SIMULAÇÃO DO COMPORTAMENTO AO FOGO DE PILARES DE AÇO EM CONTATO COM ALVENARIA

26 a 30 de mayo de 2008 - Santiago - Chile

www.asaee.org.br

SIMULAÇÃO DO COMPORTAMENTO AO FOGO DE PILARES DE AÇO EM CONTATO

COM ALVENARIA

SIMULATION ON FIRE BEHAVIOR OF STEEL COLUMNS EMBEDDED ON WALLS

Valdir Pignatta e Silva (1), António M. Correia (2) e João Paulo C. Rodrigues (3)

(1) Professor Doutor, Departamento de Engenharia de Estruturas e Geotécnica, Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, Brasil

(2) Doutorando da Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade de Coimbra, Docente da Escola Superior de Tecnol. e Gestão de Oliveira do Hospital, Instit. Politécn. de Coimbra, Portugal (3) Professor Doutor, Departamento de Engenharia Civil, Faculdade de Ciências e Tecnologia da

Universidade de Coimbra, Portugal Av. Prof. Almeida Prado, trav.2, n°271 - Edifício da Engenharia Civil - Cidade Universitária -

05508-900 São Paulo, Brasil - [email protected]

RESUMO Os elementos de aço perdem capacidade resistente quando aquecidos, em incêndio. Consegue-se aumentar a resistência ao fogo das estruturas de aço empregando materiais de revestimento contra fogo ou integrando-as a alvenarias. As alvenarias, por um lado, têm uma influência favorável na resistência de fogo dos pilares de aço porque protegem uma grande parte de sua superfície lateral contra o fogo, mas, por outro lado, têm uma influência desfavorável devido ao efeito do gradiente térmico. Os métodos simplificados de dimensionamento propostos pela parte 1.2 do EUROCODE 3 [1] não consideram esses fatos, permitindo tão somente a avaliação da resistência ao fogo para distribuição uniforme de temperaturas. A avaliação da influência das alvenarias no aquecimento dos pilares reveste-se, portanto, de grande importância. Nessa norma européia, a seção de aço exposta ao fogo é caracterizada pelo fator de massividade e são apresentadas maneiras de se determinar os fatores de massividade para algumas situações, mas, é considerada somente uma situação de elementos de aço em contato com paredes. O Laboratório de Ensaio de Materiais e Estruturas da Universidade de Coimbra vem realizando diversos ensaios de comportamento ao fogo de pilares laminados de aço em contato com paredes, em forno vertical. Situações de proteção total ou parcial de alma ou mesa e em duas posições relativas da alma, perpendicular ou paralela ao forno foram ensaiadas. Neste trabalho de cunho numérico-experimental serão apresentadas comparações entre as simulações numéricas executadas com o programa de elementos finitos Super Tempcalc e os ensaios experimentais. Palavras-chave: incêndio, aço, pilar, resistência ao fogo, proteção, parede ABSTRACT The fire resistance of steel structures can be improved by protecting them with insulating materials or embedding the elements on walls. The walls, on one hand, have a favourable influence on the fire resistance of the steel sections because they protect a large part of its lateral surface from heating, but on the other hand, they will have an unfavourable influence because they lead to differential heating of the cross-section. The design methods considered in the Eurocode 3 part 1.2 do not take into account this fact and the fire resistance is determined as if the heating were uniform.

XXXIII Jornadas Sudamericanas de Ingenieria Estructural


The influence of the building walls on the heating of the steel sections is of so great importance to assess. In EUROCODE 3 part 1.2 [1] the area of the steel section exposed to fire is characterized by the section factor. Section factors are presented for the common situations of protected and unprotected steel sections. However only one situation is presented for the case of steel elements partially embedded on building walls. In this paper, the results of several fire resistance tests carried out in steel columns embedded on walls, in progress at the Laboratory of Testing Materials and Structures of the University of Coimbra, are presented. The evolution of temperatures registered in the specimens, are compared with the ones obtained in numeric simulations performed with the finite element program Super Tempcalc. Keywords: fire, steel, column, protection, wall

1 INTRODUÇÃO

Os materiais estruturais perdem resistência quando submetidos a altas temperaturas, em

incêndio. A distribuição de temperaturas pode ser considerada uniforme, em elementos estruturais isolados, esbeltos e de alta condutividade térmica, como o aço ou o alumínio. Essa temperatura pode ser determinada, com satisfatória precisão, por processos simplificados (EUROCODE 3 [1], NBR 14323:1999 [2], SILVA [3]). No entanto, é freqüente encontrar-se os elementos estruturais em contato com elementos robustos, tais como lajes ou alvenarias. Nessa situação, a absorção de calor por parte dos elementos robustos (“sink effect”) leva à não-uniformidade na distribuição de temperaturas, com valor médio inferior ao do caso das estruturas isoladas. O emprego dos métodos simplificados para a determinação da temperatura média pode conduzir a valores muito acima dos reais. Por outro lado, o gradiente térmico gerado pela não-uniformidade de temperaturas causa esforços adicionais nos elementos estruturais, que não são considerados nos métodos simplificados de dimensionamento (EUROCODE 3 [1], NBR 14323:1999 [2]). Neste trabalho foram estudadas algumas situações de pilares de aço com seção transversal em forma de “I” em contato com alvenaria e submetidos a aquecimento em apenas um lado. Foram desenvolvidas análises numérica, empregando o programa de computador Super Tempcalc, e experimental desenvolvida no Laboratório de Ensaio de Materiais e Estruturas da Universidade de Coimbra, Portugal. Este artigo apresenta a seqüência de estudos iniciados em CORREIA et al. [4].

2 MODELAGEM NUMÉRICA

A modelagem computacional foi executada com auxílio do programa de computador Super Tempcalc (STC), v.5, desenvolvido por ANDERBERG [5] no FSD na Suécia, para análise térmica bidimensional de seções expostas ao calor de elementos quaisquer, por meio do MEF e avaliação do esforço resistente de seção de concreto armado ou aço sujeita à flexão simples e mista de aço e concreto sujeita à compressão simples. A confiabilidade do programa é de longe reconhecida, o qual foi validado contra inúmeros ensaios desde a sua primeira versão, lançada em 1985 (ANDERBERG [6], [7]) e usado na elaboração dos FIP-CEB Bulletins N° 174 [8] e N° 208 [9] e do EUROCODE 2 parte 1.2 [10]. Para fins desta análise, foram escolhidos os perfis HEB 160 e HEB 200, cujas dimensões são indicadas na figura 1. Foram estudadas, para cada perfil, as duas disposições indicadas na figura 2, ou seja, perfis em contato com alvenaria revestida por argamassa de cimento e areia, com duas orientações de perfis em relação à parede e sujeitos a fogo em um só lado. Neste trabalho denominam-se tipo 1 e tipo 2: perfil HEB 200 com mesa ou com alma em contato com alvenaria, respectivamente; tipo 3 e tipo 4: perfil HEB 160 com mesa ou com alma em contato com alvenaria, respectivamente. As características físico-térmicas do aço, adotadas neste trabalho (Tabela 1) para fins de análise numérica, tiveram por base o EUROCODE [10], [1]. Para o revestimento de cimento e areia foram adotadas as mesmas características do concreto recomendadas pelo EUROCODE 2 [10], indicadas na Tabela 1.

https://www.researchgate.net/publication/268148998_Studies_on_the_fire_behaviour_of_steel_columns_embedded_on_walls?el=1_x_8&enrichId=rgreq-38eb5c80-db82-4ffe-8466-2bd87cfcb1e7&enