),

1092-1100, 2006.


behavior of glass fibre reinforced plastics (GRP) short columns at elevated temperatures”,

Composite Structures, 63, 33–43, 2004.

[2.53] – C. Ludwig, J. Knippers, E. Hugi, K. Ghazi Wakili, “Thermal and Thermo-Mechanical

Investigation of Polyester Based Composite Beams”, Fifth International Conference on

Composites in Fire, U.K., 2008.

[2.54] – J.J. Massot, “Glass Reinforced Plastics Heavy Load Flooring for Offshore Platforms”,

In Proceedings of Composite Materials in the Offshore Industry, Institut Français du Pétrole:

Rueil-Malmaison, France, 1994.

[2.55] – T. Keller, C. Tracy, E. Hugi, “Fire endurance of loaded and liquid-cooled GFRP slabs

for construction”, Composites Part A, 37, 1055–1067, 2006.

[2.56] – ISO 834-1, “Fire resistance tests. Elements of building construction – Part 1: General

requirements”, International Standards Organization, Genève, 1999.


57

3. Capítulo 3 – Programa experimental

3.1. Introdução

O presente capítulo é iniciado com a descrição dos objectivos da campanha experimental e do

respectivo programa. Em seguida, é realizada uma breve caracterização dos materiais

envolvidos nesta campanha experimental. Após esta fase introdutória, é iniciada a descrição dos

ensaios realizados. Primeiramente, são apresentados os ensaios DSC/TGA efectuados para a

caracterização termo-física dos materiais e os ensaios de flexão realizados à temperatura

ambiente. Por fim, é feita a descrição dos ensaios de resistência ao fogo executados no âmbito

da presente dissertação de mestrado. Neste último capítulo, é apresentada a preparação das

vigas, os esquemas de ensaio utilizados em cada uma das séries experimentais e o procedimento

de ensaio adoptado.

3.2. Objectivos da campanha experimental

Como referido, o material compósito em estudo apresenta um deficiente comportamento ao

fogo, o que condiciona consideravelmente a sua utilização prática em obras de engenharia.

Consequentemente, o estudo do comportamento ao fogo do material GFRP é um aspecto

fundamental.

Na presente campanha experimental, foi avaliado o comportamento ao fogo de vigas de GFRP

com secção tubular quadrada. As vigas a ensaiar foram instrumentadas com termopares, através

dos quais foi realizada uma monitorização das temperaturas nas vigas ao longo da sua exposição

ao fogo, permitindo deste modo que se efectue uma análise térmica. Foi ainda estudada a

resposta mecânica de vigas sob carga ao longo do ensaio, avaliando desta maneira o seu

comportamento ao nível das deformações bem como os seus modos de rotura e tempos de

resistência ao fogo.

3.3. Programa experimental

A presente dissertação de mestrado foi composta por uma campanha experimental que engloba

os seguintes ensaios: ensaios DSC/TGA, ensaios de flexão à temperatura ambiente e ensaios de


Os ensaios DSC/TGA (Differential Scanning Calorimetry/Thermogravimetric Analysis) foram

efectuados para caracterizar o comportamento ao fogo dos materiais utilizados nos ensaios de

resistência ao fogo. Para tal, foram recolhidas amostras do material GFRP que constitui o perfil

e dos revestimentos de protecção contra o fogo. Nos ensaios DSC/TGA, as amostras são

submetidas a aumentos de temperatura e são monitorizados os fluxos de calor

libertados/absorvidos e as perdas de massa dos materiais.

A campanha experimental foi ainda constituída pela realização de ensaios de flexão a três vigas

de GFRP com secção tubular quadrada à temperatura ambiente. O facto de as vigas em estudo

serem constituídas por secções tubulares causou algumas dificuldades ao nível da colocação dos

termopares, tal como será explicado posteriormente. Procurou-se contornar a dificuldade na

colocação dos termopares através da execução de um corte numa das faces do perfil de GFRP,

criando uma abertura através da remoção de uma tampa. Deste modo, surgiu a necessidade de


58

aferir qual o efeito da introdução da tampa na resistência da viga. Por esta razão foram

ensaiadas duas vigas à flexão, uma com tampa e outra sem tampa, para que se pudesse

determinar as cargas de colapso em cada uma delas. Foi ainda ensaiada uma terceira viga com o

intuito de definir as cargas de serviço que viriam a ser aplicadas nos ensaios de resistência ao

fogo.

Finalmente, no âmbito da campanha experimental, foi estudado o comportamento ao fogo de

vigas com/sem protecções contra o fogo e com diferentes tipos de exposições ao fogo e níveis

de carga aplicados. Para esta parte do estudo, relativa à resistência ao fogo, foram ensaiadas

doze vigas, agrupadas em três séries experimentais. A série 1 foi constituída por sete vigas,

expostas ao fogo apenas numa face (a inferior) e com uma carga de serviço equivalente a uma

flexa a meio vão de L/400, com diferentes sistemas de protecção contra o fogo. Na série 2,

foram ensaiadas três vigas, expostas ao fogo em três faces (a inferior e as lateriais) e com um

nível de carga igual ao aplicado na série 1. Por fim, na série 3, foram ensaiadas duas vigas,

expostas apenas numa face (a inferior) e com uma carga de serviço equivalente a uma flexa a

meio vão de L/250. No estudo da resistência ao fogo das vigas de GFRP, as temperaturas foram

monitorizadas, através da instrumentação das mesmas com termopares, e as deformações a meio

vão foram medidas, recorrendo a um deflectómetro de fio. Em seguida, na Tabela 3.1, são

apresentadas as três séries experimentais referidas anteriormente.

Tabela 3.1: Campanha experimental para os ensaios de resistência ao fogo.

Série

experimental

Designação

da viga

Protecção

contra o fogo

Exposição

ao fogo

Nível

de carga

Série 1

NPCT-1F -

1 face

-

NPST-1F -

L/400

AC-1F Aglomerado de cortiça

RW-1F Lã de rocha

SC-1F Silicato de cálcio

TEC-1F Manta intumescente

TI-1F Tinta intumescente

Série 2

NPCT-3F -

3 faces

-

NPST-3F - L/400

SC-3F Silicato de cálcio

Série 3 NPST-1F -

1 face L/250 SC-1F Silicato de cálcio

3.4. Materiais

3.4.1. Perfil de GFRP

As vigas ensaiadas na presente dissertação de mestrado eram constituídas por perfis pultrudidos

de GFRP, com secção tubular de dimensões 100×100×8 mm (Figura 3.1), produzidos pela

empresa Fiberline. Este material é constituído por mechas de filamentos contínuos (rovings)

unidireccionais de fibras de vidro-E e por fibras contínuas dispostas aleatoriamente (continuous

stand mats). O compósito apresenta na sua constituição 69% de material inorgânico e as fibras

de vidro encontram-se embebidas por uma matriz de resina de poliéster. As paredes são


59

constituídas ao longo da sua espessura por uma camada central de mechas de filamentos e por

duas camadas de fibras contínuas que envolvem a referida camada central [3.1].

Figura 3.1: Perfil de GFRP utilizado na presente campanha experimental.

O perfil de GFRP estudado, de secção tubular quadrada pode ser considerado por aproximação a

um elemento unitário (Figura 3.2) de um painel multicelular, isto se a exposição da viga ao fogo

for efectuada apenas numa face como foi nas séries 1 e 3. Deste modo, o estudo do

comportamento ao fogo de perfis de GFRP com secção tubular quadrada e com exposição ao

fogo apenas numa face possibilita a extrapolação dos resultados para painéis multicelulares, os

quais poderão vir a ter uma potencial aplicação em lajes de pavimentos em edifícios [3.1].

Figura 3.2: Possibilidade de extrapolação dos resultados dos tubos para os painéis multicelulares [3.1].

Na Tabela 3.2, são apresentadas as propriedades mecânicas dos perfis de GFRP utilizados na

presente campanha experimental, nomeadamente a tensão de rotura (σU), o módulo de Young

(E), a extensão de rotura (εU), o coeficiente de Poisson (νxy) e resistência ao corte interlaminar

(Fsbs) do material nas direcções longitudinal e transversal.

Recorrendo a ensaios de análise mecânica dinâmica (DMA – dynamic mechanical analysis)

determinou-se a temperatura de transição vítrea (Tg), temperatura para a qual o compósito

amolece tornando-se viscoso. Quando o material GFRP ultrapassa a referida temperatura, ocorre

uma considerável redução das suas propriedades mecânicas [3.1].

Tabela 3.2: Propriedades mecânicas do perfil de GFRP utilizado na campanha experimental [3.1].

Propriedades

mecânicas

Ensaio de flexão Ensaio de tracção Ensaio de compressão

Dir. longitudinal Dir. longitudinal Dir. longitudinal Dir. transversal

(ISO 14125, [3.2]) (ISO 527, [3.3]) (ASTM D695, [3.4])

σU [MPa] 493,0 ± 67,3 393,1 ± 88,2 288,9 ± 42,9 114,5 ± 9,3

E [GPa] 19,9 ± 1,7 25,6 ± 3,5 17,3 ± 3,8 8,2 ± 0,5

εU [10-3] 36,6 ± 3,0 13,8 ± 0,8 25,7 ± 2,3 22,8 ± 3,5

νxy [-] - 0,24 - -

Fsbs = 33.8 ± 1.4 MPa (ASTM D2344, [3.5])

Os materiais poliméricos apresentam frequentemente um comportamento visco-elástico, isto é,

quando submetidos a tensões a sua deformação apresenta uma componente elástica e uma

componente não-elástica. No ensaio DMA, o material é submetido a oscilações mecânicas e a

um aumento de temperatura, sendo monitorizadas as tensões e as deformações em função do

tempo de ensaio [3.1].


60

Correia [3.1] realizou ensaios DMA para o material GFRP utilizado na presente campanha,

tendo definido um valor de referência para Tg que ronda 140 oC.

3.4.2. Protecção contra o fogo

No âmbito da presente campanha experimental, pretendeu-se estudar a eficácia de diferentes

materiais de protecção contra o fogo. Neste capítulo, são descritas as características dos

materiais de protecção que foram aplicados nas vigas que constituem a série 1.

3.4.2.1. Aglomerado de cortiça

O aglomerado de cortiça (Figura 3.3) foi fornecido pela empresa Robcork, em placas

rectangulares com dimensões 800×600×25 mm. A produção do aglomerado de cortiça envolve

essencialmente a trituração da matéria-prima, a remoção de impurezas e a secagem até que o

teor em água seja o ideal para a operação de cozimento. Este tipo de material é usualmente

utilizado em soluções de isolamento térmico de edifícios. Como não foi conseguida a ficha

técnica do aglomerado de cortiça utilizado, são apresentadas na Tabela 3.3as seguintes

propriedades: densidade (ρ) e condutividade térmica (λ).

Tabela 3.3: Propriedades características do aglomerado de cortiça [3.6].

Material ρ

[kg/m3]

λ

[W/mºC]

Aglomerado de cortiça 100-120 0,04

Figura 3.3: Aglomerado de cortiça.

3.4.2.2. Lã de rocha (rockwool)

A lã de rocha (rockwool) foi fornecida pela empresa Rockwool, em placas rectangulares com

dimensões de 1000×600×25 mm que, posteriormente, foram cortadas em tiras de 100 mm de

largura. O ponto de fusão das fibras da lã de rocha é superior a 1000 ºC e este material, segundo

a ISO 1182, é considerado não combustível. Na Figura 3.4, é apresentada uma amostra da lã de

rocha utilizada como protecção contra o fogo e, na Tabela 3.4, são apresentadas as seguintes

propriedades: condutividade térmica (λ), calor específico (c), coeficientes de expansão e de

retracção e absorção de água.

Tabela 3.4: Propriedades da lã de rocha disponibilizadas pelo fabricante [3.7].

Material λ

[W/mºC]

c

[kJ/kgºC]

Coef.

expansão

Coef.

retracção

Absorção

água

Lã de rocha 0,035 0,8 0 0 1%


61

Figura 3.4: Lã de rocha.

3.4.2.3. Silicato de cálcio

Um dos materiais utilizados como protecção contra o fogo foi o silicato de cálcio (tipo H)

produzido pela empresa Promatec e fornecido pela empresa TRIA (Figura 3.5). Para a presente

dissertação de mestrado, foi utilizada uma placa com 2500×1200×25 mm, a qual foi cortada em

tiras com 100 e 150 mm de largura. O corte da referida placa foi efectuado recorrendo a uma

mesa de corte usualmente utilizada para cortar madeira.

Figura 3.5: Silicato de cálcio.

Este material é frequentemente utilizado em sistemas passivos de protecção contra o fogo para

estruturas de aço, tectos, telhados, pisos, exteriores com fachadas ventiladas e sistemas de

extracção de fumo [3.1]. Em seguida, na Tabela 3.5, são apresentadas as seguintes propriedades

deste material: densidade (ρ), condutividade térmica (λ), humidade nominal (HR), resistência à

flexão (σfu), resistência à tracção (σtu) e resistência à compressão (σcu).

Tabela 3.5: Propriedades do material silicato de cálcio disponibilizadas pelo fabricante [Anexo A].

Material ρseco

[kg/m3]

λ

[W/moC]

HR

[%]

σfu

[MPa]

σtu

[MPa]

σcu

[MPa]

Silicato

de cálcio 500 0,09 3-5 3,0 1,2 5,5

3.4.2.4. Manta intumescente (tecnofire)

Como protecção contra o fogo, foi também utilizada uma manta intumescente (o produto

Tecnofire 60853A) produzido pela empresa Technical Fibre Products (Figura 3.6). O Tecnofire

é uma manta intumescente flexível constituída por fibras de grafite que intumesce quando

exposta a uma fonte de calor. A manta aplicada caracteriza-se por uma espessura, uma

densidade (ρ) e um rácio de expansão que são apresentados na Tabela 3.6.


62

Tabela 3.6: Propriedades da manta intumescente disponibilizadas pelo fabricante [Anexo B].

Material Espessura

[mm]

ρ

[kg/m3]

Rácio de

expansão

Manta intumescente 2 325 12:1

Figura 3.6: Manta intumescente – tecnofire.

3.4.2.5. Tinta intumescente

Foi utilizada uma tinta intumescente para protecção contra o fogo fornecida pela empresa CIN

(produto C-THERM HB) com acabamento mate e cor branca (Figura 3.7). Esta tinta é

usualmente aplicada para protecção de estruturas metálicas. A tinta pode ser aplicada com

pistola convencional, airless, trincha ou rolo. As propriedades densidade (ρ), volume de sólidos

e compostos orgânicos voláteis (COV) da referida tinta são apresentadas na Tabela 3.7.

Tabela 3.7: Propriedades da tinta intumescente disponibilizadas pelo fabricante [Anexo C].

Material ρ

[kg/m3]

Volume de sólidos

[%]

COV

[g/l]

Tinta Intumescente 1320 69 500

Figura 3.7: Tinta intumescente.

3.5. Ensaios de DSC/TGA

3.5.1. Objectivos e princípio dos ensaios

Os ensaios de calorimetria diferencial de varrimento (DSC – Differential Scanning Calorimetry)

e termogravimetria (TGA – Thermogravimetric Analysis) foram realizados em amostras do

material GFRP e dos materiais de protecção contra o fogo. Através deste ensaio, é possível


63

avaliar a perda de massa e a energia libertada/absorvida em cada uma das amostras em função

do tempo e da temperatura.

Este ensaio consiste em colocar uma pequena amostra do material que se pretende estudar num

forno, o qual sofre um aquecimento controlado em condições de temperatura e atmosfera. Os

ensaios realizados foram efectuados tendo como gases de purga o ar atmosférico e o azoto, ou

seja, as amostras foram aquecidas em dois ambientes distintos. O referido ensaio permite ainda

determinar a natureza das reacções químicas que ocorrem no material, nomeadamente se são

endotérmicas ou exotérmicas.

Através dos ensaios DSC/TGA, é possível determinar a temperatura de decomposição (Td) do

material GFRP, isto é, a temperatura para a qual o material começa a perder uma determinada

fracção da sua massa. Na Figura 3.8, é apresentada a curva que o material compósito

tipicamente exibe. Nesta curva, destacam-se os seguintes pontos: temperatura inicial (Td,i),

temperatura extrapolada inicial (Td,ei), temperatura média (Td,m), temperatura extrapolada

final (Td,ef) e temperatura final (Td,f).

Figura 3.8: Curva da massa que tipicamente o material GFRP apresenta em função da temperatura

(adaptado de [3.1]).

Como a temperatura de decomposição não se encontra claramente definida, usualmente

considera-se que a mesma corresponde ao ponto médio (Td,m) da curva da massa em função da

temperatura.

No material GFRP, numa primeira fase, ocorre uma combustão que decorre na presença de ar

atmosférico. Contudo, numa segunda fase, segundo Feih et al. [3.8], a concentração de oxigénio

nas zonas mais interiores da espessura do material é muito reduzida e a combustão ocorre num

ambiente inerte, o que pode ser simulado utilizando o azoto como gás de purga. Assim, foi

definida uma campanha experimental que é apresentada na Tabela 3.8.

Nos ensaios de resistência ao fogo realizados na presente campanha experimental, as faces das

vigas de secção tubular quadrada foram expostas a diferentes taxas de aquecimento, dependendo

do tipo de exposição ao fogo a que foram sujeitas. Em cada face, a taxa de aquecimento também

variou na espessura do material. Assim sendo, importa estudar quais as diferenças de

comportamento do material GFRP variando as taxas de aquecimento, razão pela qual se

definiram as taxas de 5, 10, 15 e 20 ºC/min. Contudo, para os materiais de protecção utilizados

apenas foi adoptada uma taxa média de aquecimento de 10 ºC/min.


64

Tabela 3.8: Campanha experimental de ensaio DSC/TGA.

Amostra de

material Gás de purga

Taxa de aquecimento

[oC/min]

Designação

GFRP

Ar atmosférico

5 GFRP-O-5

10 GFRP-O-10

15 GFRP-O-15

20 GFRP-O-20

Azoto

5 GFRP-N-5

10 GFRP-N-10

15 GFRP-N-15

20 GFRP-N-20

AC Ar atmosférico

10 AC-O-10

Azoto AC-N-10

RW Ar atmosférico

10 RW-O-10

Azoto RW-N-10

SC Ar atmosférico

10 SC-O-10

Azoto SC-N-10

TEC Ar atmosférico

10 TEC-O-10

Azoto TEC-N-10

TI Ar atmosférico

10 TI-O-10

Azoto TI-N-10

3.5.2. Procedimento experimental

Os ensaios DSC/TGA foram realizados num equipamento Perkin Elmer STA6000 (Figura

3.9 a)) do Departamento de Engenharia Química do Instituto Superior Técnico (IST). Os

materiais de protecção contra o fogo foram cortados e obtiveram-se pequenas amostras, as quais

foram colocadas num cadinho de alumina (Figura 3.9 b)). Posteriormente, cada amostra foi

ensaiada definindo-se para cada uma delas a taxa de aquecimento e o gás de purga a utilizar,

como apresentado na Tabela 3.8. Inicialmente, foi definido que a massa de cada amostra seria

aproximadamente 30 mg. Contudo, devido às diferentes densidades dos materiais, à expansão

volumétrica da manta intumescente quando submetida ao calor, ao volume do cadinho e à

possibilidade de se efectuar uma análise comparativa dos resultados sem que a massa tenha

influência, a massa das amostras apresentou alguma variância em relação à massa de 30 mg

inicialmente definida.

Figura 3.9: (a) Equipamento Perkin Elmer STA6000 e (b) cadinho de alumina.


65

O equipamento Perkin Elmer STA6000 foi programado para ensaiar cada uma das amostras

executando as seguintes etapas:

1) Manter a temperatura a 30 oC durante 10 minutos;

2) Aquecer à taxa constante de 5, 10, 15 ou 20 oC/minuto de 30 para 800

oC;


4) Arrefecer à taxa constante de 50 oC/minuto de 800 para 30

oC;


6) Aquecer à taxa constante de 5, 10, 15 ou 20 oC/minuto de 30 para 800

oC;


8) Arrefecer à taxa constante de 50 oC/minuto de 800 para 30

oC.

Como se pode observar no programa apresentado, os ensaios de DSC/TGA foram executados

cumprindo um programa que é constituído por 2 ciclos e 8 etapas. No primeiro ciclo

(etapas 1 a 4), foi realizado um aquecimento seguido de um arrefecimento e foi monitorizada a

energia libertada ou absorvida e a perda de massa das amostras ensaiadas. No segundo ciclo

(etapas 5 a 8), também foi monitorizada a energia libertada ou absorvida e a perda de massa

(que foi aproximadamente nula) das amostras ensaiadas. A perda de massa registada em cada

amostra de material foi obtida através dos valores relativos ao primeiro ciclo, enquanto a

energia “efectiva” libertada ou absorvida pelas amostras foi determinada subtraindo o fluxo de

calor do primeiro ciclo ao fluxo de calor do segundo ciclo, razão pela qual se realizaram os dois

ciclos de aquecimento.

3.6. Ensaios de flexão à temperatura ambiente

3.6.1. Objectivos dos ensaios

Os ensaios de flexão à temperatura ambiente foram realizados essencialmente com dois

objectivos. Um dos objectivos era aferir o efeito da introdução de uma tampa na face superior

do perfil e o outro era determinar o nível de carga a instalar nos ensaios de resistência ao fogo,

tal como apresentado em seguida nos capítulos 3.6.1.1. e 3.6.1.2.

3.6.1.1. Efeito de introduzir uma abertura na face superior

Primeiramente, antes de iniciar a instrumentação das vigas realizou-se um pequeno teste

experimental. Foram introduzidos dois termopares a uma profundidade de 4 mm, um colocado

através de um furo executado pelo lado exposto (T) ao fogo e o outro colocado através de um

furo executado pelo lado não exposto ao fogo (T*), tal como é exemplificado na Figura 3.10.

Figura 3.10: Termopares aplicados executando diferentes furos.


66

Os dois termopares foram expostos ao fogo durante 5 minutos, utilizando um maçarico como

fonte de calor. Os resultados obtidos foram bastante conclusivos uma vez que após 5 minutos de

exposição ao fogo as temperaturas registadas pelos termopares T e T* foram de

aproximadamente 1000 e 300 oC, respectivamente. O termopar T ao ser colocado daquele modo

e selado com resina de poliéster não registava a temperatura real do material mas sim a

temperatura do ar que se encontra à sua volta. A resina que envolve a cabeça do termopar

quando exposta ao calor decompõe-se, o que causa, por um lado, a queda do termopar por acção

da gravidade e, por outro lado, uma incorrecta medição da temperatura do material. Como

referido, se os termopares fossem instalados pela face inferior do perfil, haveria muito

provavelmente, durante o ensaio, desprendimento dos mesmos por acção da gravidade, já que a

resina quando exposta ao calor rapidamente se decompõe. O desprendimento dos termopares na

face inferior faria com que as temperaturas medidas pelos mesmos não correspondessem à

temperatura do material mas sim à temperatura do ar do forno.

Com este simples teste experimental, concluiu-se que os termopares nas vigas não protegidas

teriam de ser colocados como o termopar T*. Assim, surgiu um novo problema que se prendia

com o modo como se colocariam os termopares.

Para ultrapassar o referido problema, surgiu a ideia de executar uma pequena abertura na face

superior do perfil (Figura 3.11), a qual permitiria a instalação dos termopares na face inferior do

perfil. Embora esta solução parecesse suficiente para a resolução do problema da colocação dos

termopares na face inferior exposta ao fogo, surgia uma nova questão que estava relacionada

com o efeito que a introdução desta tampa teria em relação à rigidez e à capacidade resistente da

viga. Consequentemente, foram realizados dois ensaios de flexão à temperatura ambiente, um

para uma viga sem tampa e outro para uma viga com tampa.

Figura 3.11: Abertura executada na face superior do perfil.

Embora os resultados dos ensaios das duas vigas referidas sejam apenas apresentados no

capítulo 4, a introdução da tampa na viga acarreta uma significativa redução da resistência à

flexão à temperatura ambiente. Como tal, as vigas não protegidas contra o fogo não poderiam

ser ensaiadas com carga tendo sido efectuada uma abertura nas mesmas. Surgiu assim

novamente o mesmo problema associado ao modo como se instrumentariam as vigas não

protegidas. Para solucionar o problema apresentado foram testadas duas soluções.

Uma primeira solução consistia em fazer furos na face superior através dos quais se fariam furos

na face inferior. Depois de executados os furos, os termopares eram colocados com o auxílio de

palhinhas de plástico que conferiam alguma rigidez ao fio do termopar, caso contrário não se

conseguiria garantir que a cabeça do termopar ficava à profundidade correcta. A Figura 3.12

ilustra a ideia da colocação dos termopares através de palhinhas de plástico.


67

Figura 3.12: Técnica das palhinhas.

Ainda se ensaiou o comportamento ao fogo de uma viga instrumentada deste modo, contudo

observou-se que a mesma apresentava uma rotura na face superior no alinhamento dos furos

executados para colocar as palhinhas (Figura 3.13). A colocação dos termopares utilizando esta

técnica era de difícil execução, existindo alguma dificuldade em garantir precisão na colocação

dos mesmos. Deste modo, a ideia da colocação dos termopares através dos furos na face

superior foi abandonada.

Figura 3.13: Viga instrumentada com termopares através da técnica da palhinha.

A segunda ideia considerada foi ensaiar ao fogo duas vigas não protegidas, uma com tampa e

outra sem tampa. Na viga com tampa (não carregada), seriam monitorizadas as temperaturas nas

faces inferior, lateral e superior. Na viga sem tampa, seriam monitorizadas as temperaturas nas

faces lateral e superior e seria registado o tempo de rotura da viga não protegida com carga. Esta

solução de ensaiar duas vigas não protegidas (uma com carga e outra sem carga) foi a que

acabou por se executar na campanha experimental dos ensaios de resistência ao fogo.

3.6.1.2. Definição do nível de carga a adoptar

Embora tenham sido realizados cálculos teóricos para determinar as cargas de serviço que

viriam a ser utilizadas nos ensaios de resistência ao fogo, optou-se por se realizar um ensaio de

flexão à temperatura ambiente para determinar as cargas de serviço a aplicar, tal como é

ilustrado na Figura 3.14. Com este ensaio, foram medidos os deslocamentos da viga em função

da força aplicada, possibilitando deste modo a determinação das forças a aplicar na viga para

que a mesma se deformasse a meio vão L/400 e L/250.


68

Figura 3.14: Ensaio para definição do nível de carga a adoptar.

3.6.2. Procedimento experimental

3.6.2.1. Geometria dos elementos ensaiados

As três vigas utilizadas nos ensaios de resistência à flexão à temperatura ambiente são

constituídas pelo material GFRP e possuem uma secção tubular quadrada de

dimensões 100×100×8 mm. Na Tabela 3.9, são apresentadas as três vigas de GFRP

indicando-se se as vigas têm ou não tampa, o comprimento total (Ltotal) e a distância entre apoios

(Lapoios).

Tabela 3.9: Características das três vigas ensaiadas à flexão à temperatura ambiente.

Viga Descrição Ltotal [m] Lapoios [m]

V1 Viga não protegida com tampa 2,0 1,5

V2 Viga não protegida sem tampa 2,0 1,5

V3 Viga não protegida sem tampa 1,6 1,3

As vigas V1 e V2 foram ensaiadas com um vão de 1,5 m porque era o esquema de ensaio que

inicialmente estava previsto para os ensaios de resistência ao fogo. Contudo, houve a alteração

do esquema de ensaio para um vão mais reduzido e, como tal, a viga V3, ensaiada para definir o

nível de carga a adoptar, já foi ensaiada de acordo com o esquema de ensaio que viria a ser

utilizado nos ensaios de resistência ao fogo.

3.6.2.2. Esquema de ensaio

O esquema de ensaio utilizado nas três vigas ensaiadas à flexão à temperatura ambiente foi o

mesmo, variando apenas a distância a que se encontravam os apoios e os pontos de aplicação

das cargas. Na Figura 3.15, é ilustrado o esquema de ensaio.

Figura 3.15: Esquema do ensaio de flexão à temperatura ambiente.


69

3.6.2.3. Instrumentação

Na Figura 3.17, é ilustrada a instrumentação utilizada no ensaio à flexão à temperatura ambiente

das vigas de GFRP. Estas vigas foram carregadas através de um macaco hidráulico da marca

Enerpac (modelo RCH 206) com 200 kN de capacidade de carga, instalado num pórtico

metálico fechado, que transmitia a carga a uma viga de distribuição metálica. A pressão do

macaco hidráulico foi conferida através de uma central hidráulica eléctrica da marca

Walter+Bai. A medição da carga aplicada foi efectuada através de uma célula de carga da marca

Novatech (modelo F202) com 200 kN de capacidade de carga. A viga de distribuição, por sua

vez, descarregava a força exercida pelo macaco sobre a viga de GFRP em dois pontos. A

monitorização dos deslocamentos verticais a meio vão das vigas V1, V2 e V3 foi efectuada

através de um deflectómetro eléctrico da marca TML (modelo CDP-50) com 50 mm de curso e

precisão de 0,01 mm. Foram ainda colocados dois extensómetros da marca TML (modelo

FLK-6-11) nas vigas V1 e V2, através dos quais foram medidas as extensões nas faces superior

e inferior do perfil de secção tubular quadrada. As vigas de GFRP foram apoiadas em dois

apoios, um fixo que restringia os movimentos horizontais e verticais e outro móvel que apenas

restringia os movimentos verticais, tal como se pode observar na Figura 3.16.

Figura 3.16: Apoios (a) fixo e (b) móvel das vigas ensaiadas à flexão à temperatura ambiente.

O apoio fixo (Figura 3.16 a)) utilizado é constituído por uma peça inferior com dimensões

265×100×30 mm e por uma peça superior com dimensões 265×60×20 mm à qual está soldada

uma rótula cilíndrica com 50 mm de diâmetro. O apoio móvel (Figura 3.16 b)) é constituído por

um “prato” inferior com dimensões 300×250×20 mm e uma peça superior com dimensões

250×60×20 mm à qual está soldada uma rótula cilíndrica com 50 mm de diâmetro.

Figura 3.17: (a) Macaco hidráulico, (b) célula de carga, (c) viga de distribuição, (d) deflectómetro e

(e) apoio da viga.


70

A força exercida pelo macaco hidráulico sobre a viga de distribuição foi transmitida às vigas de

GFRP através de dois apoios, iguais aos utilizados posteriormente nos ensaios de resistência ao

fogo, constituídos por duas chapas de aço (120×60×20 mm) e por duas rótulas cilíndricas com

30 mm de diâmetro soldadas às referidas chapas (Figura 3.18).

Figura 3.18: Apoio utilizado como ponto de aplicação de força nos ensaios de flexão à temperatura

ambiente.

3.6.2.4. Procedimento

As vigas foram preparadas e os ensaios de flexão à temperatura ambiente foram realizados no

Laboratório de Estruturas e de Resistência de Materiais (LERM) do IST. Primeiramente, as

vigas que possuíam um comprimento total de 6 m foram cortadas de modo a obterem-se vigas

com as dimensões pretendidas, recorrendo a uma serra de fita. Em seguida, na viga V1 foi

executada uma abertura na face superior do perfil. A abertura referida, quadrada e com

dimensões de 8×8 cm, foi efectuada recorrendo a um berbequim através do qual se fizeram

furos de modo a que se conseguisse introduzir uma lâmina de serra de um tico-tico. Procedeu-se

deste modo para efectuar cada um dos quatro cortes e remover a tampa de GFRP. De referir

ainda que a tampa removida possuía quatro lados, dois deles com um corte vertical e outros dois

com um corte oblíquo (em bisel) que facilitavam na tarefa posterior de colagem da tampa, tal

como ilustrado na Figura 3.19.

Figura 3.19: Tampa.

Depois de removida a tampa da face superior do perfil, procedeu-se à colagem da mesma

através de uma resina epoxídica S&P Resin 220 (Figura 3.20 a)), composta por dois

componentes que foram misturados na proporção componente A : componente B = 4:1 (partes

em peso), como se apresenta na Figura 3.20 b).

Figura 3.20: (a) S&P Resin 220 e (b) mistura das componentes A e B.


71

Depois de devidamente misturados os dois componentes, procedeu-se à colagem da tampa tal

como ilustrado na sequência de imagens apresentada na Figura 3.21.

Figura 3.21: Fases da colagem da tampa: (a) e (b) colocação de cola nas faces cortadas, (c) colocação da

tampa e (d) remoção da cola em excesso.

Depois de executada a colagem da tampa, iniciou-se a montagem do esquema de ensaio

apresentado anteriormente no capítulo 3.6.2.2. Para tal, como ilustrado na Figura 3.17,

procedeu-se à montagem do macaco hidráulico, da célula de carga, dos apoios, da viga de

distribuição e do deflectómetro localizado a meio vão da viga. Uma vez correctamente montado

o esquema de ensaio, procedeu-se à colocação das vigas de GFRP a ensaiar sobre os apoios. Por

fim, ensaiaram-se as vigas, aplicando a força a uma velocidade média que variou entre

3 a 4 kN/mm, e determinaram-se os deslocamentos, registados pelo deflectómetro, em função da

força, registada pela célula de carga e aplicada pelo macaco hidráulico.

3.7. Ensaios de resistência ao fogo

3.7.1. Objectivos dos ensaios

Os ensaios de resistência ao fogo que constituem a presente campanha experimental tiveram

como objectivos principais a determinação dos tempos de resistência ao fogo, a monitorização

das temperaturas (resposta térmica) e dos deslocamentos verticais a meio vão das vigas

(resposta mecânica) e a observação dos modos de rotura registados nas vigas ensaiadas. Neste

trabalho experimental foram estudados diferentes sistemas de protecção contra o fogo para as

vigas de GFRP. Os ensaios de resistência ao fogo tiveram ainda como objectivos estudar o

efeito que o número de faces expostas ao fogo tem sobre o tempo de resistência ao fogo e a

influência que o nível de carga tem sobre o tempo de rotura das vigas expostas ao fogo. Em

seguida, é apresentada a preparação das vigas a ensaiar, o que envolveu essencialmente o corte,

a preparação e a colocação dos termopares e a aplicação dos revestimentos nas vigas, isto caso

as vigas fossem protegidas contra o fogo.


72

3.7.2. Corte das vigas a ensaiar

O corte dos perfis foi efectuado no LERM recorrendo à serra de disco apresentada na Figura

3.22, através da qual se cortou os provetes com 1,6 m de comprimento, já que as vigas possuíam

inicialmente 6 m de comprimento.

Figura 3.22: Serra de disco utilizada no corte dos perfis de GFRP.

3.7.3. Preparação dos termopares

Depois de cortadas as vigas, procedeu-se à preparação dos termopares tipo K. Os termopares

encontravam-se inicialmente em bobines com 100 m de comprimento e, como tal,

primeiramente procedeu-se ao corte em segmentos com 2,5 m de comprimento, utilizando um

alicate. Os termopares são constituídos por dois fios com diferentes ligas metálicas e que,

quando unidos, permitem a leitura de temperaturas. A união dos fios foi efectuada por fusão dos

metais através de um equipamento de fusão (Figura 3.23) que aquece as duas ligas metálicas a

temperaturas superiores a 1000 oC.

Figura 3.23: Equipamento utilizado na fusão dos termopares.

A preparação dos termopares envolveu a torção dos dois fios e a fusão da ponta torcida

preparada previamente, tal como é ilustrado na Figura 3.24. O termopar esquerdo da Figura

3.24 c) corresponde a um termopar executado correctamente, enquanto o termopar da direita

corresponde a um termopar executado de modo deficiente.

Figura 3.24: (a) Fios dos termopares separados, (b) pontas dos termopares enroladas e (c) termopares com

pontas fundidas.


73

Depois de enroladas as pontas dos termopares, o processo de fusão dos mesmos foi realizado

em série tal como é apresentado na Figura 3.25.

Figura 3.25: Fusão em série das pontas dos termopares.

Para colocar os termopares nas vigas, primeiramente, foram realizados os furos com 2 mm de

diâmetro, utilizando um berbequim. A profundidade dos furos foi garantida recorrendo ao

auxílio de uma craveira. Em seguida, as cabeças dos termopares foram inseridas nos furos

previamente realizados e seladas com resina de poliéster, tendo sempre o cuidado de garantir

que a cabeça dos termopares ficava correctamente posicionada. A resina de poliéster foi

aplicada com uma percentagem de endurecedor de 3%. Na Figura 3.26, são ilustradas a

realização do furo e a colocação da resina de poliéster e do termopar no furo efectuado.

Figura 3.26: (a) Marcação do perfil, (b) execução do furo e tampa com resina de poliéster, (c) colocação

do termopar com resina de poliéster e (d) ajuste do revestimento do termopar.

Na preparação dos termopares, teve-se o cuidado de obter uma zona torcida com a menor

dimensão possível, já que os termopares registam as temperaturas de toda a zona em que os dois

fios se encontram em contacto. Na Figura 3.27, é apresentado um termopar que foi preparado de

forma deficiente e do qual resultariam deficientes medições de temperatura.

Figura 3.27: Termopar preparado de modo incorrecto.


74

3.7.4. Colocação dos termopares

3.7.4.1. Vigas pertencentes às séries 1 e 3

Depois de cortadas as vigas e de preparados os termopares, procedeu-se à colocação dos

termopares nas vigas, tal como descrito anteriormente. Na Tabela 3.10, são apresentados os

termopares instrumentados nas vigas pertencentes às séries 1 e 3.

As vigas não protegidas sem tampa das séries 1 e 3 apenas foram instrumentadas nas faces

superior (T1, T2 e T3) e lateral (T4, T5 e T6). A viga não protegida com tampa (série 1) e as

vigas protegidas (séries 1 e 3) foram instrumentadas com 12 e 11 termopares, respectivamente,

tal como se pode observar na Tabela 3.10.

Tabela 3.10: Colocação dos termopares nas vigas com e sem protecção das séries 1 e 3.

Vigas não protegidas (séries 1 e 3) Vigas protegidas (séries 1 e 3)

Termopares Localização Profundidade

do furo [mm] Localização

Profundidade

do furo [mm]

T1 Meio vão

Face superior

2 Meio vão

Face superior

2

T2 4 4

T3 6 6

T4 Meio vão

Face lateral

4 Meio vão

Face lateral

4

T5 4 4

T6 4 4

T7

Meio vão

Face inferior

1

Meio vão

Face inferior

0,5

T8 3 2

T9 5 4

T10 7 6

T11 Meio vão

Ar interior

- 7,5

T12 -

Viga não protegida com tampa (série 1)

Na Figura 3.29, é apresentado o posicionamento dos termopares colocados na viga não

protegida com tampa pertencente à série 1. Como apresentado na Figura 3.29, os termopares das

faces superior e inferior foram dispostos obliquamente e espaçados de 1 cm na horizontal e 1 cm

na vertical. Os termopares T11 e T12 foram colocados com o intuito de registar as temperaturas

no ar interior do perfil, que foi posteriormente tamponado nas suas extremidades durante os

ensaios. Os mencionados termopares foram fixados à tampa após a remoção da mesma

recorrendo ao auxílio de um parafuso, tal como apresentado na Figura 3.28. Depois de

instalados os termopares T11 e T12, procedeu-se à colagem da tampa. A colagem da tampa foi

realizada tal como descrito no capítulo 3.6.2.4.

Figura 3.28: Tampa com termopares T11 e T12 da viga NPCT – série 1.


75

Figura 3.29: Posicionamento dos termopares na viga NPCT – série 1 (em cima, vistas das faces superior

(FS), lateral (FL) e inferior (FI); em baixo, secção transversal).

A Figura 3.30 ilustra diferentes fases da preparação da viga não protegida com tampa

pertencente à série 1.

Figura 3.30: (a) Remoção da tampa, (b) colocação dos termopares na FI e (c) colocação dos termopares

na FL.

Depois de colocados os termopares nas vigas, procedeu-se ao tamponamento dos topos das

mesmas produzindo-se tampas quadradas em lã mineral, que encaixavam no perfil, tal como é

ilustrado na Figura 3.31. As vigas foram tamponadas para tentar que as condições de ensaio das

vigas fossem sempre as mesmas e para simular o que na prática acontece, isto é, na realidade o

espaço interior das vigas de secção oca é geralmente confinado.


76

Figura 3.31: (a) Tampa quadrada em lã mineral e (b) colocação das tampas nos topos das vigas.

Vigas não protegidas sem tampa (séries 1 e 3)

Na Figura 3.32, é apresentado o posicionamento dos termopares colocados nas vigas não

protegidas sem tampa das séries 1 e 3.

Figura 3.32: Posicionamento dos termopares nas vigas NPST – séries 1 e 3 (em cima, vistas das faces

superior (FS), lateral (FL) e inferior (FI); em baixo, secção transversal).

Vigas protegidas (séries 1 e 3)

A colocação dos termopares nas vigas protegidas com aglomerado de cortiça (AC), lã mineral

(RW), silicato de cálcio (SC), manta intumescente (TEC) e tinta intumescente (TI) relativas às

séries 1 e 3 foi exactamente igual. Na Figura 3.33, é apresentado o posicionamento dos

termopares com que as referidas vigas foram instrumentadas.


77

Figura 3.33: Posicionamento dos termopares nas vigas protegidas – séries 1 e 3 (em cima, vistas das faces


A Figura 3.34 ilustra a colocação dos termopares nas faces superior, lateral e inferior das vigas

protegidas pertencentes às séries 1 e 3.

Figura 3.34: (a) Colocação dos termopares nas faces superior, (b) lateral e (c) inferior das vigas

protegidas das séries 1 e 3.


78

3.7.4.2. Vigas pertencentes à série 2

Na Tabela 3.11, são apresentados os termopares instrumentados nas vigas pertencentes à série 2.

Tabela 3.11: Colocação dos termopares nas vigas com e sem protecção da série 2.

Vigas não protegidas (série 2) Vigas protegidas (série 2)

Termopares Localização Profundidade do furo [mm]

Localização Profundidade do furo [mm]

T1 Meio vão

Face superior

2 Meio vão

Face superior

2

T2 4 4

T3 6 6

T4

Meio vão Face lateral

4

Meio vão Face lateral

4

T5 4 4

T6 4 4

T7 7 1

T8 1 7

T9

Meio vão

Face inferior

1

Meio vão Face inferior

0,5

T10 3 2

T11 5 4

T12 7 6

T13 7,5

A viga não protegida sem tampas da série 2 apenas foi instrumentada nas faces superior (T1, T2

e T3) e lateral (T4, T5, T6, T7 e T8). A viga não protegida com duas tampas (série 2) e a viga

protegida com silicato de cálcio (série 2) foram instrumentadas com 12 e 13 termopares,

respectivamente, tal como se pode observar na Tabela 3.11.

Viga não protegida com duas tampas (série 2)

Como nesta viga a exposição ao fogo seria efectuada nas três faces, na viga não protegida foram

introduzidas duas tampas, uma na face superior para colocar os termopares na face inferior e

uma na face lateral para colocar os termopares na face lateral oposta, tal como é ilustrado na

Figura 3.35. Esta viga, tal como a viga não protegida com tampa da série 1, apenas serviu para

registar as temperaturas na secção de meio vão da viga.

Figura 3.35: Viga não protegida com duas tampas – série 2.

Na Figura 3.36, é apresentado o posicionamento dos termopares colocados na viga NPCT

(série 2).


79



Como apresentado na Figura 3.36, os termopares da face superior foram dispostos obliquamente

e espaçados de 1 cm na horizontal e 1 cm na vertical. Os termopares T5, T7 e T8 da face lateral

foram espaçados na horizontal de 1 cm, tal como os termopares da face inferior. Depois de

colocados os termopares nas faces inferior e lateral, procedeu-se à colagem das tampas das faces

superior e lateral, respectivamente. As colagens das tampas foram realizadas tal como descrito

no capítulo 3.6.2.4. A Figura 3.37 ilustra a preparação da viga não protegida com duas tampas

da série 2.

Figura 3.37: (a) Colocação dos termopares nas faces inferior e (b) lateral e (c) colagem da tampa da face

lateral da viga NPCT – série 2.


80

A colocação dos termopares na face superior desta viga foi realizada após a colagem da tampa

da face superior, como apresentado anteriormente na viga não protegida com tampa da série 1.

Viga não protegida sem tampas (série 2)

A viga não protegida sem tampa (série 2) foi ensaiada com carga e foi instrumentada com

termopares nas faces superior e lateral. Como referido, o modo como se executaram os furos

para colocar os termopares (Figura 3.10) poderá condicionar a correcta medição das

temperaturas. Como tal, embora a colocação dos termopares na face lateral possa não permitir a

obtenção de leituras com a fiabilidade desejável, foram colocados 5 termopares na face lateral

deste perfil. Os valores registados na face lateral permitiram a comparação com os valores

registados na face lateral da viga NPCT (série 2). Na Figura 3.38, é apresentado o

posicionamento dos termopares colocados na viga NPST (série 2).

Figura 3.38: Posicionamento dos termopares na viga NPST – série 2 (em cima, vistas das faces


A colocação dos termopares nas faces superior e lateral desta viga foi realizada tal como

referido para a viga NPST da série 1.


81

Viga protegida (série 2)

Na série 2, em que a exposição ao fogo foi efectuada nas três faces, foi testada uma viga

protegida com silicato de cálcio (SC). Na Figura 3.39, é ilustrado o posicionamento dos

13 termopares com que a viga SC foi instrumentada.

Figura 3.39: Posicionamento dos termopares na viga SC – série 2 (em cima, vistas das faces


Os termopares das faces superior e inferior foram dispostos obliquamente e espaçados de 1 cm

na horizontal e 1 cm na vertical. Os termopares T5, T7 e T8 foram espaçados na horizontal de

1 cm. A Figura 3.40 ilustra a preparação da viga SC da série 2.

Figura 3.40: (a) Colocação dos termopares nas faces superior, (b) lateral e (c) inferior da viga SC da

série 2.


82

3.7.5. Aplicação dos revestimentos

Depois de cortadas as vigas e de colocados os termopares nas mesmas, procedeu-se à aplicação

das protecções. Em seguida, são descritos os modos como foram aplicadas as protecções de

aglomerado de cortiça (AC), de lã mineral (RW), de silicato de cálcio (SC), de manta

intumescente (TEC) e de tinta intumescente (TI).

3.7.5.1. Viga protegida com aglomerado de cortiça (série 1)

O aglomerado de cortiça foi fornecido em placas rectangulares com 800×600 mm que,

posteriormente, foram cortadas em tiras com 800×100 mm, utilizando uma mesa de corte do

LERM (Figura 3.41 a)).

Figura 3.41: (a) Mesa de corte utilizada para cortar os revestimentos e (b) berbequim vertical utilizado

para efectuar rasgos nos revestimentos.

Depois de cortadas as tiras de aglomerado de cortiça, foram efectuados rasgos utilizando um

berbequim vertical (Figura 3.41). Os fios dos termopares aplicados na face inferior ficaram

colocados entre o perfil e o material de revestimento através dos rasgos criados. Deste modo, foi

possível encaminhar os termopares da face inferior para a face superior, garantindo que o

revestimento protegia perfeitamente a viga e a cabeça dos termopares. Na Figura 3.42, são

ilustrados os rasgos referidos anteriormente.

Figura 3.42: Rasgos realizados no revestimento de AC.

A preparação da superfície da viga onde se aplicaria o revestimento foi realizada lixando-a

manualmente com uma lixa de grão fino e limpando-a com acetona de modo a melhorar a

aderência do revestimento ao suporte. Em seguida, aplicou-se sobre a superfície preparada e

sobre o revestimento uma fina camada de mastique refractário, que colou o revestimento ao


83

suporte. Depois de o mastique ter endurecido, para auxiliar a fixação do aglomerado de cortiça,

aplicou-se ainda um sistema mecânico constituído por cintas metálicas aparafusadas nas faces

laterais do perfil, tal como ilustrado na Figura 3.43.

Figura 3.43: Fixação mecânica do revestimento de aglomerado de cortiça.

Os parafusos utilizados possuíam um diâmetro de 3 mm e 4 cm de comprimento. Na Figura

3.44, é ilustrado o esquema utilizado na aplicação do revestimento da viga AC.

Figura 3.44: Esquema de aplicação do revestimento AC.

Como se pode observar na Figura 3.44, o revestimento desta viga foi efectuado com uma tira

com 800×100 mm (zona central) e duas tiras com 210×100 mm (zona lateral), cortadas na mesa

de corte referida anteriormente. A Figura 3.45 ilustra a aplicação do revestimento de

aglomerado de cortiça.

Figura 3.45: (a) Aplicação do mástique refractário no revestimento AC, (b) colagem do revestimento AC

e (c) colocação da cinta da viga AC – série 1.

3.7.5.2. Viga protegida com lã mineral (série 1)

A lã mineral (rockwool) foi fornecida em placas rectangulares com 1000×600 mm que,

posteriormente, foram cortadas em tiras com 1000×100 mm, utilizando a mesa de corte referida

anteriormente. Como este revestimento é mais moldável, neste caso não foi necessário efectuar

os rasgos efectuados na viga AC para instalar os termopares.

A preparação da superfície da viga onde se aplicaria o revestimento foi igual à realizada para a

viga AC, isto é, a superfície foi lixada e limpa. Nesta viga, ao contrário da anterior em que se

utilizou um mastique refractário, o revestimento foi aplicado utilizando uma argamassa

fornecida conjuntamente com o material (Figura 3.46).


84

Figura 3.46: Argamassa fornecida conjuntamente com a lã mineral.

Depois de a argamassa referida ter endurecido, para auxiliar a fixação da lã mineral, aplicou-se

ainda um sistema mecânico constituído por cintas aparafusadas nas faces laterais do perfil, tal

como apresentado anteriormente na viga AC. Na Figura 3.47, é ilustrado o esquema utilizado na

aplicação do revestimento da viga RW.

Figura 3.47: Esquema de aplicação do revestimento RW.

Como se pode observar na Figura 3.47, o revestimento desta viga foi efectuado com uma tira

com 1000×100 mm (zona central) e duas tiras com 110×100 mm (zona lateral), cortadas na

mesa de corte referida anteriormente. A Figura 3.48 ilustra a aplicação do revestimento de lã

mineral.

Figura 3.48: (a) Aplicação da argamassa, (b) e (c) colagem do revestimento RW e (d) colocação da cinta

na viga RW – série 1.

3.7.5.3. Vigas protegidas com silicato de cálcio (séries 1 e 3)

A viga protegida com silicato de cálcio da série 3 foi instrumentada com 11 termopares, tal

como foi preparada a viga SC da série 1. Ambas as vigas foram preparadas de igual modo,

diferindo apenas no nível de carga aplicado sobre cada uma delas.

O silicato de cálcio foi fornecido numa placa rectangular com 2500×1200 mm que,

posteriormente, foi cortada em duas tiras com 1220×100 mm, utilizando a mesa de corte


85

referida anteriormente. Depois de cortada a placa de silicato de cálcio, foram efectuados rasgos

utilizando um berbequim vertical, tal como foi descrito na aplicação do revestimento de

aglomerado de cortiça. Na Figura 3.49, são ilustrados os referidos rasgos.

Figura 3.49: Rasgos realizados na zona central das protecções aplicadas nas vigas SC – séries 1 e 3 (em

cuja superfície já estava aplicado o mastique refractário).

A preparação das superfícies das vigas protegidas com silicato de cálcio (séries 1 e 3) onde se

aplicariam os revestimentos foi igual à realizada para a viga AC, isto é, as superfícies foram

lixadas e limpas. Em seguida, aplicou-se sobre as superfícies preparadas e sobre os

revestimentos uma fina camada de mástique refractário, que colou os revestimentos aos

suportes. Depois de o mastique ter endurecido, para auxiliar a fixação do silicato de cálcio,

aplicou-se ainda um sistema mecânico em cada uma das vigas, procedendo-se da mesma

maneira que se procedeu na viga AC. Na Figura 3.50, é ilustrado o esquema utilizado na

aplicação dos revestimentos das vigas SC das séries 1 e 3.

Figura 3.50: Esquema de aplicação dos revestimentos SC – séries 1 e 3.

A Figura 3.51 ilustra a aplicação dos revestimentos de silicato de cálcio das vigas pertencentes

às séries 1 e 3.

Figura 3.51: (a) e (b) Aplicação do revestimento SC e (c) colocação da cinta nas vigas SC – séries 1 e 3.

3.7.5.4. Viga protegida com manta intumescente (série 1)

A manta intumescente foi cortada numa tira de material com 1220×100 mm, recorrendo ao

auxílio de uma tesoura. A preparação da superfície da viga onde se aplicaria o revestimento foi

igual à realizada para a viga AC, isto é, a superfície foi lixada e limpa. Nesta viga o

revestimento foi aplicado colando a manta intumescente à viga de GFRP com resina de

poliéster, aplicando-se esta resina com uma percentagem de endurecedor de 3%. Para esta viga,


86

foi realizado um teste prévio, que consistiu em colar esta manta a uma amostra do perfil de

GFRP (usando a resina de poliéster) e, posteriormente, aqueceu-se a manta colada recorrendo a

um maçarico, tal como apresentado na Figura 3.52. Com este teste expedito, observou-se que,

por um lado, este revestimento apresentava uma elevada expansão volumétrica quando exposto

à acção do calor e que, por outro lado, a resina mesmo exposta ao calor mantinha a manta

aderente ao perfil. Como tal, optou-se por não se colocar qualquer sistema mecânico de fixação.

Figura 3.52: Teste prévio para a aplicação do revestimento TEC.

A aplicação deste revestimento foi assim realizada colando a manta intumescente ao perfil de

GFRP com a resina de poliéster, que foi aplicada com um pincel, tal como é ilustrado na Figura

3.53.

Figura 3.53: (a) Aplicação da resina de poliéster com um pincel e (b) colocação da manta intumescente

sobre a área onde tinha sido aplicada a resina.

3.7.5.5. Viga protegida com tinta intumescente (série 1)

A preparação da superfície da viga onde se aplicaria o revestimento com tinta intumescente foi

igual à realizada nas vigas anteriores, isto é, a superfície foi lixada e limpa. Em seguida,

colaram-se espaçadores de plástico à viga de GFRP com supercola, tal como apresentado na

Figura 3.54.

Figura 3.54: Colagem dos espaçadores plásticos à viga de GFRP.

Os espaçadores colados possuíam uma espessura de 2 mm e foram aplicados com o intuito de

controlar a espessura de tinta aplicada. Entre cada demão aplicada com um rolo, teve-se o


87

cuidado de limpar o topo dos espaçadores de modo a que o controlo da espessura de tinta

aplicada fosse rigoroso. O período de secagem entre cada demão aplicada foi superior a 4 horas,

tal como descrito na ficha técnica da tinta, e foram aplicadas 4 demãos até se perfazer uma

espessura de 2 mm de tinta intumescente. Também nesta viga foi desnecessária a aplicação de

qualquer sistema mecânico de fixação. A Figura 3.55 ilustra a aplicação da tinta intumescente.

Figura 3.55: (a) Aplicação da primeira demão da tinta, (b) acabamento final a meio vão da viga e (c) vista

geral do acabamento final da viga TI – série 1.

3.7.5.6. Viga protegida com silicato de cálcio (série 2)

Como referido, o silicato de cálcio foi fornecido numa placa que posteriormente foi cortada em

3 tiras, uma com 1220×150 mm e duas com 1220×100 mm. O corte da placa de silicato de

cálcio foi realizado utilizando a mesa de corte referida anteriormente.

Depois de cortadas as tiras de silicato de cálcio, foram efectuados rasgos nas três tiras de

material que revestiram a viga, utilizando um berbequim vertical. Os fios dos termopares

aplicados nas faces inferior e lateral ficaram colocados entre o perfil e o material de

revestimento através dos rasgos criados. Deste modo, foi possível encaminhar os termopares das

faces inferior e lateral para a face superior, garantindo que o revestimento protegia

perfeitamente a viga e a cabeça dos termopares. Na Figura 3.56, são ilustrados os rasgos

referidos.

Figura 3.56: Rasgos realizados nas tiras aplicadas nas faces inferior (tira central) e laterais (tiras da

esquerda e da direita) da viga SC – série 2.

A preparação das superfícies da viga onde se aplicaria o revestimento foi realizada lixando-a

manualmente com um lixa de grão fino e limpando-a com acetona de modo a melhorar a

aderência do revestimento ao suporte. Em seguida, aplicou-se sobre as superfícies preparadas e

sobre o revestimento uma fina camada de mástique refractário que colou o revestimento ao

suporte. Depois de o mastique ter endurecido, para auxiliar na fixação do revestimento de

silicato de cálcio, aplicou-se ainda um sistema mecânico constituído por cintas aparafusadas nas

faces laterais do perfil, tal como ilustrado na Figura 3.57.


88

Figura 3.57: Fixação mecânica do revestimento aplicado na viga SC – série 2.

Os parafusos utilizados possuíam um diâmetro de 3 mm e 4 cm de comprimento. Na Figura

3.58, é ilustrado o esquema utilizado na aplicação do revestimento da viga SC – série 2.

Figura 3.58: Esquema de aplicação do revestimento da viga SC – série 2.

Como se pode observar na figura anterior, o revestimento desta viga foi efectuado com uma tira

com 1220×150 mm (face inferior) e duas tiras com 1220×100 mm (faces lateriais). A Figura

3.59 ilustra a aplicação do revestimento de silicato de cálcio.

Figura 3.59: Colocação do revestimento nas faces (a) inferior e (c) laterais e (b) colocação das cintas

na viga SC – série 2.

3.7.6. Esquema de ensaio

Forno

Os ensaios de resistência ao fogo foram realizados num forno vertical (Figura 3.60 a)) existente

no Laboratório de Construção (LC) do IST. O forno caracteriza-se por possuir como dimensões

exteriores 1,35 m de largura, 2,10 m de altura e 1,20 m de profundidade e dimensões interiores

em planta de 0,95×0,80 m. O forno é constituído por uma estrutura metálica que é revestida no

fundo por tijolos refractários e nas paredes por lã mineral. O forno possui duas aberturas: uma

frontal (Figura 3.60 b)), usualmente utilizada em ensaios de elementos verticais, e outra

localizada no topo, frequentemente usada em ensaios de elementos horizontais, como é o caso

das vigas ensaiadas no âmbito da presente dissertação de mestrado.


89

Figura 3.60: (a) Forno com porta e (b) sem porta.

O forno vertical apresentado é constituído por 6 queimadores a gás e 3 termopares localizados

no seu interior, como se pode observar na Figura 3.60 b). Os termopares interiores dão

informação instantânea da temperatura a que se encontra o forno e permitem que uma unidade

de controlo ajuste a quantidade de gás a injectar nos queimadores. Os 6 queimadores referidos

são abastecidos por um conjunto de 6 bilhas de gás e encontram-se distribuídos uniformemente

pelas paredes do forno. Como se pode observar na Figura 3.60 a), a inexistência de uma janela

na porta do forno impede a observação das vigas no decorrer dos ensaios.

Para a presente campanha experimental, foram construídas duas tampas, uma para os ensaios

das séries 1 e 3 e outra para os ensaios da série 2. As tampas são constituídas por uma estrutura

metálica que é revestida por lã mineral. Nos capítulos 3.7.6.1. e 3.7.6.2., serão apresentadas

posteriormente mais informações relativas ao funcionamento destas duas tampas.

Curva de aquecimento

Na presente campanha experimental, os ensaios de resistência ao fogo foram realizados

adoptando a curva de incêndio padrão definida pela normal ISO 834 [3.9]. A curva referida é

descrita pela seguinte expressão:

)18(log345)( 100 tTtT (3.1)

em que:

T(t) – temperatura do forno em ºC;

t – tempo em minutos;

T0 – temperatura inicial do forno em ºC.

A curva apresentada, ilustrada na Figura 3.61, tem como objectivo a simulação da evolução da

temperatura durante a ocorrência de um incêndio num edifício. Embora existam outras

expressões que definam a evolução da temperatura num incêndio, a curva ISO 834 é

normalmente a mais utilizada.


90

Figura 3.61: Curva de incêndio padrão definida pela norma ISO 834 [3.9].

Sistema de protecção contra o vento

Como o forno se encontra instalado no exterior do Laboratório de Construção, desenvolveu-se

um sistema de protecção contra o vento com o intuito de tentar garantir que a ventilação da face

superior das vigas fosse controlada. O sistema de protecção contra o vento criado foi constituído

por quatro mantas ignífugas e por duas estruturas de aglomerado de cortiça.

As quatro mantas foram cosidas com uma máquina de costura, obtendo-se deste modo duas

mantas maiores. Em seguida, nessas duas mantas foram cosidas duas tiras de velcro. Na

campânula que constitui o sistema de extração de gases do forno, foram coladas duas tiras de

velcro (Figura 3.62 a)), permitindo desta maneira que se colocassem as duas mantas

previamente preparadas (Figura 3.62 b)).

Figura 3.62: (a) Colagem do velcro à campânula e (b) colocação das mantas cosidas.

As duas mantas colocadas na campânula permitiam a protecção parcial da viga contra o vento,

já que entre elas existia uma faixa não protegida. Assim sendo, foram criadas duas estruturas de

aglomerado de cortiça destinadas a vedar os topos da viga. Cada uma destas estruturas era

constituída por dois módulos, um fixo ao pórtico que envolve o forno e outro móvel que

acompanhava o movimento da viga de distribuição. O funcionamento da viga de distribuição

será descrito mais pormenorizadamente no capítulo 3.7.6.1. A Figura 3.63 ilustra o sistema de

protecção contra o vento desenvolvido.


91

Figura 3.63: (a) Velcro cosido à manta ignífuga, (b) estrutura de aglomerado de cortiça e (c) sistema de

protecção contra o vento visto do interior da campânula.

3.7.6.1. Série 1

Tal como apresentado aquando da descrição da preparação das vigas a ensaiar, estas foram

apoiadas em dois pontos que distam um do outro de 1,3 m. Esta distância entre apoios foi

definida no início da campanha experimental. Na Figura 3.64, são ilustrados os apoios

utilizados nos ensaios de resistência ao fogo, os quais possuíam as mesmas dimensões que os

utilizados nos ensaios de flexão à temperatura ambiente.

Figura 3.64: Apoios utilizados nos ensaios de resistência ao fogo.

Na série 1, as vigas de GFRP foram expostas ao fogo apenas numa face, o que foi conseguido

através de uma tampa construída para este mesmo fim. Essa tampa é constituída por 4 módulos

móveis que vedam lateralmente a viga, tal como apresentado na Figura 3.65. As vigas foram

instaladas deixando uma distância de 5 cm entre as faces inferiores das vigas de GFRP e os

topos das paredes do forno, de modo a permitir a livre deformação das vigas durante os ensaios.

Figura 3.65: Esquema da tampa utilizada na série 1 (vista da face lateral do forno).


92

A colocação das vigas pertencentes a esta série experimental foi efectuada retirando o módulo 3

da tampa, criando o espaço suficiente para o correcto posicionamento das mesmas. Junto ao

apoio, foi colocada uma tira de lã mineral, dobrada em C, conforme ilustrado na Figura 3.64,

que evitava a perda de calor junto ao apoio sem condicionar a livre deformação da viga.

Em cada uma das vigas a ensaiar, foram coladas duas tiras de fita intumescente, uma em cada

face, com o intuito de auxiliar na vedação lateral das vigas (Figura 3.66). A fita intumescente de

cor branca foi fornecida pela empresa TRIA (produto PYROPLEX JI FLEXIVEL 20×2,5 MM) e

é utilizada, por exemplo, em portas corta-fogo. A fita intumescente utilizada possuía 2,5 mm de

espessura e foi colada nas faces laterais, junto aos vértices da secção tubular expostos ao fogo,

tal como se pode observar na Figura 3.65. Teve-se ainda o cuidado de colocar manualmente lã

mineral nas zonas em que a tampa não vedava perfeitamente a viga, caso contrário o ensaio das

vigas não seria realizado apenas com exposição a uma face, mas sim com exposição a três faces.

Figura 3.66: Aplicação da fita intumescente.

Nas vigas das séries 1 e 3, a referida fita intumescente foi colocada nas faces laterais, tal como

descrito anteriormente, enquanto nas vigas da série 2, a fita foi colocada nas faces laterais, junto

aos vértices da secção tubular não expostos ao fogo, tal como se pode observar na Figura 3.72.

A meio vão das vigas foram colocados camarões, que, conjuntamente com um deflectómetro de

fio da marca TML (modelo CDP-500), com 500 mm de curso e precisão de 0,01 mm,

permitiram a medição da flecha a meio vão da viga, tal como é ilustrado na Figura 3.67.

Figura 3.67: (a) Camarão colocado a meio vão da viga e fio do deflectómetro e (b) caixa em silicato de

cálcio que protege o deflectómetro de fio do fogo.

Como é visível na Figura 3.67 a), o carregamento das vigas foi realizado através de uma viga de

distribuição (viga amarela) que carregava a viga de GFRP em dois pontos. A Figura 3.68 ilustra

o esquema de carregamento das vigas.


93

Figura 3.68: Esquema de ensaio.

A viga de distribuição de aço, com 3,20 m de comprimento e secção transversal quadrada de

dimensões 100×100×8 mm, foi carregada com dois pesos que foram colocados nas suas

extremidades, tal como é ilustrado na Figura 3.68. Os dois pesos foram elevados através dos

dois cadernais e das fitas de nylon. Quanto aos apoios, as vigas de GFRP foram apoiadas em

dois apoios, um fixo (Figura 3.69 a)) e outro móvel (Figura 3.69 b)), constituídos por duas

chapas de aço (de dimensões 120×60×10 mm) às quais foram soldadas duas rótulas esféricas

(com 30 mm de diâmetro).

Figura 3.69: Apoios (a) fixo e (b) móvel utilizados nos ensaios de resistência ao fogo.

Nesta série experimental, as vigas foram carregadas com 585 kgf em cada um dos lados,

totalizando 1170 kgf, materializados através de elementos em betão e sacos de cimento. Este

valor de carga foi determinado no ensaio de flexão realizado à temperatura ambiente e


94

corresponde a uma flecha a meio vão de L/400. Na Figura 3.70, são apresentados os pesos

utilizados para esta série de ensaios.

Figura 3.70: Pesos utilizados na série 1.

Como observado na Figura 3.67, a viga de distribuição, carregada através dos pesos referidos,

aplicava força sobre a viga de GFRP através de dois pontos de aplicação de força. A

transmissão das cargas da viga de distribuição para a viga de GFRP foi efectuada através de

duas peças de aço (Figura 3.71 a)) que foram soldadas à viga de distribuição. Importa ainda

referir que se colocaram chapas de aço (100×60×10 mm) entre a viga de GFRP e aquelas peças,

deste modo evitando o colapso devido à aplicação de uma carga concentrada, tal como se pode

observar na Figura 3.71 b).

Figura 3.71: (a) Estrutura de aço e (b) modo como foi aplicada a força sobre as vigas de GFRP.

3.7.6.2. Série 2

As vigas ensaiadas nesta série também foram apoiadas em dois pontos que distam um do outro

de 1,3 m. Na série 2, as vigas de GFRP foram expostas ao fogo nas três faces, o que foi

conseguido através de outra tampa concebida para este mesmo fim. Essa tampa também é

constituída por 4 módulos móveis que vedam lateralmente a viga, tal como apresentado na

Figura 3.72.

Nesta série experimental, os módulos 1 e 4 mantiveram-se na mesma posição tendo apenas sido

deslocados 20 mm na vertical através da introdução de quatro chapas de aço com 20 mm de

espessura. Entre estes módulos e os topos das vigas foram colocados quatro blocos

paralelepipédicos de lã mineral, cuja função era vedar os topos das vigas, caso contrário o calor


95

sairia pelos topos. Os módulos 2 e 3, apoiados sobre os módulos 1 e 4, deslizavam na horizontal

permitindo um ajuste ao perfil. Com este esquema de ensaio, a exposição ao fogo foi aplicada

nas três faces, sendo que as faces laterais apenas foram expostas ao fogo nos 75 mm inferiores

das referidas faces, tal como se pode observar na Figura 3.72. A lã mineral apresentada na zona

inferior do apoio corresponde à tira de lã mineral referida, a qual evitava a perda de calor junto

ao apoio. O espaço existente entre as vigas e os módulos 2 e 3 foi preenchido manualmente com

lã mineral de modo a evitar a perda de calor.

Figura 3.72: Esquema da tampa utilizada na série 2.

A colocação das vigas pertencentes a esta série experimental foi efectuada retirando o módulo 3

da tampa, o que criava o espaço suficiente para o correcto posicionamento das mesmas. Os

módulos 2 e 3 foram apoiados sobre os módulos 1 e 4 e o espaço existente entre o forno e os

módulos 2 e 3 foi preenchido com quatro blocos de lã mineral, tal como é ilustrado na Figura

3.73. Junto ao apoio, também foi colocada uma tira de lã mineral em C, que evitava a perda de

calor junto ao apoio, sem afectar a livre deformação da viga.

Figura 3.73: Colocação do bloco de lã referido.

Em cada uma das vigas a ensaiar, foram coladas duas tiras de fita intumescente ao longo do

bordo superior das faces laterais, uma em cada face, com o intuito de auxiliar na vedação lateral

das vigas (Figura 3.73). Teve-se ainda o cuidado de colocar manualmente lã mineral nas zonas

em que a tampa não vedava perfeitamente a viga para evitar perdas de calor.


96

O sistema de carregamento e a medição da flecha a meio vão das vigas da série 2 foram iguais

aos da série 1, ou seja, as vigas foram carregadas com 585 kgf em cada um dos lados da viga de

distribuição e a flecha foi medida a meio vão das mesmas através de um deflectómetro de fio

(TML CDP-500).

3.7.6.3. Série 3

O esquema de ensaio utilizado para as duas vigas da série 3 foi igual ao descrito para as vigas da

série 1, diferindo apenas no nível de carga aplicado sobre as mesmas. Na série 3 foi aplicada

uma força de 935 kgf em cada ponto de carga, totalizando 1870 kgf. Este valor também foi

determinado no ensaio de flexão realizado à temperatura ambiente e corresponde a uma flecha a

meio vão de L/250. Na Figura 3.74, são apresentados os pesos utilizados para esta série de

ensaios.

Figura 3.74: Pesos utilizados na série 3.

Como se pode observar na Figura 3.74, o sistema de carregamento utilizado na série 3 foi

materializado através de elementos de betão e de sacos de cimento.

3.7.7. Procedimento de ensaio

O procedimento de ensaio foi sempre o mesmo independentemente da série experimental.

Primeiramente, era montado o esquema de ensaio associado à viga que se ensaiaria de seguida.

Depois de posicionada a viga sobre os apoios, ligavam-se ao datalogger os termopares da viga,

o deflectómetro de fio e um termómetro que media a temperatura ambiente durante o ensaio. O

datalogger, por sua vez, era ligado a um computador que permitia monitorizar os dados e

guardá-los para posterior análise, tal como apresentado na Figura 3.75. As vigas de GFRP só

foram ensaiadas quando o material se encontrava a temperaturas que rondavam 25 oC.


97

Figura 3.75: Ligação dos termopares e do extensómetro de fio ao datalogger e ao computador.

Após iniciar a leitura das temperaturas e do deslocamento a meio vão, as vigas foram

carregadas, descarregadas e carregadas novamente para se verificar se as duas flechas medidas

eram coerentes. Em seguida, a viga de GFRP era carregada durante pelo menos 10 minutos para

que a deformada da viga estabilizasse.

Durante esse período de tempo, era colocado o sistema de protecção contra o vento, descrito

anteriormente, ligado o sistema de extracção dos gases e ligadas as seis garrafas de gás e o

forno. Durante os ensaios, foram registadas manualmente as temperaturas no interior do forno

de 30 em 30 segundos através da unidade de controlo do forno (Figura 3.76).

Figura 3.76: Unidade de controlo do forno.

Quando as vigas atingiam a rotura ou após um determinado período de tempo (como aconteceu

nas vigas NPCT das séries 1 e 2), retiravam-se as vigas de GFRP, desligava-se o forno e o

sistema de extracção de gases e fechavam-se as garrafas do gás. Na Figura 3.77, ilustra-se a

remoção de uma viga ensaiada após a respectiva rotura.

Figura 3.77: Remoção de uma viga de GFRP no fim do ensaio.


98

3.8. Referências




[3.2] – ISO 14125, “Fibre-reinforced plastic composites – Determination of flexural properties”,

International Standards Organization, Genève, 1998.

[3.3] – ISO 527, “Determination of tensile properties – Part 1: General principles; Part 4: Test

conditions for isotropic and orthotropic fibre-reinforced plastic composites”, International

Standards Organization, Genève, 1997.

[3.4] – ASTM D695, “Standard test method for compressive properties of rigid plastics”,

American Society for Testing and Materials, West Conshohocken, 2010.

[3.5] – ASTM D2344, “Standard test method for short-beam strength of polymer matrix

composite materials and their laminates”, American Society for Testing and Materials, West

Conshohocken, 2006.

[3.6] – Página da internet: www.sofalca.pt, visitado a 9 Outubro 2012.

[3.7] – Página da internet: www.rockwool.co.uk, visitado a 20 Setembro 2012.

[3.8] – S. Feih, Z. Mathys, A.G. Gibson, A.P. Mouritz, “Property degradation of fibreglass

composites in fire”, Fourth Internacional Conference on Composites in Fire, Newcastle Upon

Tyne, 2005.

[3.9] – ISO 834-1, “Fire resistance tests. Elements of building construction – Part 1: General

requirements”, International Standards Organization, Genève, 1999.

http://www.sofalca.pt/

http://www.rockwool.co.uk/


99

4. Capítulo 4 – resultados e discussão

4.1. Introdução

O Capítulo 4 encontra-se essencialmente dividido em três subcapítulos. No primeiro

subcapítulo, é realizada a apresentação e a discussão dos resultados obtidos nos ensaios de

DSC/TGA realizados no âmbito da presente dissertação de mestrado.

No segundo subcapítulo, são apresentados os resultados relativos aos ensaios de flexão

realizados à temperatura ambiente. Estes ensaios permitiram aferir o efeito da introdução de

uma tampa na face superior do perfil e definir o nível de carga a adoptar nos ensaios de


No terceiro subcapítulo, são analisados os resultados obtidos nos ensaios de resistência ao fogo.

Neste último subcapítulo, são apresentadas as exposições térmicas a que as várias vigas foram

submetidas, as respostas térmicas e mecânicas, as observações visuais e os modos de rotura

registados nos referidos ensaios. Por fim, é apresentada uma discussão de resultados, na qual é

estudado o efeito que o número de faces expostas ao fogo tem sobre o tempo de resistência ao

fogo, bem como a influência que o nível de carga tem sobre o tempo de rotura das vigas

expostas ao fogo. A referida discussão de resultados engloba ainda uma análise das

temperaturas associadas às roturas das várias vigas, uma análise comparativa entre o preço e a

eficácia das protecções aplicadas e uma breve descrição da regulamentação e do campo de

aplicação dos elementos construtivos em estudo.

4.2. Ensaios de DSC/TGA

Tal como referido no capítulo 3, na campanha experimental definida no âmbito da presente

dissertação de mestrado foram realizados ensaios DSC/TGA em 18 amostras de materiais. As

amostras dos materiais GFRP, aglomerado de cortiça (AC), lã mineral (RW), silicato de

cálcio (SC) e manta intumescente (TEC) foram obtidas por corte, enquanto as amostras da tinta

intumescente (TI) foram colhidas por raspagem de uma área onde a tinta tinha sido aplicada. Na

Tabela 4.1, são apresentadas as massas iniciais das amostras ensaiadas.

Tabela 4.1: Massa inicial das amostras ensaiadas.

Material Taxa aquecimento

[ºC/min]

Gás de purga: ar Gás de purga: azoto

Amostra Massa [mg] Amostra Massa [mg]

GFRP 5 GFRP-O-5 30,321 GFRP-N-5 44,794

GFRP 10 GFRP-O-10 30,720 GFRP-N-10 84,105

GFRP 15 GFRP-O-15 30,582 GFRP-N-15 102,525

GFRP 20 GFRP-O-20 30,424 GFRP-N-20 78,972

AC 10 AC-O-10 16,046 AC-N-10 8,375

RW 10 RW-O-10 23,157 RW-N-10 12,441

SC 10 SC-O-10 60,258 SC-N-10 40,974

TEC 10 TEC-O-10 6,247 TEC-N-10 5,862

TI 10 TI-O-10 37,176 TI-N-10 49,024


100

4.2.1. Perfil de GFRP

Os resultados obtidos através dos ensaios DSC/TGA realizados em amostras do material GFRP

foram analisados, apresentando-se nas Figuras 4.1 e 4.2 a percentagem de massa perdida e o

fluxo de calor por unidade de massa, respectivamente. Introduziram-se duas curvas em cada

uma das figuras mencionadas, correspondendo aos valores médios para cada um dos ambientes

ensaiados.

Figura 4.1: Curvas da percentagem de massa perdida do material GFRP em função da temperatura.

Figura 4.2: Fluxo de calor por unidade de massa libertado/absorvido pelo material GFRP em função da

temperatura.

Como se pode observar na Figura 4.1, para taxas de aquecimento menores (5 e 10 ºC/min) a

perda de massa inicia-se mais cedo do que para taxas superiores (15 e 20 ºC/min). O facto de se

verificar que no final do ensaio as percentagens de massa perdida variaram entre 18 e 45% está

relacionado com a reduzida massa das amostras e com a heterogeneidade que o material

apresenta na relação matriz-fibra.


101

Para simplificar a análise dos resultados obtidos nos ensaios realizados em amostras do material

GFRP, considerou-se apenas os valores médios apresentados nas Figuras 4.1 e 4.2. Em seguida,

na Figura 4.3, é apresentada uma análise comparativa dos resultados obtidos.

Figura 4.3: Análise comparativa das curvas percentagem de massa perdida e fluxo de calor por unidade de

massa do material GFRP em função da temperatura.

Como se pode observar na Figura 4.3, a percentagem de massa perdida do material GFRP na

presença de ar atmosférico aumentou desde o início do ensaio. Contudo, verificou-se que para a

temperatura de aproximadamente 200 ºC ocorreu um aumento significativo da mesma.

Observando paralelamente o fluxo de calor, denotou-se que, também para essa mesma

temperatura, se verificou um aumento do fluxo de calor (pico exotérmico). Para a temperatura

de aproximadamente 400 ºC, registou-se uma quebra na taxa de perda de massa que coincidiu

com a diminuição observada no fluxo de calor após o primeiro pico exotérmico observado.

Contudo, logo de seguida, a percentagem de perda de massa aumentou novamente coincidindo

com um novo aumento do fluxo de calor. Para a temperatura de aproximadamente 530 ºC,

denotou-se que a curva do fluxo de calor apresentava um novo pico exotérmico, correspondendo

esta temperatura a uma nova quebra na perda de massa. Para temperaturas superiores, o fluxo de

calor tende para zero e a perda de massa, embora continue a aumentar, tende para um valor

constante.

Em ar atmosférico, a decomposição térmica da matriz ocorreu apresentando dois aumentos na

percentagem de massa perdida, correspondendo os mesmos a picos de energia libertados no

decorrer da decomposição da resina. Os dois aumentos na percentagem de perda de massa

estiveram relacionados com os dois picos exotérmicos observados, picos esses que se encontram

correlacionados com o ponto de ignição do material e com o início da combustão do

mesmo [4.1].

Quando se utilizou como gás de purga o azoto, a perda de massa registada foi de um modo geral

semelhante à descrita no parágrafo anterior. Neste ambiente, o material GFRP também começou

a perder massa logo desde o início dos ensaios. Para uma temperatura superior a 200 ºC, a

percentagem de massa perdida também aumentou significativamente, coincidindo também com

um aumento, em módulo, do fluxo de calor. Para a temperatura de aproximadamente 370 ºC,

ocorreu um pico endotérmico e a percentagem de massa perdida começa a reduzir. Para

temperaturas superiores, o fluxo de calor tende para zero e a perda de massa, embora continue a

aumentar, tende para um valor constante.


102

No ambiente em azoto, apenas se observou um aumento na percentagem de massa perdida e a

decomposição da resina neste caso ocorreu exibindo um pico endotérmico, o que correspondeu

à energia necessária à decomposição da matriz polimérica [4.1].

Os picos exotérmicos, observados nos ensaios em que o gás de purga utilizado foi o ar

atmosférico, foram expressivamente superiores, em módulo, aos picos endotérmicos registados

nos ensaios em que o gás de purga foi o azoto. Na presença de ar atmosférico, a reacção de

decomposição do material GFRP ocorreu libertando-se energia, enquanto na presença de azoto

ocorreu absorvendo energia.

No final dos ensaio DSC/TGA realizados em amostra do material GFRP, observou-se que

permaneciam fibras de vidro no cadinho de alumina, o que comprova que para as temperaturas a

que as amostras foram expostas apenas a matriz polimérica se decompôs e que as fibras de vidro

se decompõem para temperaturas superiores a 800 ºC.

Atendendo aos resultados expostos, a temperatura de decomposição (Td) do material GFRP

utilizado é aproximadamente 370 ºC, isto considerando que a mesma é definida como sendo a

temperatura de decomposição média (Td,m) do material. O valor de Td,m foi determinado como

sendo a temperatura correspondente a uma perda de massa de 15% por corresponder a

aproximadamente metade da percentagem total de massa perdida no fim do ensaio. Concluiu-se

ainda que a temperatura de decomposição inicial (Td,i) é aproximadamente 315 ºC,

correspondendo a mesma à temperatura para a qual o material apresenta uma percentagem de

massa perdida de 5%. Como observado na Figura 4.3, a percentagem de massa perdida no final

do ensaio foi cerca de 30% e, como tal, a fracção de massa inorgânica (FMI) do material GFRP

utilizado é de 70%.

Correia [4.1] realizou ensaios ao mesmo material, tendo ensaiado duas amostras de GFRP, uma

na presença de ar atmosférico e outra na presença de azoto. Na Tabela 4.2, são apresentados os

resultados obtidos na presente campanha experimental, bem como os resultados obtidos por

Correia.

Tabela 4.2: Resultados obtidos na presente campanha experimental e resultados obtidos por Correia.

Fonte Td,i Td FMI

Resultados obtidos na presente campanha experimental 315 ºC 370 ºC 70%

Resultados obtidos por Correia [4.1] 304 ºC 356 ºC 70%

Como se pode constatar na Tabela 4.2, os resultados obtidos na presente campanha

experimental foram muito semelhantes aos de Correia.

4.2.2. Materiais de protecção

Tal como referido, foram ainda efectuados ensaios DSC/TGA em amostras dos materiais de

protecção ao fogo aplicados sobre as vigas. Os resultados obtidos através dos ensaios DSC/TGA

realizados nas referidas amostras foram analisados, apresentando-se nas Figuras 4.4 e 4.5 a

percentagem de massa perdida e o fluxo de calor por unidade de massa, respectivamente.


103

Figura 4.4: Curva da percentagem de massa perdida dos materiais utilizados na protecção contra o fogo

das vigas de GFRP em função da temperatura.

Figura 4.5: Fluxo de calor por unidade de massa libertado/absorvido pelos materiais utilizados na

protecção contra o fogo das vigas de GFRP em função da temperatura.

Aglomerado de cortiça

A percentagem de massa perdida aumentou mais significativamente para temperaturas que

rondam os 200 ºC e esse aumento ocorreu a uma taxa relativamente constante. O aglomerado de

cortiça na presença de ar atmosférico decompôs-se totalmente, enquanto na presença de azoto a

percentagem de massa perdida registada no final do ensaio foi de aproximadamente 80%. Para

temperaturas entre 460 e 525 ºC, a percentagem de massa perdida, em ambos os ambientes,

apresentou valores semelhantes, tal como se pode observar na Figura 4.4 e, a partir daquele

último valor de temperatura, atingiu um valor de 100% em ar atmosférico, tendendo a

aproximar-se daquele valor em azoto.

Na presença de ar atmosférico, o fluxo de calor do aglomerado de cortiça aumentou desde o

início do ensaio e observou-se um pico exotérmico entre 450 e 525 ºC. Após este pico,

denotou-se uma acentuada quebra no fluxo de calor, coincidindo a mesma com a total

decomposição da amostra de aglomerado de cortiça. A 620 ºC, registou-se um pequeno pico

endotérmico. Na presença de azoto, toda a reacção de decomposição do material foi exotérmica.


104

Registou-se um pico exotérmico para a temperatura de 450 ºC e, em seguida, o fluxo de calor

começou a diminuir, coincidindo com a redução da perda de massa no material.

Neste material de protecção, registaram-se fluxos de calor bastante superiores aos observados

nos restantes materiais, tendo-se registado um pico exotérmico com um fluxo de calor libertado

superior a 15 W/g. Denotou-se ainda que o aglomerado de cortiça apresentou percentagem de

massa perdida muito elevada (total no caso do ar atmosférico).

Lã de rocha

No final do ensaio, a lã de rocha apresentou uma percentagem de massa perdida reduzida, em

ambos os ambientes, que ronda 6%. Embora as duas curvas possuam um andamento muito

semelhante, no ambiente de ar atmosférico a decomposição do material foi ligeiramente mais

rápida.

Na presença de ar atmosférico, a lã de rocha decompôs-se apresentando um pequeno pico

exotérmico para a temperatura de 475 ºC e um pico endotérmico com muito pouca expressão no

final do ensaio (T=785 ºC). Denotou-se que o pico exotérmico observado se apresenta

correlacionado com a diminuição na percentagem de massa perdida que ocorreu a 475 ºC. Na

presença de azoto, o material decompôs-se exibindo uma reacção exotérmica, destacando-se um

pico na curva do fluxo de calor entre 550 e 685 ºC.

Este material de protecção apresentou uma percentagem de massa perdida muito reduzida

(apenas 6%) e o fluxo de calor registado apresentou como valor máximo de cerca de 0,9 W/g

(no ambiente de azoto).

Silicato de cálcio

As amostras de silicato de cálcio apresentaram perdas de massa muito semelhantes, na presença

de ar atmosférico e de azoto. A percentagem de massa perdida no final de ambos os ensaios foi

de cerca de 22,5%.

No ensaio realizado com ar atmosférico como gás de purga, registou-se inicialmente um pico

endotérmico que ocorreu para a temperatura de aproximadamente 125 ºC. Posteriormente,

observou-se um pico exotérmico para a temperatura de 340 ºC e um novo pico endotérmico no

final do ensaio, para temperaturas entre 600 e 800 ºC. No que respeita ao ensaio realizado no

ambiente de azoto, também foi observado um pico endotérmico no início do ensaio (T=125 ºC).

Depois, o fluxo de calor aproximou-se de zero e registou-se novamente um pico endotérmico

entre 700 e 800 ºC.

Em ambos os ensaios, o fluxo de calor libertado/absorvido pelo silicato de cálcio tomou sempre

valores inferiores em módulo a 0,3 W/g.

As curvas de percentagem de massa perdida, em ambos os ambientes, foram muito semelhantes.

A perda de massa no silicato de cálcio ocorreu por evaporação da água livre que constitui o

material, desidratação do silicato de cálcio e do hidróxido de cálcio e descarbonatação do

carbonato de cálcio. Segundo Correia [4.1], os picos endotérmicos referidos no início dos

ensaios ocorreram devido à evaporação da água livre.


105

Manta intumescente

A manta intumescente, no ambiente de ar atmosférico, apresentou uma curva de percentagem de

massa perdida algo irregular, destacando-se uma descontinuidade na curva entre 475 e 555 ºC.

Foram realizados quatro ensaios neste ambiente para tentar obter uma curva contínua da

percentagem de massa perdida e selecionou-se o ensaio que apresentou menor descontinuidade

na referida curva. A referida descontinuidade poderá estar associada à súbita e muito

considerável expansão volumétrica do material, o que terá interferido na correcta medição da

massa da amostra. A percentagem de massa perdida aumentou desde o início até ao fim do

ensaio e registou-se uma perda de massa de aproximadamente 50%. Após realizados dois

ensaios no ambiente de azoto, obteve-se uma curva da percentagem de massa perdida contínua,

tal como se pode observar na Figura 4.4. Neste ambiente, a manta intumescente apresentou uma

percentagem de massa perdida próxima de zero até 160 ºC, temperatura a partir da qual se

verificou o início da perda de massa. No final do ensaio, observou-se que o material apresentava

uma percentagem de massa perdida de aproximadamente 20%.

A lã de rocha, no ambiente de ar atmosférico, apresentou uma reacção de decomposição

exotérmica, destacando-se picos exotérmicos a 450 e a 745 ºC. No ambiente de azoto, o material

decompôs-se exibindo inicialmente uma reacção endotérmica, registando-se um pico

endotérmico aos 180 ºC. Posteriormente, o fluxo de calor tornou-se positivo a partir de 330 ºC e

tomou valores relativamente constantes durante o resto do ensaio. Este material apresentou uma

reacção expansiva muito significativa e no final do ensaio registou-se uma perda de massa de

aproximadamente 20% no ambiente de azoto. Constatou-se ainda que, no ambiente de ar

atmosférico, o fluxo de calor libertado pelo material chegou a 14 W/g.

Tinta intumescente

A tinta intumescente, em ambos os ambientes, apresentou inicialmente uma perda de massa

próxima de zero e só após 200 ºC se denotou um aumento mais significativo na percentagem de

massa perdida. Em seguida, na presença de ar atmosférico, observou-se que a tinta apresentava

três fases. Numa primeira fase, entre 200 e 475 ºC, o material registou uma perda de massa de

cerca de 45%. Seguidamente, entre 475 e 710 ºC, a perda de massa estabilizou. No final do

ensaio, entre 710 e 800 ºC, o material apresentou um novo aumento na percentagem de massa

perdida, tal como se pode observar na Figura 4.4. Na presença de azoto, a tinta exibiu

primeiramente uma perda de massa, tal como referido anteriormente. A 200 ºC iniciou-se a

perda de massa e a partir de 500 ºC a taxa de decomposição do material diminuiu, não tendo

voltado a aumentar.

Na presença de ar atmosférico, a tinta apresentou dois picos endotérmicos entre as temperaturas

de 185 e de 310 ºC. Em seguida, observou-se um pico exotérmico entre 430 e 650 ºC e, no fim

do ensaio, o fluxo de calor diminuiu aproximando-se de zero. Na presença de azoto, a reacção

de decomposição da tinta foi endotérmica, registando-se um pico endotérmico a 365 ºC.

Segundo Correia [4.1], os picos observados ilustram a sequência de reacções que os

constituintes da tinta intumescente sofreram. A tinta intumescente é constituída por ácidos,

materiais ricos em carbono e agentes de expansão, os quais provocaram os picos observados nas

curvas do fluxo de calor.

A tinta intumescente apresentou uma perda de massa que ronda 60% em ambos os ambientes,

tendo-se registado um pico exotérmico máximo de 2,6 W/g na presença de ar atmosférico.


106

Comparação de resultados

Fazendo uma análise comparativa entre os materiais de protecção contra o fogo ensaiados

concluiu-se que, por um lado, o aglomerado de cortiça foi o material que apresentou maior

libertação de energia e que, por outro lado, foi o que apresentou maior percentagem de massa

perdida.

Em oposição ao aglomerado de cortiça, a lã de rocha foi o material que apresentou maior

resistência contra o fogo, destacando-se como sendo o material que registou menor perda de

massa e menor fluxo de calor por unidade de massa. É de referir ainda que, para os parâmetros

analisados, também o silicato de cálcio apresentou resultados muito interessantes no que

respeita ao seu comportamento ao fogo.

4.3. Ensaio de flexão à temperatura ambiente

Como referido no capítulo 3.6., na presente dissertação foram realizados três ensaios de flexão à

temperatura ambiente. Os resultados relativos aos três ensaios referidos são apresentados em

seguida.

4.3.1. Efeito de introduzir uma abertura na face superior

Como mencionado no capítulo 3.6.1.1., a presente campanha experimental incluiu ensaios à

flexão à temperatura ambiente de duas vigas de GFRP com um vão livre entre apoios de 1,5 m,

uma com tampa na face superior (V1) e outra sem tampa (V2). Na Figura 4.6 são apresentadas

as curvas de força-deslocamento das vigas com e sem tampa.

Figura 4.6: Diagrama de força-deslocamento das vigas com e sem tampa.

Como se pode observar na Figura 4.6, a viga com tampa apresentou maior rigidez que a viga

sem tampa, ao contrário do que seria expectável à partida. O facto da viga V1 ter apresentado

maior rigidez que a viga V2 estará relacionado com a heterogeneidade que os perfis tubulares

apresentam, conduzindo a uma dispersão considerável ao nível das respectivas propriedades

mecânicas, aspecto já observado por Correia [4.1].

A capacidade de carga é influenciada de uma forma muito clara pela introdução de uma tampa

na face superior, tal como ilustrado na Figura 4.6. A carga de colapso (Pu,total) obtida para a viga

de GFRP sem tampa foi de aproximadamente 106 kN, enquanto a viga com tampa apenas

resistiu a 72 kN.


107

Deste modo, concluiu-se que a introdução de uma tampa na face superior acarretava uma

redução de 32% na capacidade resistente da viga, descartando-se deste modo a hipótese de

carregar uma viga com uma tampa nos ensaios de resistência ao fogo. Caso contrário, ao

carregar uma viga com tampa nos ensaios de resistência ao fogo, o tempo de rotura obtido seria

muito inferior ao valor real. Na Figura 4.7 que se segue são apresentados o esquema de ensaio

adoptado e os diagramas de momentos flectores e de esforço transverso da viga de GFRP.

3)(

LPPPM uumáx (4.1)

Figura 4.7: Esquema de ensaio e diagramas de momentos e de esforço transverso aplicados sobre

a viga de GFRP.

Como se pode observar na Figura 4.7, a meio vão da viga de GFRP o momento flector é

máximo e o esforço transverso a meio vão é nulo. Na expressão (4.1) é ilustrado o cálculo do

momento flector máximo (Mmáx) instalado na viga devido à carga Pu, correspondendo Pu a

metade da carga total aplicada (Pu,total).

Tendo sido determinados os momentos máximos a meio vão da viga através da expressão (4.1),

traçaram-se as curvas dos momentos em função da extensão nas faces inferiores e superiores, as

quais são apresentadas na Figura 4.8. Na viga com tampa observou-se uma extensão não linear

na face superior, o que está relacionado com o facto de o extensómetro ter sido colado sobre a

tampa, que não exibiu um comportamento elástico linear.

Figura 4.8: Diagrama de momento-extensão das faces inferiores (FI) e superiores (FS) das vigas com e

sem tampa.

Recorrendo aos valores apresentados no diagrama de força-deslocamento (Figura 4.6),

determinou-se o módulo de elasticidade “aparente” (Eap). Pela teoria de vigas de


108

Euler-Bernoulli, determinou-se o referido módulo de elasticidade, recorrendo à expressão

δ , a qual não inclui explicitamente a deformabilidade por corte.

Em seguida, calculou-se a curvatura (1/R), somando as extensões nas faces superiores e

inferiores e dividindo pela altura do perfil. Tendo estimado a curvatura, determinou-se o módulo

de elasticidade “efectivo” (Eef) através da expressão . Na Tabela 4.3, são

ilustrados os cálculos relativos à determinação dos módulos de elasticidade “aparente” e

“efectivo”.

Tabela 4.3: Cálculo dos módulos de elasticidade “aparente” e “efectivo”.

Parâmetro Viga sem tampa Viga com tampa

Vão livre entre apoios (L) 1,5 [m]

Momento de inércia da secção (I) 4,18×10-6 [m

4]

Módulo de flexão elástico (Wel) 8,37×10-5 [m

3]

Módulo de elasticidade (Eap) 43,7 [GPa] 55,1 [GPa]

Módulo de elasticidade (Eef) 43,9 [GPa] 56,6 [GPa]

O módulo de flexão elástico foi determinado de modo a permitir o cálculo das tensões máximas

(σu) de compressão e de tracção. As tensões máximas foram calculadas através da divisão do

momento flector pelo módulo de flexão elástico (σ=M/Wel).

Na Tabela 4.4, são apresentadas os valores de resistência e de rigidez estimados através dos dois

ensaios de flexão realizados.

Tabela 4.4: Resistência e rigidez das vigas de GFRP com e sem tampa ensaiadas à flexão.

Parâmetro Viga sem tampa Viga com tampa

Pu,total [kN] 106,7 72,0

Pu [kN] 53,4 36,0

Mu [kN.m] 26,7 18,0

σu [kPa] 318,7 215,1

Os valores apresentados na Tabela 4.4, nomeadamente os módulos de elasticidade, são

ligeiramente superiores aos valores de referência mencionados previamente no capítulo 2 da

presente dissertação de mestrado. No entanto, como se observou em alguns trabalhos

experimentais realizados, designadamente na tese de doutoramento de Correia [4.1], os perfis

tubulares apresentam uma elevada dispersão de resultados, o que pode explicar os resultados

obtidos.

A rotura da viga sem tampa ocorreu sob um dos pontos de aplicação de carga, por corte das

faces laterais, enquanto a viga com tampa colapsou após se ter registado um destacamento da

tampa que tinha sido colada na face superior do perfil. Na Figura 4.9, é visível o destacamento

da tampa, o que causou a rotura imediata da viga.


109

Figura 4.9: Destacamento da tampa no ensaio da viga V1.

4.3.2. Definição do nível de carga a adoptar

Como referido no capítulo 3.6.1.2., no âmbito da presente dissertação foi ensaiada uma viga à

flexão à temperatura ambiente com o intuito de definir o nível de carga a aplicar nas vigas

ensaiadas nos ensaios de resistência ao fogo. Nesta viga, o vão livre entre apoios foi de 1,3 m,

valor adoptado nos ensaios de resistência ao fogo. No referido ensaio, a viga foi submetida a

dois ciclos de aplicação de uma força (carga-descarga), tal como se pode observar na Figura

4.10.

Figura 4.10: Curva da força total aplicada na viga de GFRP em função do tempo.

Primeiramente, a viga foi carregada com uma força de modo a obter uma deformação a meio

vão superior a L/250. Em seguida, a viga foi descarregada e carregada novamente até se atingir

a rotura do material. Deste modo, determinou-se as cargas a aplicar nas vigas para que as

deformações a meio vão fossem de L/400 e de L/250. Na Tabela 4.5, são apresentadas as forças

totais aplicadas correspondentes aos dois referidos níveis de deformação.

Tabela 4.5: Forças aplicadas correspondentes às deformações a meio vão de L/400 e L/250.

Flecha 1º ciclo de carregamento 2º ciclo de carregamento

Força aplicada

(δ=L/400=3,25 mm) 11,5 kN 11,4 kN

Força aplicada (δ=L/250=5,20 mm)

18,8 kN 18,6 kN


110

Atendendo aos resultados obtidos neste ensaio definiu-se que, nos ensaios de resistência ao

fogo, as vigas de GFRP pertencentes às séries 1 e 2 seriam carregadas com um peso total de

1170 kgf (585 kgf em cada lado da viga), enquanto as vigas pertencentes à série 3 seriam

carregadas com 1870 kgf (935 kgf em cada lado da viga).

Na Figura 4.11, é apresentada a curva força-deslocamento registada no 2.º ciclo de

carregamento da mencionada viga. Como se pode observar na Figura 4.11, a viga de GFRP

colapsou para uma força total de 153 kN. Também neste ensaio de flexão, foi observado o

comportamento elástico linear do material e a rotura frágil do mesmo.

Figura 4.11: Curva de força-deslocamento observada no 2.º ciclo de carregamento.

A curva “deslocamento previsto” foi obtida calculando os deslocamentos a meio vão através da

expressão (4.2) e recorrendo aos dados do ensaio da viga sem tampa, ou seja, foi considerado

um módulo de elasticidade de 43,4 GPa e um módulo de distorção de 3,2 GPa.

A viga ensaiada para definir o nível de carga a aplicar nos ensaios de resistência ao fogo

apresentou uma rotura igual à observada na viga V1, ou seja, a rotura ocorreu sob um dos

pontos de aplicação da carga, por corte das faces laterais, tal como se pode observar na Figura

4.12.

Figura 4.12: Rotura por corte das faces laterais da viga V3.


111

4.4. Ensaios de resistência ao fogo

4.4.1. Série 1

Tal como apresentado no capítulo 3.3., na série 1 foram ensaiadas sete vigas de GFRP, duas não

protegidas contra o fogo (NPCT-1F e NPST-1F) e cinco protegidas com diferentes materiais

(AC-1F, RW-1F, SC-1F, TEC-1F e TI-1F). Em seguida, são apresentados os resultados obtidos

relativamente às sete vigas mencionadas.

4.4.1.1. Exposição térmica

As vigas pertencentes à série 1 apenas foram expostas ao fogo numa face, tal como é ilustrado

na Figura 4.13.

Figura 4.13: Exposição ao fogo das vigas da série 1.

A lã mineral apresentada na zona inferior do apoio corresponde à tira de lã mineral referida

anteriormente, a qual evitava a perda de calor junto ao apoio. O espaço existente entre as vigas e

os módulos 2 e 3 foi preenchido manualmente com lã mineral de modo a evitar a perda de calor.

Com o esquema de ensaio adoptado (Figura 4.13), garantiu-se que a exposição do perfil apenas

seria efectuada na sua face inferior.

Curvas de temperatura do forno

Na Figura 4.14, são apresentadas as curvas de evolução da temperatura do forno registadas nos

ensaios pertencentes à série 1. Como se pode observar nesta figura, as curvas de temperaturas

do forno observadas nos vários ensaios que constituem esta série experimental foram todas

muito próximas da curva de incêndio da ISO 834. Apenas a curva do forno no ensaio da viga de

aglomerado de cortiça apresentou, inicialmente, um pico de temperatura que se distanciou da

curva da ISO 834.


112

Figura 4.14: Temperaturas registadas no forno nos ensaios pertencentes à série 1.

4.4.1.2. Resposta térmica

Tal como apresentado, nos ensaios de resistência ao fogo foram colocados termopares nas vigas,

permitindo deste modo a monitorização das temperaturas (resposta térmica) das vigas no

decorrer dos ensaios.

Viga não protegida com tampa

Na Figura 4.15 são apresentadas as temperaturas registadas na secção de meio vão da viga de

GFRP relativas ao ensaio da viga não protegida com tampa (NPCT).

Figura 4.15: Temperaturas observadas no ensaio da viga NPCT – série 1.

No que respeita à viga NPCT, na face superior observou-se que os termopares T1, T2 e T3

apresentaram uma amplitude térmica reduzida e que esta face, como esperado, foi a face que

registou menores temperaturas. Nos termopares T4, T5 e T6, pertencentes à face lateral,

observou-se uma amplitude térmica muito significativa. O termopar T6 apresentou valores

muito elevados quando comparado com os resultados dos termopares colocados na face inferior.

Tal facto poderá estar relacionado com um isolamento parcialmente deficiente da face lateral,

expondo-se deste modo o termopar T6 a um contacto directo com o ar quente do forno. Por fim,

nos termopares da face inferior (T7, T8, T9 e T10), registou-se uma amplitude térmica média

que ronda 100 ºC, sendo todos os resultados coerentes, exceptuando o termopar T9, que

apresentou uma quebra nas temperaturas registadas a meio do ensaio.


113

Como apresentado, na viga NPCT foram ainda colocados dois termopares (T11 e T12) no

interior do tubo de modo a observar se existem ou não significativas diferenças de temperatura

no ar interior do perfil. As temperaturas registadas pelos termopares T11 e T12 no ensaio da

viga NPCT (Figura 4.16) não apresentaram uma significativa diferença. Em geral, o termopar

central (T11) registou temperaturas mais elevadas do que o termopar T12, contudo a diferença

de temperaturas foi sempre inferior a 14 ºC.

Figura 4.16: Diferença de temperaturas registadas no ar interior do perfil de GFRP.

Viga não protegida sem tampa

A viga não protegida sem tampa (NPST) foi instrumentada apenas nas faces superior e lateral,

tal como explicado anteriormente no capítulo 3. Na Figura 4.17, são apresentados os valores das

temperaturas registadas no ensaio de resistência ao fogo da viga NPST.

Figura 4.17: Temperaturas observadas no ensaio da viga NPST – série 1.

Na Figura 4.17, são apresentadas as temperaturas monitorizadas ao longo do ensaio,

destacando-se mais uma vez uma reduzida amplitude térmica na face superior. Quanto à face

lateral, denotou-se uma amplitude térmica que, no final do ensaio, foi superior a 400 ºC.


114

Viga protegida com aglomerado de cortiça

Na Figura 4.18, são apresentadas as temperaturas registadas ao longo do ensaio da viga

protegida com aglomerado de cortiça (AC), um dos materiais utilizados na protecção contra o

fogo.

Na Figura 4.18, é bem visível a distribuição de temperaturas na secção de meio vão da viga

protegida com aglomerado de cortiça. As temperaturas na face superior (T1, T2 e T3)

registaram os valores mais reduzidos, como expectável, e observou-se novamente uma reduzida

amplitude térmica na mencionada face. A face lateral, monitorizada através dos termopares T4,

T5 e T6, apresentou valores de temperatura intermédios, denotando-se nesta face uma amplitude

térmica, no final do ensaio, superior a 150 ºC. Como esperado, a face inferior foi a que registou

temperaturas mais elevadas. O perfil de temperaturas nesta face não apresentou uma evolução

bem definida, tendo-se observado uma alternância nas curvas dos termopares T7, T8, T9, T10 e

T11.

Figura 4.18: Temperaturas registadas no ensaio da viga AC – série 1.

Viga protegida com lã de rocha

Na Figura 4.19, são apresentadas as temperaturas registadas no ensaio da viga protegida com lã

de rocha – rockwool (RW).

Figura 4.19: Temperaturas registadas no ensaio da viga RW – série 1.

Na viga protegida com lã de rocha, o perfil de temperaturas observado na secção de meio vão da

viga foi muito consistente. Neste ensaio, foi evidente o aumento das temperaturas em função da


115

proximidade do fogo. Na face superior, registaram-se temperaturas que apresentaram uma

reduzida amplitude térmica, sendo perceptível uma distribuição da temperatura em função da

espessura de acordo com o esperado, isto é, as temperaturas registadas pelo termopar T2 são

superiores às do termopar T1 e inferiores às do termopar T3. No que respeita à face lateral, o

termopar T4 por alguma razão desconhecida não mediu as temperaturas ao longo do ensaio.

Contudo, destaca-se o coerente posicionamento das curvas dos termopares T5 e T6

relativamente às curvas das temperaturas nas faces inferior e superior. Por fim, também na face

inferior se observou uma distribuição de temperaturas em função da espessura de acordo com o

esperado, tal como se registou na face superior. Na face superior, observou-se uma amplitude

térmica que, no final do ensaio, rondou os 20 ºC.

Viga protegida com silicato de cálcio

O silicato de cálcio foi mais um dos materiais testados na protecção contra o fogo de vigas de

GFRP. À semelhança das vigas protegidas já apresentadas, também a monitorização das

temperaturas da viga protegida com silicato de cálcio (SC) foi efectuada através dos termopares

colocados nas faces superior, lateral e inferior. Na Figura 4.20, são apresentadas as temperaturas

registadas no ensaio de resistência ao fogo da viga SC.

Figura 4.20: Temperaturas registadas no ensaio da viga SC – série 1.

A viga protegida com silicato de cálcio apresentou um reduzido gradiente de temperaturas ao

longo da espessura da face superior. Neste ensaio, também se denotou que o termopar T6

registou temperaturas muito elevadas comparando com as temperaturas registadas na face

inferior, fazendo com que, mais uma vez, se tenha registado uma significativa amplitude térmica

na face lateral. Quanto à face inferior, os resultados obtidos foram coerentes, isto é, foi

perceptível o gradiente térmico ao longo da espessura desta face. Também nesta face se

observou um gradiente térmico significativo, registando-se um diferencial de temperaturas

superior a 150 ºC.

Viga protegida com manta intumescente

Na Figura 4.21, são apresentadas as temperaturas registadas no ensaio da viga protegida com

manta intumescente – tecnofire (TEC).


116

Figura 4.21: Temperaturas observadas no ensaio da viga TEC – série 1.

No ensaio da viga TEC, observou-se um coerente gradiente térmico na secção de meio vão.

Registaram-se temperaturas mais reduzidas na face superior e uma reduzida amplitude térmica

ao longo da espessura desta mesma face. Na face lateral, observou-se um significativo gradiente

de temperaturas, sendo as temperaturas na face lateral superiores às da face superior e inferiores

às da face inferior. Na face inferior, observou-se a dada altura uma inexplicável redução nas

temperaturas registadas pelo termopar T11; contudo, no final do ensaio, este termopar já se

encontrava a ler temperaturas válidas e consistentes com as restantes. Na Figura 4.21,

observou-se que no final do ensaio o gradiente térmico na face inferior rondou 100 ºC.

Viga protegida com tinta intumescente

Para proteger as vigas de GFRP contra o fogo, aplicou-se uma tinta intumescente, embora esta

seja uma solução tradicionalmente mais utilizada em vigas metálicas. Na Figura 4.22, são

apresentadas as temperaturas monitorizadas ao longo do ensaio da viga protegida com tinta

intumescente (TI). Neste ensaio, os resultados obtidos foram semelhantes aos apresentados no

ensaio anterior. As temperaturas mais reduzidas foram observadas na face superior através dos

termopares T1, T2 e T3. Na face lateral, registaram-se temperaturas intermédias e na face

inferior constataram-se as temperaturas mais elevadas. Também neste ensaio se observou um

reduzido gradiente térmico na face superior, ao contrário das faces lateral e inferior onde, no

final do ensaio, se registaram gradientes térmicos superiores a 100 ºC.

Figura 4.22: Temperaturas registadas no ensaio da viga TI – série 1.


117

Comparação dos resultados

Para efectuar uma análise comparativa dos resultados obtidos na série 1, calculou-se a

temperatura média em cada uma das faces, fazendo uma simples média aritmética dos valores

registados pelos termopares em cada uma das faces. Na Figura 4.23, são apresentadas as curvas

das temperaturas médias observadas nas faces superiores das vigas ensaiadas na série 1.

Figura 4.23: Temperaturas médias registadas nas faces superiores das vigas pertencentes à série 1.

No que respeita à face superior, em média, registaram-se temperaturas muito semelhantes nas

vigas NPCT e NPST, sendo que foi nestas vigas que se registaram temperaturas mais elevadas,

tal como expectável. Quanto às vigas protegidas contra o fogo, constatou-se que a viga SC foi a

que apresentou menores temperaturas, ou seja, foi a viga que apresentou um melhor

comportamento contra o fogo. As vigas AC e RW registaram temperaturas muito semelhantes e

exibiram o segundo melhor comportamento ao fogo, observando-se temperaturas ligeiramente

superiores às da viga SC. A viga protegida com tinta intumescente foi a que registou o pior

desempenho ao fogo relativamente às protecções utilizadas. A viga TEC apresentou um

comportamento intermédio entre a melhor protecção (SC) e a pior protecção (TI).

Comparando as vigas NPST e SC, observou-se que, no instante t=2000 s, a diferença de

temperaturas registadas foi superior a 75 ºC. A viga de GFRP protegida com silicato de cálcio

apresentou portanto uma redução de temperaturas que ronda 40%, em comparação com os

resultados observados na viga NPCT.

Na Figura 4.24, são apresentadas as temperaturas monitorizadas nas faces laterais das vigas

ensaiadas na série 1.

Na face lateral, os resultados obtidos foram coerentes com os observados na face superior, com

excepção da viga SC. Nesta face, as vigas NPCT e NPST apresentaram resultados semelhantes e

as temperaturas registadas foram as mais elevadas entre as vigas desta série. A viga RW foi a

que apresentou melhor comportamento ao fogo, registando as menores temperaturas. As vigas

protegidas com aglomerado de cortiça e com silicato de cálcio foram as segundas melhores

protecções contra o fogo. Contudo, tal como se observou na Figura 4.20, as temperaturas

registadas na face lateral da viga SC foram muito elevadas, principalmente no termopar T6, o

que explica a sua elevada média de temperaturas apresentada na Figura 4.24. A viga protegida

com tinta intumescente foi mais uma vez a que apresentou piores resultados no que respeita às

protecções aplicadas. Já a viga TEC apresentou mais uma vez uma protecção intermédia,

tendo-se registado na mesma uma curva de temperaturas que se situa entre a viga AC e a viga

NPST.


118

Figura 4.24: Temperaturas médias registadas nas faces laterais das vigas pertencentes à série 1.

Comparando as vigas NPST e AC, concluiu-se que, no instante t=2000 s, a diferença de

temperaturas registadas foi superior a 195 ºC, correspondendo esta diferença a uma redução de

aproximadamente 75% em relação às temperaturas monitorizadas na viga NPST. Esta redução

tão significativa das temperaturas demonstra o efeito que a aplicação de revestimentos tem no

comportamento ao fogo de viga de GFRP.

Figura 4.25: Temperaturas médias registadas nas faces inferiores das vigas pertencentes à série 1.

No que respeita às temperaturas monitorizadas nas faces inferiores das vigas (Figura 4.25), a

viga SC foi a que apresentou, em média, temperaturas mais reduzidas, sendo portanto este o

material que conferiu maior protecção contra o fogo à viga de GFRP. A viga protegida com lã

de rocha foi a segunda melhor protecção, apresentando temperaturas ligeiramente inferiores às

observadas na viga AC. Embora a protecção com a manta intumescente tenha sido ligeiramente

melhor que a protecção com a tinta intumescente, estes dois revestimentos foram os que

conferiram menor protecção contra o fogo ao material compósito que constitui as vigas. Quanto

à viga não protegida, as temperaturas médias registadas na face inferior não foram coerentes

com os resultados observados nas restantes vigas, já que seria expectável que os valores

registados nesta face da viga NPCT fossem ligeiramente superiores aos obtidos nas vigas

protegidas. A referida viga não protegida deveria ter apresentado temperaturas médias na face

inferior superiores às registadas nas vigas TI e TEC. No entanto, na viga NPCT, registaram-se

temperaturas inferiores às observadas nas vigas TI e TEC, contrariando o que seria expectável à

partida.


119

Globalmente, quanto à resposta térmica, a solução de protecção que apresentou melhores

resultados foi a de silicato de cálcio, em oposição à tinta intumescente. Os revestimentos de lã

de rocha e de aglomerado de cortiça também apresentaram comportamentos interessantes,

tendo-se observado que a viga TEC apresentou uma resistência ao fogo bastante razoável,

atendendo ao facto de que o material aplicado apenas possuía 2 mm de espessura.

4.4.1.3. Resposta mecânica

Na Figura 4.26, são apresentados os deslocamentos medidos a meio vão das vigas em função do

tempo de ensaio. A medição dos deslocamentos foi efectuada através de um deflectómetro de

fio. Os deslocamentos iniciais nas vigas variaram entre 3,3 e 4,1 mm, apresentando alguma

variação relativamente ao deslocamento previsto de 3,25 mm (L/400).

Como se pode observar na Figura 4.26, após apenas 30 s de ensaio, a viga NPST começou a

deformar-se. Contudo, acidentalmente, não se conseguiu registar os deslocamentos até à rotura

da mesma. As vigas TI e TEC começaram a deformar-se depois de decorridos 1 e 1,5 min de

ensaio, respectivamente. Nas três vigas referidas, observou-se que as taxas de deformação foram

mais elevadas do que as registadas nas restantes vigas. As vigas protegidas com aglomerado de

cortiça, com lã de rocha e com silicato de cálcio foram as que mais tempo permaneceram sem

apresentar deslocamentos significativos, tendo-se observado que estas só se começaram a

deformar significativamente após decorridos 10 min de ensaio. Depois de ultrapassada a fase

inicial em que os deslocamentos se mantiveram sensivelmente constantes, as vigas começaram a

sofrer um aumento nas deformações. A exposição ao fogo das vigas de GFRP provocou,

primeiramente, uma redução da rigidez na face inferior e, posteriormente, nas faces laterais e

superior, de modo progressivo. A decomposição da matriz polimérica do material compósito

causa uma redução na rigidez do perfil, fazendo com que se registe o mencionado aumento nas

deformações após a fase inicial em que as mesmas se mantêm constantes.

Figura 4.26: Deslocamentos registados a meio vão das vigas pertencentes à série 1.

Na Figura 4.27, são apresentados os tempos de rotura observados nas várias vigas. Como se

pode observar na Figura 4.27, a viga CS colapsou após 83 min de ensaio, sendo que este foi o

revestimento que apresentou melhor resistência ao fogo. A viga RW apresentou um tempo de

rotura de 81 min, próximo do anterior, surgindo como a segunda melhor solução de protecção

contra o fogo. As vigas AC e TEC colapsaram após decorridos 75 e 63 min de ensaios,

respectivamente, e o material de protecção que pior resistência ao fogo apresentou foi a tinta

intumescente com 51 min. A viga não protegida, como expectável, foi a que apresentou menor

tempo de rotura, tendo a mesma colapsado após decorridos 36 min de ensaio.


120

Figura 4.27: Tempos de rotura das vigas da série 1.

4.4.1.4. Observações visuais e modos de rotura

Viga não protegida sem tampa (NPST)

A viga NPST colapsou na secção de meio vão, de modo instantâneo e sem “pré-aviso”. A rotura

na viga NPST ocorreu quando as temperaturas médias na face superior se aproximavam da

temperatura de transição vítrea (Tg) do material, ou seja, quando as temperaturas na face

superior rondavam 140 ºC. Na Tabela 4.6, encontram-se registadas as temperaturas médias

observadas no instante da rotura da viga NPST, nas faces superior (FS), lateral (FL) e

inferior (FI).

Tabela 4.6: Temperaturas médias registadas na rotura da viga NPST – série 1.

Temperaturas médias na rotura

FS FL FI

131 ºC 289 ºC -

O esquema de ensaio utilizado provoca, entre os pontos de aplicação de força, um momento

flector máximo e um esforço transverso nulo. A zona mais exposta ao fogo foi a zona central e,

portanto, foi esta a zona que condicionou a rotura da viga. A face inferior, traccionada, foi a que

registou maiores temperaturas. Contudo, o facto de os topos da viga não serem expostos ao fogo

permitiu que as fibras longitudinais se mantivessem devidamente ancoradas e,

consequentemente, que a face inferior mantivesse alguma da sua capacidade resistente, já que as

fibras de vidro resistem a elevadas temperaturas. A face lateral em média apresentou

temperaturas significativamente mais elevadas que a face superior. No entanto, a rotura na viga

NPST ocorreu a meio vão por compressão da face superior.

Embora nesta face não se tenha observado grande decomposição do material, no decorrer do

ensaio, o facto da temperatura média na face superior se aproximar da temperatura de transição

vítrea (Tg) fez com que o GFRP, como consequência de um amolecimento da matriz polimérica,

perdesse a sua capacidade resistente levando à rotura da viga NPST. Na Figura 4.28, mostra-se

o aspecto final da viga NPST após a sua exposição ao fogo.


121

Figura 4.28: (a) Rotura a meio vão e (b) aspecto final da viga NPST - série 1.

Depois de a viga NPST colapsar, começaram a surgir chamas que carbonizaram

superficialmente a viga na zona central. O processo de desmontagem da viga foi moroso e,

como tal, a viga ficou com o aspecto ilustrado na Figura 4.28.

Viga protegida com aglomerado de cortiça (AC)

Também nesta viga a rotura observada foi instantânea e frágil, sob um dos pontos de aplicação

de força. À semelhança do que aconteceu na viga NPST, a viga protegida com aglomerado de

cortiça colapsou por compressão da face superior e, neste caso, também por corte da face lateral.

A temperatura média na face superior no instante da rotura foi de 128 ºC (Tabela 4.7),

temperatura que se encontra muito próxima da temperatura de transição vítrea do material

GFRP.

Tabela 4.7: Temperaturas médias registadas na rotura da viga AC – série 1.


FS FL FI

128 ºC 259 ºC 695 ºC

Na Figura 4.29, é apresentado o aspecto final com que a viga AC ficou após a rotura da mesma.

Figura 4.29: (a) Aglomerado de cortiça carbonizado junto aos apoios e (b) e (c) vistas globais da rotura

da viga AC – série 1.

O aglomerado de cortiça aplicado na zona central da viga foi totalmente consumido no decorrer

do ensaio, tal como tinha acontecido nos ensaio DSC/TGA, observando-se no final do ensaio

que o aglomerado de cortiça apenas permanecia visível nas zonas menos expostas ao fogo.


122

Viga protegida com lã de rocha (RW)

A viga protegida com lã de rocha apresentou um modo de rotura exactamente igual ao exibido

pela viga AC, ou seja, a viga RW apresentou uma rotura frágil sob um dos pontos de aplicação

de força. O colapso da viga RW também acorreu por compressão da face superior (Figura

4.30 b)) que se encontrava a uma temperatura muito próxima de Tg, tal como é apresentado na

Tabela 4.8, e por corte da face lateral.

Tabela 4.8: Temperaturas médias registadas na rotura da viga RW – série 1.


FS FL FI

136 ºC 217 ºC 557 ºC

A lã de rocha que, inicialmente, se caracterizava por possuir uma cor verde, após exposta ao

fogo, sofreu uma alteração de cor, apresentando-se com uma coloração mais amarelada, tal

como se pode observar na Figura 4.30 a). Na Figura 4.30, é ainda apresentada uma vista global

da viga RW após exposição ao fogo.

Figura 4.30: (a) Cor final da lã de rocha, (b) rotura por compressão na face superior e por corte da face

lateral e (c) vista geral após exposição ao fogo da viga RW – série 1.

Viga protegida com silicato de cálcio (SC)

A viga protegida com silicato de cálcio apresentou igualmente uma rotura instantânea e sem

“pré-aviso”. Também nesta viga a rotura ocorreu devido às temperaturas elevadas registadas na

face superior, temperaturas essas que se aproximavam de Tg. Na Tabela 4.9, são apresentadas as

temperaturas médias registadas no instante da rotura.

Tabela 4.9: Temperaturas médias registadas na rotura da viga SC – série 1.


FS FL FI

118 ºC 302 ºC 452 ºC

Como se pode observar na Figura 4.31, a rotura ocorreu sob um dos pontos de aplicação de

força, por esmagamento da face superior e por corte das faces laterais. Denotou-se ainda que a

placa de silicato de cálcio aplicada, depois de exposta ao fogo, sofreu uma ligeira alteração de


123

cor, apresentando-se com uma cor avermelhada. Na Figura 4.31, é ainda apresentado o aspecto

final da viga protegida com silicato de cálcio após a sua exposição ao fogo.

Figura 4.31: (a) Pormenor da rotura por compressão da face superior e por corte na face lateral, (b)

alteração de cor do silicato de cálcio e (c) vista global após ensaio da viga SC – série 1.

Viga protegida com manta intumescente (TEC)

A rotura da viga TEC ocorreu numa das secções de aplicação de força por compressão da face

superior, face essa que se encontrava a 131 ºC (Tabela 4.10) e que, portanto, se encontrava

próxima da temperatura de transição vítrea do material GFRP, e por corte das faces laterais.

Tabela 4.10: Temperaturas médias registadas na rotura da viga TEC – série 1.


FS FL FI

131 ºC 284 ºC 697 ºC

Após o ensaio, observou-se que a manta intumescente aplicada na zona central da viga tinha

desaparecido. O tecnofire é uma manta intumescente flexível e pouco resistente mecanicamente

que, quando exposta ao fogo, expande de volume e torna-se num material muito friável. Assim,

o que presumivelmente aconteceu durante o ensaio foi que as fibras de carvão que constituem o

material foram removidas por acção da gravidade e da convecção do ar no interior do forno,

deixando deste modo exposto ao fogo o material GFRP. Na Figura 4.32, é apresentada a viga

TEC após ter sido ensaiado o seu comportamento ao fogo.

Figura 4.32: (a) e (b) Zona de rotura do perfil, (c) manta intumescente expandida após exposição ao fogo

e (d) vista global após ensaiada a viga TEC – série 1.


124

Viga protegida com tinta intumescente (TI)

O colapso observado na viga TI foi exactamente igual aos colapsos anteriormente relatados, isto

é, verificou-se mais uma vez uma rotura frágil. A rotura ocorreu por compressão da face

superior e por corte nas faces laterais. Aquando do colapso, o material da face superior

encontrava-se a uma temperatura superior a Tg, tal como se pode observar na Tabela 4.11.

Tabela 4.11: Temperaturas médias registadas na rotura da viga TI – série 1.


FS FL FI

145 ºC 272 ºC 727 ºC

Na Figura 4.33 a), é ilustrada a zona da viga onde ocorreu o colapso, bem como o estado em que

a viga TI ficou após a sua exposição ao fogo. Nesta viga, observou-se uma perda de resistência

total na zona onde se deu a rotura, tornando-se possível agarrar nos topos da viga e,

manualmente, flecti-la sem qualquer dificuldade. Apenas nesta viga se registou esta observação.

Figura 4.33: (a) Rotura do perfil sobre um dos pontos de aplicação da força, (b) secção muito alterada

onde ocorreu o colapso e (c) vista global após ensaiada a viga TI – série 1.

Embora no final de todos os ensaios se tenha observado que, na remoção das vigas, o fumo

libertado era muito tóxico e irritante, quer para os olhos, quer para as vias respiratórias, na

remoção da viga TI registou-se um fumo ainda mais intenso e tóxico, dificultando ainda mais a

tarefa de remoção da viga.

4.4.2. Série 2

Na série 2, foram ensaiadas duas vigas não protegidas (NPCT-3F e NPST-3F) e uma viga

protegida contra o fogo com silicato de cálcio (SC-3F), apresentando-se em seguida os

resultados obtidos nesta série experimental.


As vigas pertencentes à série 2 foram expostas ao fogo em três faces utilizando o esquema de

exposição ao fogo ilustrado na Figura 4.34.


125

Figura 4.34: Exposição ao fogo das vigas da série 2.


Na Figura 4.35, são apresentadas as curvas de temperatura do forno registadas nos ensaios de

resistência ao fogo relativos à série 2. Observando a Figura 4.35, constatou-se que as curvas de

temperaturas do forno registadas nos três ensaios que constituem esta série experimental foram

todas muito próximas da curva de incêndio da ISO 834.



Como referido, nos ensaios de resistência ao fogo foram colocados termopares nas vigas,

possibilitando desta maneira a monitorização das temperaturas nas vigas durante a execução dos

ensaios.

Viga não protegida com tampas (NPCT-3F)

Na Figura 4.36, são apresentadas as temperaturas registadas na secção de meio vão da viga de

GFRP relativas ao ensaio da viga não protegida com duas tampas (NPCT-3F).


126

Figura 4.36: Temperaturas observadas no ensaio da viga NPCT – série 2.

Como expectável, a face superior foi a que apresentou as temperaturas mais reduzidas da secção

de meio vão da viga de GFRP. As temperaturas na face superior mantiveram-se constantes

durante os primeiros 150 s, instante a partir do qual as temperaturas começaram a aumentar a

uma taxa nitidamente inferior às observadas nas faces lateral e inferior. No decorrer do ensaio

observou-se que, primeiramente, entre 150 e 2000 s, a face superior aqueceu a uma determinada

taxa, e que, posteriormente, essa taxa de aquecimento diminuiu e manteve-se sensivelmente

constante até ao final do ensaio, o que deverá estar associado ao processo de decomposição da

resina polimérica do perfil. As temperaturas registadas pelos termopares T1, T2 e T3

apresentaram valores coerentes, isto é, o termopar T2 registou temperaturas inferiores ao T3 e

superiores ao T1. Observou-se ainda que, no final do ensaio, o gradiente térmico observado

nesta face foi de aproximadamente 80 ºC.

Os restantes termopares pertencentes às faces lateral (T4, T5, T6, T7 e T8) e inferior (T9, T10,

T11 e T12) registaram temperaturas muito semelhantes, pelo que se pode concluir que o

esquema de exposição adoptado foi eficaz. Neste ensaio, observou-se que as temperaturas

monitorizadas nestas duas faces foram muito próximas, o que seria também de esperar

atendendo à exposição a que a viga foi submetida. Nos termopares das faces lateral e inferior, as

temperaturas começaram a aumentar desde o início do ensaio e observou-se um aquecimento

inicial a uma taxa elevada. Após aproximadamente 8,5 min de ensaio, observou-se uma quebra

no aquecimento, o que está relacionado com o processo de decomposição (endotérmico) destes

elementos. Depois de ultrapassados 25 min de ensaio, registou-se um novo aumento na taxa de

aquecimento, aumento esse que se manteve relativamente constante até ao final do ensaio. O

termopar T7, pertencente à face lateral, foi o que registou maiores temperaturas, o que é

coerente com o facto de que este era o que se apresentava colocado mais próximo da face

exterior do perfil. Os gradientes de temperaturas observados nas faces lateral e inferior foram

semelhantes, tendo-se registado que, no final do ensaio, o gradiente de temperaturas em cada

uma das faces era inferior a 80 ºC.


127

Viga não protegida sem tampa (NPST-3F)

A viga NPST-3F apresentou temperaturas ligeiramente superiores às registadas no ensaio de

resistência ao fogo da viga NPCT-3F, tal como se pode observar na Figura 4.37.


A face superior foi a que apresentou temperaturas menos elevadas e a amplitude térmica

observada na mesma foi reduzida. A temperatura aumentou assim que se iniciou o ensaio,

tendo-se registado um pico de temperaturas cerca de 1,5 min após o início do mesmo. Depois

desse instante, a temperatura reduziu ligeiramente e voltou a aumentar aos 4 min de ensaio. As

curvas dos termopares T1, T2 e T3 apresentaram-se coerentes com o que teoricamente seria

esperado e, no final do ensaio, o gradiente térmico observado nesta face rondou 20 ºC.

No que respeita à face lateral, as temperaturas nos termopares T4, T5, T6, T7 e T8 aumentaram

desde o início do ensaio e observou-se que esse aumento ocorreu a uma taxa sensivelmente

constante, com excepção do termopar T7. Os termopares colocados na face lateral da viga

NPST foram aplicados executando furos no lado exposto ao fogo e, como tal, os termopares

terão medido temperaturas ligeiramente superiores às reais do material. Como referido, os

termopares T4, T5, T6 e T8 registaram temperaturas coerentes entre si, fazendo crer que o

termopar T7 mediu temperaturas incoerentes, muito elevadas face aos restantes. Embora fosse

expectável que fosse este o termopar a registar temperaturas mais elevadas, a diferença de

temperaturas foi muito elevada, concluindo-se assim que o modo como os termopares foram

colocados não terá permitido obter leituras na face lateral com a precisão adequada. Por essa

razão, foram considerados os valores medidos na viga NPCT-3F.

Viga protegida com silicato de cálcio (SC-3F)

Para melhorar o comportamento das vigas de GFRP expostas ao fogo em três faces, aplicou-se

uma protecção de silicato de cálcio, revestindo deste modo as faces laterais e inferior. Na Figura

4.38, são apresentadas as temperaturas monitorizadas no ensaio de resistência ao fogo da viga

SC-3F pertencente à série 2.

Os termopares colocados na face superior foram os que registaram temperaturas menos elevadas

e, durante os primeiros 3,5 min, as temperaturas mantiveram-se constantes. Após esta fase

inicial, as temperaturas aumentaram ligeiramente até ao final do ensaio. A amplitude de


128

temperaturas observada nesta face foi muito reduzida, registando-se no final do ensaio uma

diferença de temperaturas de apenas 20 ºC ao longo da espessura deste laminado.

Figura 4.38: Temperaturas observadas no ensaio da viga SC – série 2.

Quanto aos termopares colocados nas faces lateral e inferior, as temperaturas registadas foram

mais uma vez muito semelhantes, tal como se tinha observado na viga NPCT-3F (série 2).

Durante os primeiros 3,5 min, as temperaturas mantiveram-se constantes mas, depois deste

período inicial, observou-se um nítido aumento de temperaturas. Após o referido aumento

inicial das temperaturas nas faces lateral e inferior, observou-se uma ligeira quebra das

temperaturas entre 11,5 e 22 min de ensaio o que estará associado ao funcionamento

endotérmico do material de pretecção. Contudo, a partir de 22 min de ensaio, as temperaturas

voltaram a aumentar consideravelmente, tal como tinha acontecido de início. Os gradientes de

temperaturas registados nas faces lateral e inferior variaram ligeiramente durante o ensaio e, no

instante da rotura, registaram-se gradientes de temperaturas de aproximadamente 50 ºC.




registados pelos termopares em cada uma das faces. As médias de temperaturas registadas nas

faces laterais foram determinadas através dos valores registados pelos termopares T4, T5 e T6,

excluindo os termopares T7 e T8. Na Figura 4.39, são apresentadas as curvas das temperaturas

médias observadas nas vigas ensaiadas pertencentes à série 2.

As temperaturas médias observadas na viga SC-3F, nomeadamente na face superior, foram

significativamente inferiores às observadas na viga NPCT-3F. No instante t=2000 s a diferença

de temperaturas entre as faces superiores das vigas SC-3F e NPCT-3F rondou os 160 ºC, o que

ilustra a expressiva melhoria de comportamento ao fogo que a protecção de silicato de cálcio

conferiu à viga de GFRP.

Quanto às faces laterais e inferiores, também aqui se observou que a protecção com silicato de

cálcio melhorou consideravelmente o comportamento ao fogo das vigas de GFRP. A diferença

de temperaturas registadas no instante t=2000 s foi de aproximadamente 390 ºC,

correspondendo a uma redução das temperaturas que se aproxima de 75%.


129

Figura 4.39: Temperaturas médias observadas nos ensaios das vigas da série 2.

Comparando as vigas NPCT-1F e NPCT-3F, observou-se que as temperaturas registadas na viga

exposta ao fogo nas três faces foram superiores às observadas na viga NPCT-1F, tal como seria

expectável. Na Figura 4.40, são apresentadas as temperaturas médias registadas nas faces das

duas vigas referidas.

Figura 4.40: Comparação dos resultados obtidos nos ensaios das vigas NPCT-1F e NPCT-3F.

Comparando as vigas SC-1F e SC-3F, observou-se que as temperaturas registadas na viga

exposta ao fogo nas três faces foram superiores às observadas na viga SC-1F, tal como seria

expectável. Na Figura 4.41, são apresentadas as temperaturas médias registadas nas faces das

duas vigas referidas.

Figura 4.41: Comparação dos resultados obtidos nos ensaios das vigas SC-1F e SC-3F.


130



tempo de ensaio. A medição dos deslocamentos, também nesta série, foi realizada através de um

deflectómetro de fio e registaram-se deslocamentos iniciais nas vigas que variaram entre 2,5 e

3,6 mm, apresentando alguma variação relativamente ao deslocamento previsto de 3,25 mm

(L/400). Na Figura 4.42, são ainda apresentadas as curvas dos deslocamentos das vigas

NPCT-1F e SC-1F.

Figura 4.42: Deslocamentos registados a meio vão das vigas pertencentes às séries 1 e 2.

Após apenas 20 s de ensaio, a viga NPST-3F começou a deformar-se a uma taxa muito elevada.

A viga SC-3F começou a deformar-se mais consideravelmente depois de decorridos 8,5 min de

ensaio, sendo que a taxa de deformação registada foi consideravelmente inferior à observada na

viga NPST.

Comparando os resultados das vigas das séries 1 e 2, observou-se que as taxas de deformação

são coerentes. As vigas não protegidas apresentaram taxas de deformação superiores às

registadas nas vigas protegidas, tal como esperado. As curvas das deformações das vigas

NPST-1F e NPST-3F são semelhantes e as curvas das vigas SC-1F e SC-3F também apresentam

andamentos muito parecidos. Tal como mencionado, acidentalmente, no ensaio da viga

NPST-1F apenas foram registados os deslocamentos iniciais.

Como observado na Figura 4.43, a viga protegida com silicato de cálcio resistiu ao fogo durante

46 min, enquanto a viga não protegida colapsou após 8 min de ensaio. Concluiu-se assim que a

exposição ao fogo em três faces acarretou significativas reduções no tempo de rotura das vigas.

A viga protegida com silicato de cálcio, exposta ao fogo nas três faces, colapsou 37 min mais

cedo que no caso da exposição apenas a uma face, correspondendo a um redução de 45% no

tempo de rotura da viga SC. Na viga não protegida pertencente à série 2 o efeito da exposição

nas três faces foi ainda mais gravoso, já que nesta viga se registou uma diminuição de 28 min

em relação ao observado na série 1, o que corresponde a uma redução no tempo de rotura de

80%.


131

Figura 4.43: Tempos de rotura das vigas das séries 1 e 2.

A exposição ao fogo nas três faces causou uma redução considerável no tempo de resistência ao

fogo das vigas, tal como se pode observar na Figura 4.43.



A viga não protegida sem tampa, à semelhança das vigas anteriormente analisadas, apresentou

uma rotura frágil. Neste caso, a rotura exibida pela viga NPST-3F foi diferente das roturas

observadas na série 1, tendo a viga apresentado uma rotura por abaulamento da face lateral e

uma fissura a meio vão na face superior, tal como ilustrado na Figura 4.44.

Figura 4.44: (a) Rotura por abaulamento nas faces laterais, (b) fissura na face superior e (c) vista global

após exposição ao fogo da viga NPST – série 2.

Na Tabela 4.12, encontram-se registadas as temperaturas médias observadas no instante da

rotura da viga NPST. Embora a leitura das temperaturas registadas na viga NPST-3F não tenha

tido a precisão adequada, as temperaturas observadas na rotura da viga NPST-3F fazem crer que

as mesmas foram notoriamente diferentes. Neste caso, a rotura de viga ocorreu por abaulamento

nas faces laterais o que poderá significar que o que condicionou o colapso da mesma foi a

transição vítrea e decomposição da resina polimérica, o que fez com que as faces laterais não

resistissem ao esforço transverso aplicado. No entanto, dado que as temperaturas registadas não

possuíram a precisão adequada e que apenas se ensaiou uma viga de GFRP nestas condições, é

difícil concluir muito mais acerca do modo de rotura da viga NPST-3F, bem como das

temperaturas observadas no instante do colapso.


132



FS FL FI

68 ºC 369 ºC -


A rotura na viga SC sucedeu por compressão da face superior junto a um dos pontos de

aplicação de força, tal como aconteceu nas vigas da série 1, e por corte das faces laterais. Na

Figura 4.45, é ilustrado o aspecto com que a viga SC ficou após a sua exposição ao fogo.

Figura 4.45: (a) Secção da rotura e (b) vista global da viga SC – série 2.

As temperaturas médias observadas no instante da rotura da viga SC-3F encontram-se

apresentadas na Tabela 4.13.



FS FL FI

84 ºC 226 ºC 229 ºC

A viga SC-3F colapsou para temperaturas inferiores às observadas na viga SC-1F. A viga

protegida com silicato de cálcio ensaiada na série 2 colapsou registando temperaturas médias

nas faces superior e lateral de 84 e 226 ºC, respectivamente, enquanto a viga SC-1F colapsou

para temperaturas médias nas faces superior e lateral de 118 e 302 ºC, respectivamente.

4.4.3. Série 3

Na série 3, foram ensaiadas uma viga não protegida sem tampa (NPST-1F) e uma viga

protegida com silicato de cálcio (SC-1F), apresentando-se de seguida os resultados obtidos nesta

série experimental.


133


As vigas que constituem a série 3 foram expostas ao fogo em apenas uma face, tal como

aconteceu com as vigas pertencentes à série 1. O que diferenciou as vigas de ambas as séries foi

apenas o nível de carga aplicado sobre as mesmas.


Na Figura 4.46, são apresentadas as curvas de temperatura do forno registadas nos dois ensaios

relativos à série 3.


Como se pode observar na Figura 4.46, as curvas de temperaturas do forno observadas nos dois

ensaios que constituem esta série experimental foram ambas muito próximas da curva de

incêndio da ISO 834.


A resposta térmica das vigas foi medida através dos termopares colocados nas vigas, os quais

permitiram que se efectuasse a monitorização das temperaturas nos ensaios de resistência ao

fogo.


As temperaturas registadas no decorrer do ensaio da viga NPST pertencente à série 3 são

apresentadas na Figura 4.47. Como se pode observar, a face superior foi a que apresentou

temperaturas mais reduzidas, tendo esta face apresentado uma reduzida amplitude térmica.

Depois de decorridos 1,5 min de ensaio, observou-se o início do aumento das temperaturas na

face superior, aumento esse que se manteve sensivelmente constante até à rotura da viga. As

curvas dos termopares T1, T2 e T3 apresentaram-se coerentes com o que teoricamente seria

previsto e, no final do ensaio, o gradiente térmico observado nesta face rondava 25 ºC.


134


No que respeita à face lateral, as temperaturas nos termopares desta face aumentaram desde o

início do ensaio. Os termopares T4 e T5 aumentaram ao longo de todo o ensaio a uma taxa

relativamente constante, tal como aconteceu com o termopar T6 no qual se observou uma taxa

de aquecimento mais elevada. Os termopares T4, T5 e T6 registaram temperaturas coerentes,

isto é, o termopar T5 registou temperaturas intermédias entre as apresentadas pelos termopares

T4 e T6. No final do ensaio, registou-se um gradiente de temperaturas de 235 ºC na face lateral.


As temperaturas monitorizadas no decorrer do ensaio de resistência ao fogo da viga protegida

com silicato de cálcio são apresentadas na Figura 4.48. Nos primeiros 8 min de ensaio, as

temperaturas registadas pelos termopares colocados na face superior mantiveram-se constantes.

Depois de ultrapassados os primeiros 8 min de ensaio, registou-se um aumento das temperaturas

a uma taxa que se manteve sensivelmente constante até ocorrer o colapso da viga. É de referir

ainda que nesta face os termopares T1, T2 e T3 registaram temperaturas coerentes entre si e que

a amplitude de temperaturas observada nesta face foi muito reduzida, registando-se no final do

ensaio uma diferença de temperaturas de apenas 15 ºC.

Figura 4.48: Temperaturas observadas no ensaio da viga SC – série 3.


135

No que respeita à face lateral, o termopar T4 só começou a registar um aumento de temperaturas

após decorridos 8 min de ensaio e a curva apresentada por este termopar foi muito semelhante

às observadas nos termopares da face superior. Os termopares T5 e T6, embora tenham

registado diferentes temperaturas, apresentaram curvas muito semelhantes. Após 8 min de

ensaio observou-se, primeiramente, um aumento significativo das temperaturas, as quais,

posteriormente, aumentam mais lentamente. Em seguida, depois de decorridos 41,5 min de

ensaio, observou-se novo aumento de temperaturas, a uma taxa próxima da registada no início

do ensaio, que se prolongou até à rotura da viga. Nesta face, as temperaturas registadas pelos

termopares T4, T5 e T6 foram coerentes e, no final do ensaio, o gradiente térmico observado foi

de 130 ºC.

Quanto à face inferior, foi registado um aumento de temperaturas após decorridos 2,5 min de

ensaio e as curvas de temperaturas registadas pelos termopares T7, T8, T9, T10 e T11

apresentaram andamentos muito semelhantes. Embora se tenha observado uma ligeira quebra

das temperaturas entre os 16,5 e os 25 min de ensaio, globalmente, pode-se considerar que a

taxa de aquecimento nesta face foi sensivelmente constante ao longo de todo o ensaio. Também

nesta face se observou que as temperaturas registadas pelos termopares foram coerentes entre si

e que o gradiente térmico observado na face inferior, no final do ensaio, foi de

aproximadamente 175 ºC.




registados pelos termopares em cada uma das faces. Na Figura 4.49, são apresentadas as curvas

das temperaturas médias observadas nas vigas ensaiadas na série 3.

Na face superior da viga SC, as temperaturas médias registadas foram consideravelmente

inferiores às observadas na viga NPST, tendo-se observado, no instante t=1500 s, uma diferença

de temperaturas entre as vigas SC e NPST que rondou 50 ºC, o que representou uma redução

nas temperaturas de aproximadamente 50%.

Na face lateral, a diferença de temperaturas entre as vigas NPST e SC ainda se acentuou mais e,

para t=1500 s, observou-se uma redução nas temperaturas médias de 100 ºC, o que corresponde

a uma redução de 60%.

Figura 4.49: Temperaturas médias observadas nos ensaios das vigas da série 3.


136



tempo de ensaio. A medição dos deslocamentos nas vigas pertencentes à série 3 foi realizada

através de um deflectómetro de fio, tendo-se registado deslocamentos iniciais das vigas que

variaram entre 6,3 e 6,8 mm, apresentando valores superiores ao deslocamento previsto de

5,2 mm (L/250).

Figura 4.50: Deslocamentos registados a meio vão das vigas pertencentes às séries 1 e 3.

Como se pode observar na Figura 4.50, após 60 s de ensaio, a viga NPST começou a

deformar-se a uma taxa relativamente elevada, enquanto a viga SC começou a aumentar de

forma visível a deformação depois de decorridos 9 min de ensaio, sendo que a taxa de

deformação registada na viga protegida foi consideravelmente inferior à observada na viga

NPST. Comparando os resultados das vigas das séries 1 e 3, observou-se que as taxas de

deformação são coerentes. As vigas não protegidas apresentam taxas de deformação superiores

às registadas nas vigas protegidas, tal como esperado. As curvas das deformações das vigas

NPST da série 1 e da série 3 são semelhantes e as curvas das vigas SC da série 1 e da série 3

também apresentam andamentos muito parecidos. Tal como mencionado, no ensaio da viga

NPST da série 1, apenas foram registados os deslocamentos iniciais desta viga. Os tempos de

rotura observados nas duas referidas vigas são apresentados na Figura 4.51.

Figura 4.51: Tempos de rotura das vigas das séries 1 e 3.

Como observado na Figura 4.51, a viga protegida com silicato de cálcio resistiu ao fogo durante

66 min, enquanto a viga não protegida colapsou após 31 min de ensaio. A viga protegida com

silicato de cálcio (série 3) colapsou 35 min depois da viga NPST da série 3, o que significa que

a aplicação do revestimento SC aumentou em aproximadamente 50% o tempo de resistência ao


137

fogo da viga de GFRP. Na viga não protegida pertencente à série 3 registou-se uma diminuição

no tempo de rotura de 5 min em relação ao observado na série 1 (aproximadamente 15%).



Como se pode observar na Figura 4.52, a viga NPST colapsou de forma frágil por compressão

da face superior e por corte das faces laterais, tendo-se registado delaminação nas faces laterais

da referida viga.

Figura 4.52: (a) Rotura por compressão da face superior, (b) delaminação da face lateral e (c) vista global

após exposição ao fogo da viga NPST – série 3.

Na Tabela 4.14, encontram-se registadas as temperaturas médias observadas no instante da

rotura da viga NPST.



FS FL FI

113 ºC 229 ºC -

As temperaturas registadas no instante da rotura da viga NPST (série 3) foram inferiores às

observadas na viga NPST (série 1). Esta relação das temperaturas no instante da rotura das

referidas vigas, segundo ensaios realizados por Pires [4.3], faz sentido já que o aumento da

tensão de compressão no material provoca uma diminuição nas temperaturas de rotura.

Posteriormente, no capítulo 4.4.4.3. esta questão será abordada em maior detalhe.


A viga SC colapsou por compressão da face superior e por corte nas faces laterais junto a um

dos pontos de aplicação de força, tal como se pode observar na Figura 4.53.


138

Figura 4.53: (a) Rotura da face superior por compressão e (b) vista global após exposição ao fogo

da viga SC - série 3.

As temperaturas médias observadas no instante da rotura da viga SC encontram-se apresentadas

na Tabela 4.15.



FS FL FI

117 ºC 202 ºC 387 ºC

À semelhança do que foi mencionado a propósito da viga NPST da série 3, as temperaturas

registadas no instante da rotura da viga SC (série 3) foram inferiores às observadas na viga SC

(série 1), o que faz sentido atendendo à explicação dada.

4.4.4. Discussão dos resultados

Neste capítulo, são discutidos e analisados o efeito do número de faces expostas ao

fogo (4.4.4.1.) e o efeito do nível de carga (4.4.4.2.) na rotura das vigas de GFRP e é realizada

uma síntese comparativa dos resultados obtidos na presente campanha experimental (4.4.4.3.).

4.4.4.1. Efeito do número de faces expostas ao fogo

Na presente dissertação de mestrado, foi definida uma campanha experimental de ensaios de

resistência ao fogo que incluiu diferentes exposições ao fogo de vigas de GFRP. As sete vigas

pertencentes à série 1 foram expostas ao fogo em apenas uma face e permitiram estudar

diferentes soluções de protecção das vigas de GFRP contra o fogo. As vigas pertencentes à

série 2 foram expostas ao fogo em três faces do perfil e, assim sendo, a comparação dos

resultados das vigas NPST-1F e SC-1F (pertencentes à série 1) com os das vigas NPST-3F e

SC-3F (pertencentes à série 2) permitiu estudar o efeito que o número de faces expostas ao fogo

teve no colapso das vigas. Na Tabela 4.16, é apresentada uma síntese dos resultados registados

nas quatro vigas mencionadas.


139

Tabela 4.16: Comparação de resultados entre as séries 1 e 2.

Parâmetro Série 1 Série 2 Série 1 Série 2

Viga NPST-1F vs Viga NPST-3F Viga SC-1F vs Viga SC-3F

Tempo de rotura 36 min 8 min 83 min 46 min

T-m-FS 131 ºC 68 ºC 118 ºC 84 ºC

T-m-FL 289 ºC 369 ºC 302 ºC 226 ºC

T-m-FI - - 452 ºC 229 ºC

Tipo de rotura Compressão na FS e

corte das FL Abaulamento na FL

Compressão na FS e

corte das FL

Compressão na FS e

corte das FL

No que respeita às vigas não protegidas, constatou-se que o facto da exposição ao fogo ter sido

realizada nas três faces acarretou uma considerável redução do tempo de rotura. A viga

NPST-3F colapsou após decorridos apenas 8 min de ensaio, apresentando uma redução no

tempo de rotura superior a 75%, isto em comparação com a viga NPST-1F. A rotura em ambos

os casos foi frágil, no entanto, os tipos de roturas observados foram distintos. A viga não

protegida pertencente à série 1 colapsou por compressão da face superior e por corte das faces

laterais, enquanto a viga não protegida da série 2 colapsou por abaulamento das faces laterais.

As temperaturas médias registadas nas faces superiores foram menores na viga ensaiada na

série 2, contudo as temperaturas médias nas faces laterais foram mais elevadas na série 2.

Também nas vigas protegidas com silicato de cálcio se registou uma expressiva diferença nos

tempos de rotura das vigas protegidas com silicato de cálcio das séries 1 e 2. Neste caso, a

redução no tempo de rotura rondou os 45%. As vigas SC-1F e SC-3F colapsaram bruscamente

sem que houvesse qualquer sinal prévio de colapso e observou-se, em ambos os casos, uma

rotura por compressão da face superior e por corte das faces laterais. No que respeita às

temperaturas médias registadas nos instantes da rotura, observou-se que a viga SC-1F colapsou

a temperaturas mais elevadas do que as registadas na viga SC-3F.

Concluiu-se assim que a exposição ao fogo em três faces das vigas de GFRP acarreta reduções

muito significativas ao nível da resistência ao fogo.

4.4.4.2. Efeito do nível de carga

As vigas pertencentes às séries 1 e 3, como apresentado, foram expostas ao fogo em apenas uma

face, sendo que o que distinguiu estas duas séries experimentais foram os níveis de carga

aplicados sobre as vigas. Nas vigas das séries 1 e 3, foram aplicadas forças que provocaram

deslocamentos a meio vão das vigas de L/400 e de L/250, respectivamente. Deste modo, com a

comparação dos resultados das vigas destas duas séries foi possível estudar o efeito que

diferentes níveis de carga tiveram na resistência ao fogo das vigas de GFRP. Na Tabela 4.17, é

apresentada uma síntese comparativa entre as vigas NPST e SC das séries 1 e 3.

Tabela 4.17: Comparação de resultados entre as séries 1 e 3.

Parâmetro Série 1 Série 3 Série 1 Série 3

Viga NPST-1F vs Viga NPST-1F Viga SC-1F vs Viga SC-1F


T-m-FS 131 ºC 113 ºC 118 ºC 117 ºC

T-m-FL 289 ºC 229 ºC 302 ºC 202 ºC

T-m-FI - - 452 ºC 387 ºC

Tipo de rotura Compressão na FS e

corte das FL Compressão na FS e



corte das FL

O aumento do nível de carga provocou uma diferença de 5 min no tempo de rotura das vigas

não protegidas, ou seja, uma redução de aproximadamente 15% no tempo de rotura. As


140

temperaturas médias registadas na viga NPST-1F (série 1) no instante da rotura foram

ligeiramente superiores às observadas na viga NPST-1F (série 3), tal como ilustrado na Tabela

4.17. As roturas nas duas referidas vigas ocorreram por compressão das faces superiores e por

compressão das faces laterais.

Nas vigas SC-1F das séries 1 e 3, observou-se também que o aumento do nível de carga

instalado sobre as vigas causou um colapso prematuro da viga SC-1F (série 3). A diferença

registada no tempo de rotura foi de 17 min, correspondendo a uma redução de 20% no tempo de

rotura. Quanto às temperaturas nos instantes das roturas, nas faces superiores as temperaturas

médias foram muito semelhantes, no entanto nas faces laterais e inferiores observou-se uma

diferença significativa das temperaturas, tal como apresentado na Tabela 4.17. Nestas duas

vigas, a rotura também ocorreu por compressão das faces superiores e por compressão das faces

laterais.

4.4.4.3. Síntese comparativa

Tempos de resistência ao fogo

Os tempos de rotura registados nos vários ensaios de resistência ao fogo realizados na presente

campanha experimental são apresentados na Figura 4.54.

Figura 4.54: Comparação dos tempos de rotura [min] registados nas séries 1, 2 e 3.

No que respeita à série 1, através dos ensaios realizados, concluiu-se que as melhores soluções

de protecção contra o fogo foram as de silicato de cálcio e de lã de rocha, tendo-se registado

tempos de resistência ao fogo superiores as 80 min. A viga protegida com tinta intumescente,

em contrapartida, foi a que apresentou pior desempenho em relação às restantes vigas protegidas

da série 1. Quanto à viga não protegida, o colapso da mesma ocorreu após decorridos 36 min de

ensaio. Atendendo aos tempos de rotura apresentados, concluiu-se que a protecção contra o fogo

das vigas de GFRP melhorou significativamente o comportamento ao fogo das mesmas.

Comparando as vigas NPST e SC, constatou-se que o tempo de resistência ao fogo mais do que

duplicou graças à protecção aplicada, o que demonstra uma expressiva melhoria no

comportamento ao fogo das vigas de GFRP.

As vigas NPST e SC, quando expostas ao fogo em três faces, apresentaram significativas

reduções nos tempos de resistência ao fogo, tal como se pode observar na Figura 4.54. Na viga

não protegida, pertencente à série 2, a rotura ocorreu após apenas 8 min de ensaio, apresentando

uma expressiva redução de 78% no tempo de rotura, em comparação com 36 min de resistência


141

ao fogo exibidos pela viga NPST da série 1. A viga protegida com silicato de cálcio também

apresentou uma considerável redução no tempo de rotura (aproximadamente 45%) devendo-se,

no entanto, salientar que a protecção com silicato de cálcio permitiu aumentar em 83% o tempo

de rotura da uma viga de GFRP exposta ao fogo em três faces, comparando com os 8 min de

resistência ao fogo apresentados pela viga NPST (série 2).

Para finalizar a comparação dos tempos de resistência ao fogo registados, interessa ainda

comentar o efeito que o aumento no nível de carga teve relativamente aos tempos de rotura

observados. A viga não protegida da série 3 quando carregada com um peso total de 1870 kgf,

colapsou depois de decorridos 31 min de ensaio. A diferença observada nos tempos de rotura

das duas referidas vigas foi reduzida, tendo-se registado uma redução de 5 min. Nas vigas SC

das séries 1 e 3, observou-se uma diferença de 17 min no tempo de rotura, diferença superior à

apresentada nas vigas não protegidas. No entanto, verificou-se que o quociente entre os tempos

de rotura das vigas NPST e SC da série 1 foi 2,3 e que o quociente entre os tempos de roturas

das vigas NPST e SC da série 3 foi 2,1. O facto de os quocientes apresentados serem tão

próximos significa que o aumento no nível de carga provocou uma diminuição proporcional nos

tempos de rotura das quatro vigas em questão.

Temperaturas médias na rotura (série 1)

Na Tabela 4.18, são apresentadas as temperaturas médias registadas no instante da rotura dos

ensaios das vigas pertencentes à série 1.

Tabela 4.18: Temperaturas médias registadas na rotura das vigas da série 1.

Viga Temperaturas médias na rotura Modo de

rotura T-m-FS T-m-FL T-m-FI

NPST 131 ºC 289 ºC 390 ºC1

Compressão na FS e corte

das FL

AC 128 ºC 259 ºC 695 ºC

RW 136 ºC 217 ºC 557 ºC

SC 118 ºC 302 ºC 452 ºC

TEC 131 ºC 284 ºC 697 ºC

TI 145 ºC 272 ºC 727 ºC

Valores médios 132 ºC 270 ºC 586 ºC

As seis vigas apresentadas colapsaram por compressão das faces superiores e por corte nas faces

laterais e, como se pode observar na Tabela 4.18, na série 1, a média de temperaturas nas faces

superiores nos instantes da rotura foi 132 ºC, apresentando um desvio máximo de 14 ºC. Nesta

série experimental, verificou-se que os modos de rotura foram iguais e que as mesmas

ocorreram quando as temperaturas médias nas faces superiores se aproximavam da temperatura

de transição vítrea (140 ºC) do material GFRP. No que respeita às temperaturas médias de

colapso nas faces laterais e inferiores, observou-se que as mesmas tomaram os valores de 270 e

de 586 ºC, respectivamente. Embora as temperaturas médias nas faces inferiores tivessem

rondado 600 ºC, a rotura não ocorreu por tracção nas faces inferiores, já que nestas faces as

fibras longitudinais (fibras de vidro) que constituíam as vigas de GFRP se encontravam

ancoradas nas extremidades das mesmas, que foram mantidas à temperatura ambiente. A

1 Valor de temperatura obtido através da viga NPCT ensaiada na série 1.


142

referida ancoragem e o facto de a temperatura de amolecimento das fibras de vidro ser superior

a 600 ºC, fizeram com que as faces inferiores mantivessem uma parte considerável da sua

capacidade resistente à tracção.

Temperaturas médias na rotura (séries 1 e 2)

Na Tabela 4.19, são apresentadas as temperaturas médias registadas no instante da rotura dos

ensaios das vigas pertencentes às séries 1 e 2.

Tabela 4.19: Temperaturas médias registadas na rotura das vigas das séries 1 e 2.

Viga Parâmetro Série 1 Série 2

NPST

T-m-FS 131 ºC 68 ºC

T-m-FL 289 ºC 369 ºC

T-m-FI 390 ºC 262 ºC2

SC



T-m-FI 452 ºC 229 ºC

Comparando os resultados das vigas NPST e SC das séries 1 e 2, concluiu-se que, em geral, as

temperatural médias na rotura foram mais reduzidas nas vigas pertencentes à série 2, as quais

foram expostas ao fogo em três faces. As temperaturas médias registadas na face lateral da viga

NPST foram ligeiramente superiores às observadas na viga NPCT, o que poderá estar

relacionado com o modo como os termopares da face lateral da viga NPST foram colocados.

Contudo, o abaulamento observado nas faces laterais no instante da rotura foi coerente com as

elevadas temperaturas apresentadas pelos termopares colocados na face lateral.

Na série 2, apenas foram ensaiadas até à rotura duas vigas, as quais apresentaram diferentes

modos de rotura. Os resultados obtidos mostram que a exposição às três faces acarretou

significativas reduções nos tempos de resistência ao fogo. Na exposição ao fogo nas três faces,

as vigas colapsaram a temperaturas inferiores às verificadas nas vigas expostas a apenas uma

face.

Temperaturas médias na rotura (séries 1 e 3)

As temperaturas médias registadas nos instantes das roturas dos ensaios das vigas pertencentes

às séries 1 e 3 são apresentadas em seguida na Tabela 4.20.

Tabela 4.20: Temperaturas médias registadas na rotura das vigas das séries 1 e 3.

Viga Parâmetro Série 1 Série 3

NPST



T-m-FI 390 ºC 355 ºC3

SC



T-m-FI 452 ºC 387 ºC

2 Valor de temperatura obtido através da viga NPCT ensaiada na série 2. 3 Valor de temperatura obtido através da viga NPCT ensaiada na série 1.


143

As vigas NPST e SC ensaiadas nas séries 1 e 3 apenas diferiram no nível de carga aplicado

sobre as mesmas. Pires [4.3] estudou a resistência à compressão do material GFRP em função

da temperatura e observou que o aumento da temperatura causava uma diminuição da

resistência à compressão (Figura 4.55), devido à transição vítrea da matriz polimérica do

material. A matriz polimérica, como referido no capítulo 2, é essencial na resistência à

compressão do material e, como tal, quando se inicia a sua transição vítrea ocorre uma

consequente redução da resistência à compressão. Como a maioria das vigas mencionadas

colapsou por compressão nas faces superiores, aproveitando os resultados obtidos por Pires, foi

possível efectuar uma análise comparativa dos resultados obtidos nas séries 1 e 3.

Na Figura 4.55, é apresenta a resistência à compressão (MPa) em função da temperatura e,

como tal, para comparar os resultados obtidos por Pires com os resultados obtidos na presente

campanha experimental teve de se estimar as tensões de compressão instaladas nas faces

superiores. Assim, em seguida, é apresentada uma síntese dos cálculos efectuados para

determinar a referida tensão de compressão, tal como se pode observar na Tabela 4.21.

Tabela 4.21: Cálculo dos momentos flectores máximos (M) e das tensões de compressão nas faces

superiores (σcompressão) das vigas ensaiadas nas séries 1 e 3.

Série 1 (L/400) Série 3 (L/250)

Ptotal 11,7 kN 18,7 kN

Mmáx (P=Ptotal) 2,5 kN.m 4,1 kN.m

σcompressão 30,3 MPa 48,4 MPa

Trotura por compressão ≈170 ºC ≈130 ºC

Figura 4.55: Resistência à compressão do material GFRP em função da temperatura [4.3].

Como se pode observar na Figura 4.55, quanto menor a tensão de compressão maior é a

temperatura de rotura. Embora não exista uma total correlação entre os resultados obtidos por

Pires e os resultados obtidos na presente campanha experimental, confirma-se que os resultados

obtidos nas séries 1 e 3 são coerentes, ou seja, as vigas da série 1 colapsaram para temperaturas

ligeiramente superiores às observadas nas vigas da série 3.

Embora não tenha sido calculada a tensão de corte a que as vigas de GFRP estiveram sujeitas

devido ao esforço transverso aplicado sobre as mesmas, o esforço transverso também

influenciou a rotura das vigas e que o estado de tensão induzido simultaneamente pelos esforços

de compressão e pelos esforços transversos também terá condicionado o colapso das vigas.


144

Comparação dos resultados com Correia

Correia [4.1] estudou o comportamento ao fogo de vigas de GFRP, tal como na presente

campanha experimental. Assim sendo, interessa portanto comparar os tempos de resistência ao

fogo, bem como as temperaturas médias registadas ao logo dos ensaios. A disposição dos

termopares na presente campanha experimental foi exactamente igual à adoptada nos ensaios de

resistência ao fogo realizados por Correia, diferindo unicamente a distância entre os apoios.

Correia ensaiou as suas vigas utilizando um esquema de ensaio caracterizado por uma distância

entre apoios de 1,5 m, enquanto na presente campanha experimental o vão livre entre apoios

adoptado foi de 1,3 m.

Na Figura 4.56, são apresentadas as temperaturas médias registadas em cada uma das faces nos

ensaios de resistência ao fogo das vigas não protegida e protegida com silicato de cálcio

ensaiadas por Correia (*). Na Figura 4.56, são ainda apresentadas as temperaturas médias

registadas nas vigas NPST e SC pertencentes à série 1, permitindo deste modo que se comparem

os resultados obtidos.

Figura 4.56: Comparação dos resultados obtidos na presente campanha experimental com os resultados obtidos por Correia (*).

Como se pode observar na Figura 4.56, as curvas de temperaturas registadas nas duas

campanhas experimentais não foram coincidentes, destacando-se a diferença de temperaturas

observada nas faces inferiores das vigas protegidas com silicato de cálcio. Existem inúmeros

factores, nomeadamente a aplicação da protecção e a colocação dos termopares, que poderão

explicar as diferenças observadas e, como tal, não é possível justificar esta diferença de

resultados. Na Tabela 4.22, são apresentadas as temperaturas médias registadas nas roturas das

vigas em análise, bem como os seus respectivos tempos de resistência ao fogo.

Tabela 4.22: Comparação entre os resultados obtidos na série 1 e os resultados obtidos por Correia.

Parâmetro Série 1 Correia Série 1 Correia

Viga NPST vs Viga NPST Viga SC vs Viga SC


T-m-FS 131 ºC 166 ºC 118 ºC 151 ºC

T-m-FL 289 ºC 239 ºC 302 ºC 328 ºC

T-m-FI - - 452 ºC 716 ºC


145

No que respeita aos tempos de resistência o fogo, a viga não protegida ensaiada por Correia

colapsou após decorridos 38 min de ensaio, tempo de rotura muito próximo do verificado na

viga NPST da série 1. Estas duas vigas não protegidas colapsaram por compressão na face

superior e apresentaram uma diferença de temperaturas nesta face de 35 ºC. Calculando a média

entre T-m-FS (série 1) e T-m-FS (Correia), conclui-se que a temperatura média de rotura na face

superior foi 149 ºC, temperatura muito próxima da temperatura de transição vítrea (140 ºC) do

material GFRP. Nas faces laterais, observou-se que as temperaturas registadas na viga NPST da

série 1 foram superiores às apresentadas na viga não protegida ensaiada por Correia.

Nas vigas protegidas com silicato de cálcio, verificou-se uma significativa diferença nos tempos

de resistência ao fogo. As temperaturas registadas na rotura da viga SC (série 1) foram

ligeiramente inferiores às observadas na viga protegida com silicato de cálcio ensaiada por

Correia, o que poderá justificar o maior tempo de resistência ao fogo observado na viga SC

pertencente à série 1. Como exposto na Tabela 4.22, as temperaturas registadas nas faces

superiores das vigas protegidas com silicato de cálcio, no instante da rotura, apresentaram uma

temperatura média de 135 ºC, temperatura que, mais uma vez, foi muito próxima da Tg do

material.

Análise comparativa entre preço e eficácia das protecções

A comparação da eficácia das protecções aplicadas foi realizada como descrito em seguida.

Primeiramente, determinou-se a percentagem de tempo de resistência ao fogo ganho

relativamente ao tempo de rotura da viga NPST, tal como apresentado na expressão 4.3.

100)(

)()([%]

NPSTvigat

NPSTvigatprotegidavigatGRF

rotura

roturarotura (4.2)

Em seguida, tendo determinado o ganho de resistência ao fogo (GRF), estimou-se o ganho de

resistência ao fogo por mm de espessura de revestimento (GRFU), tal como apresentado na

Tabela 4.23.

Tabela 4.23: Cálculos do GRF, do GRFU e do parâmetro “Protecção”.

Protecção Espessura

aplicada [mm]

GRF

[%]

GRFU

[%/mm]

Preço

[€/m2]

Preço*

[€/mm]

Protecção

[€/1%GRF]

AC 25 52% 2% 7,00 0,28 13,46

RW 25 56% 2% 7,00 0,28 12,50

SC 25 57% 2% 95,00 3,80 166,67

TEC 2 43% 22% 23,00 11,50 53,49

TI 2 29% 15% 20,00 10,00 68,97

Considerando os preços por metro quadrado apresentados na Tabela 4.23, determinou-se o

preço unitário por mm de espessura de protecção. A eficácia dos revestimentos foi ponderada

apresentando uma relação entre o preço da protecção e o ganho na resistência ao fogo

relativamente à solução não protegida.

Considerando os preços por metro quadrado apresentados e o parâmetro “protecção” calculado,

conclui-se que as duas protecções mais eficientes são o aglomerado de cortiça e a lã de rocha.

Atendendo à análise efectuada, a protecção com silicato de cálcio, embora tenha sido a que

apresentou maior tempo de resistência ao fogo, é classificada como sendo a protecção contra o

fogo que apresentou pior relação entre preço e desempenho.


146

4.4.5. Regulamentação e campo de aplicação

De acordo com as normas, quer portuguesas [4.4], quer europeias [4.5], a resistência ao fogo

dos materiais utilizados como elementos construtivos deve satisfazer os seguintes critérios:

capacidade de carga resistente (R) – os materiais devem ter a capacidade de suportarem

as cargas satisfazendo determinados níveis de deformação que são considerados como

condicionantes à sua utilização;

integridade (E) – os materiais devem ter a capacidade de impedir que na face não

exposta ao fogo ocorra propagação de chamas, libertação de calor ou emissão de gases

resultantes da combustão do material;

isolamento (I) – os materiais devem ter a capacidade de evitar que na superfície não

exposta ao fogo as temperaturas, em média, aumentem mais do que 140 ºC ou, em

qualquer ponto, mais do que 180 ºC, relativamente à temperatura inicial do material.

Em elementos que funcionem à flexão, como por exemplo vigas, os critérios de capacidade de

carga resistente a satisfazer são o deslocamento máximo a meio vão (δmáx) e a taxa máxima de

deslocamento a meio vão Δδ Δ á . Na Tabela 4.24, são apresentadas as condições relativas

às deformações admissíveis em vigas atendendo ao critério de capacidade de carga resistente

referido [4.1].

Tabela 4.24: Critério de capacidade de carga resistente para vigas.

Normas Deslocamento Taxa de deslocamento

Portuguesas

Europeias

O deslocamento máximo a meio vão registado nos ensaios de resistência ao fogo das vigas da

série 1 foi inferior a 30 mm, o que respeita as condições dos deslocamentos máximos

apresentadas na tabela anterior, e a taxa de deformação máxima obtida foi inferior a 1 mm/min,

o que também satisfaz as condições das taxas de deslocamento apresentadas na Tabela 4.24.

Os três critérios apresentados anteriormente foram cumpridos nos ensaios de resistência ao fogo

realizados. As vigas ensaiadas podem ser classificadas em função dos seus tempos de resistência

ao fogo, sendo que usualmente essa classificação é realizada atribuindo um dos seguintes

patamares: 15, 20, 30, 45, 60, 90, 120, 180 e 360 (min). Atendendo aos resultados obtidos na

presente campanha experimental e aos critérios mencionados, é apresentada na Tabela 4.25 a

classificação que foi atribuída a cada uma das vigas ensaiadas na série 1.

Tabela 4.25: Classificação do comportamento ao fogo das vigas ensaiadas na série 1.

Viga Classificação

NPST REI 30

TI REI 45

AC, RW, SC e TEC REI 60

De modo análogo, apresenta-se na Tabela 4.26 a classificação atribuída a cada uma das vigas

pertencentes às séries 2 e 3.


147

Tabela 4.26: Classificação do comportamento ao fogo das vigas ensaiadas nas séries 2 e 3.

Viga Classificação

NPST (série 2) -

SC (série 2) REI 45

NPST (série 3) REI 30

SC (série 3) REI 60

4.5. Referências




[4.2] – F.F. Nunes, “Comportamento estrutural de perfis pultrudidos de GFRP reforçados com

mantas de CFRP”, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico,

Universidade Técnica de Lisboa, 2012.

[4.3] – M. Gomes, J.R. Correia, J. Pires.; F. Branco, “Small-scale compressive tests on GFRP

pultruded laminates at elevated temperature”, Projecto PTDC/ECM/100779/2008 – “Fire

Protection Systems for GFRP Pultruded Profiles – Fire – FRP”, 2012.

[4.4] – Especificação E364, “Segurança ao fogo. Resistência ao fogo dos elementos

construtivos. Métodos de ensaio e critérios de classificação”, Laboratório Nacional de

Engenharia Civil, Lisboa, 1990.

[4.5] – EN 1363-1, “Fire resistance tests. Part 1: General requirements”, European Comittee for

Standardization, Bruxelas, 2012.


148

Capítulo 5 – Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros

149

5. Capítulo 5 – Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos

futuros

5.1. Conclusões

Em termos gerais, pode-se concluir que os objectivos inicialmente estipulados para a presente

dissertação foram alcançados. Para estudar o comportamento ao fogo de vigas de compósito de

GFRP com secção transversal tubular quadrada, foi realizada uma campanha experimental que,

complementada com um estudo bibliográfico, permitiu atingir os objectivos inicialmente

propostos.

No que respeita aos ensaios DSC/TGA, concluiu-se que o material GFRP utilizado na presente

campanha experimental apresentou um comportamento distinto dependendo do ambiente em

que ocorre a decomposição do material. Na presença de ar atmosférico, a reacção de

decomposição do material GFRP ocorreu libertando-se energia (reacção exotérmica), enquanto

na presença de azoto se registou uma reacção de decomposição endotérmica. Observou-se ainda

que o material compósito se caracterizou por apresentar uma temperatura de decomposição que

rondou 370 ºC, correspondendo a mesma à temperatura para a qual a percentagem de massa

perdida é igual a metade da percentagem de massa total perdida. A temperatura de

decomposição inicial rondou 315 ºC, correspondendo a mesma à temperatura para a qual a

percentagem de massa perdida é igual a 5%. Finalmente, obteve-se uma fracção de massa

inorgânica de aproximadamente 70%.

Quanto aos resultados obtidos nos ensaios DSC/TGA realizados em amostras dos materiais

utilizados como protecção contra o fogo, concluiu-se que o aglomerado de cortiça foi o material

que apresentou maior fluxo de calor libertado e maior percentagem de massa perdida. Em

oposição, a lã de rocha foi o material que apresentou menor perda de massa e menor fluxo de

calor. Para os parâmetros referidos, também o silicato de cálcio apresentou resultados muito

interessantes no que respeita ao seu comportamento termo-físico.

Nos ensaios de flexão à temperatura ambiente, foram ensaiadas três vigas de GFRP. Foram

ensaiadas duas vigas à flexão com o intuito de aferir o efeito que a introdução de uma tampa na

face superior do perfil tinha sobre a capacidade resistente da viga. A viga sem tampa colapsou

para uma carga de 106 kN, enquanto a viga com tampa colapsou para uma carga de 72 kN, pelo

que se concluiu que a introdução de uma tampa no perfil causava uma considerável redução

(32%) na capacidade resistente da viga de GFRP. Nestas duas vigas, a meio vão das mesmas,

foram medidos os deslocamentos verticais e as extensões nas faces superiores e inferiores, o que

permitiu estimar alguns parâmetros de resistência e de rigidez. A viga com tampa, ao contrário

do que seria de esperar à partida, apresentou uma rigidez superior à rigidez observada na viga

sem tampa, o que foi associado à variabilidade nas propriedades mecânicas deste tipo de perfis

tubulares de GFRP.

A terceira viga ensaiada à flexão teve como objectivo a determinação do nível de carga a aplicar

nos ensaios de resistência ao fogo. Com este ensaio, determinou-se que nos ensaios de

resistência ao fogo se utilizariam pesos de 1170 e 1870 kgf, aos quais correspondem flechas a

meio vão de L/400 e de L/250, respectivamente. As curvas de força-deslocamento registadas

nos três ensaios de flexão à temperatura ambiente permitiram observar que o material GFRP

apresentou um comportamento elástico-linear e frágil. A viga com tampa colapsou após se ter

observado um destacamento da tampa que tinha sido colada na face superior do perfil, enquanto


150

as vigas sem tampa colapsaram sob um dos pontos de aplicação de carga por corte das faces

laterais.

A campanha experimental relativa aos ensaios de resistência ao fogo foi constituída por três

séries experimentais. Na série 1, foram ensaiadas sete vigas com secção tubular quadrada, duas

não protegidas e cinco protegidas contra o fogo, as quais foram expostas ao fogo apenas numa

face e sujeitas a uma carga de serviço correspondente a uma flecha a meio vão de L/400. A viga

não protegida foi a única das vigas pertencentes à série 1 em que a rotura ocorreu a meio vão;

nas restantes vigas, a rotura ocorreu sob um dos pontos de aplicação de força. Em todos os

ensaios realizados nesta série experimental, o colapso das vigas ocorreu sempre de modo brusco

e exibindo roturas frágeis. Observou-se ainda que as roturas ocorreram todas por compressão

das faces superiores e, com excepção da viga não protegida, também por corte das faces laterais.

Nos instantes das roturas, as temperaturas médias registadas nas faces superiores, laterais e

inferiores foram 132, 270 e 626 ºC, respectivamente. Atendendo aos valores apresentados,

concluiu-se que, nas vigas de GFRP pertencentes à série 1 expostas ao fogo apenas numa face (a

inferior), a rotura ocorreu sempre por compressão nas faces superiores quando as mesmas se

encontravam a temperaturas próximas da temperatura de transição vítrea do material o que, na

maioria dos casos, foi acompanhada por rotura por corte da parte superior das faces laterais.

Tendo em conta os tempos de rotura observados, concluiu-se que a protecção contra o fogo das

vigas de GFRP melhorou significativamente o comportamento ao fogo destes elementos. O

silicato de cálcio, a lã de rocha e o aglomerado de cortiça apresentaram-se como as melhores

soluções para a protecção das vigas de GFRP. A viga protegida com silicato de cálcio

apresentou um tempo de resistência ao fogo (83 min) que foi 47 min superior ao registado na

viga não protegida (NPST, 36 min), ou seja, a viga SC resistiu ao fogo mais do que o dobro do

tempo de resistência da viga NPST. Já as soluções intumescentes, com menores espessuras,

foram as protecções que apresentaram tempos de resistência ao fogo inferiores, sobretudo a tinta

intumescente.

Na série 2, foram ensaiadas três vigas de GFRP, duas não protegidas e outra protegida contra o

fogo com silicato de cálcio, as quais foram expostas ao fogo em três faces e sujeitas a uma carga

de serviço correspondente a uma flecha a meio vão de L/400. A viga não protegida apresentou

uma rotura por abaulamento/instabilidade da face lateral, enquanto a viga protegida com silicato

de cálcio apresentou uma rotura por compressão da face superior e por corte das faces laterais,

tendo-se registado em ambos os casos um colapso instantâneo e uma rotura frágil. Como na

série 2 só se registaram as temperaturas médias na rotura em duas vigas e a dispersão de

resultados foi significativa, denotou-se alguma dificuldade em padronizar as temperaturas de

rotura. Contudo, concluiu-se que as temperaturas de rotura nas faces superiores das vigas

pertencentes à série 2 foram consideravelmente inferiores às observadas na série 1. A viga não

protegida exposta ao fogo nas três faces colapsou após 8 min de ensaio e, como tal, a utilização

de uma viga de GFRP exposta ao fogo em três faces apresenta-se como uma solução com um

deficiente comportamento ao fogo. A protecção com silicato de cálcio, mais uma vez,

demonstrou ser muito eficiente já que o tempo de rotura foi aproximadamente seis vezes maior

do que o registado na viga não protegida. Contudo, observou-se uma diferença de cerca de 50%

nos tempos de rotura das vigas protegidas com silicato de cálcio da série 1 (83 min) e da série 2

(46 min), o que significa que também na viga protegida com silicato de cálcio o tempo de rotura

é claramente influenciado pelo tipo de exposição a que a viga é submetida.

Foi ainda realizada uma terceira série experimental relativa aos ensaios de resistência ao fogo,

na qual foram ensaiadas duas vigas de GFRP, uma não protegida e outra protegida com silicato

de cálcio. Na série 3, as vigas foram expostas ao fogo apenas numa face, tal como na primeira


151

série, e sujeitas a uma carga de serviço correspondente a uma flecha a meio vão de L/250. As

vigas pertencentes à série 3 colapsaram, bruscamente, por compressão das faces superiores e por

corte das faces laterais. Nesta série, a viga protegida com silicato de cálcio colapsou após

66 min de ensaio, correspondendo a um aumento de aproximadamente 50% no tempo de rotura

relativamente aos 31 min exibidos pela viga não protegida. As vigas ensaiadas nesta terceira

série experimental apresentaram temperaturas médias na rotura, quer nas faces superiores, quer

nas faces laterais, muito semelhantes entre si. O material GFRP apresenta uma resistência à

compressão que varia em função da temperatura, em que, quanto maior for a tensão aplicada no

material, menor será a temperatura de rotura no mesmo. Este comportamento está de acordo

com o facto de as temperaturas médias na rotura das vigas não protegida e protegida com

silicato de cálcio da série 1 terem sido ligeiramente superiores às registadas nas vigas ensaiadas

na série 3.

Actualmente, o estado do conhecimento relativamente ao material GFRP ainda é escasso. Este

compósito evidencia alguns inconvenientes, nomeadamente o seu deficiente comportamento ao

fogo e o seu comportamento elástico-linear e frágil. Contudo, este material permite uma

construção mais rápida, possui um reduzido peso próprio (o que pode ser interessante para a

reabilitação e reforço de estruturas) e apresenta uma maior durabilidade comparativamente com

os materiais tradicionais (aço e betão armado), o que se traduz num menor custo em termos de

ciclo de vida das estruturas. Se, de futuro, forem reduzidos os custos de produção do material

GFRP, se foram criados novos modelos estruturais que se adaptem melhor às características do

material e se forem contornados os pontos fracos que o mesmo apresenta, a utilização do

material GFRP pode vir a aumentar significativamente, podendo o mesmo ganhar uma maior

importância ao nível do sector da construção.

5.2. Perspectivas de desenvolvimentos futuros

Embora globalmente os objectivos da presente dissertação tenham sido alcançados com sucesso,

existem alguns aspectos que futuramente poderão vir a complementar o estudo realizado,

contribuindo para uma melhor compreensão do comportamento ao fogo de vigas de compósito

de GFRP. Neste capítulo, são apresentadas algumas sugestões que poderão vir a ser

consideradas como futuros desenvolvimentos.

estudos experimentais semelhantes ao apresentado neste documento, incluindo uma

repetição dos ensaios realizados de modo a permitir ou não a confirmação dos

resultados apresentados na presente dissertação. Destaca-se a importância de estudar

melhor o comportamento ao fogo de vigas de GFRP expostas ao fogo em três faces;

estudos experimentais que permitam avaliar os gases libertados pelo material GFRP

aquando da sua exposição ao fogo e consequente combustão do mesmo, o que poderá

condicionar a sua aplicação dada a toxicidade do fumo libertado pelo material;

desenvolvimento de novos sistemas de protecção que permitam melhorar o

comportamento ao fogo dos elementos em GFRP, sugerindo-se o estudo de novas

soluções de protecção contra o fogo, nomeadamente novos materiais ou a combinação

de diferentes materiais;

elaboração de modelos analíticos e numéricos que simulem o comportamento ao fogo

de vigas de compósito de GFRP, que permitam estimar as temperaturas nas várias

secções da viga e que possibilitem uma previsão do tempo de resistência ao fogo das

vigas dependendo do tipo de protecção aplicada (caso a viga seja protegida contra o

fogo).


152


153

Anexos

A.1

Anexos


A.2

Anexos

A.3

Anexo A: Ficha técnica do silicato de cálcio


A.4

Anexos

A.5

Anexo B: Ficha técnica da manta intumescente


A.6

Anexos

A.7

Anexo C: Ficha técnica da tinta intumescente


A.8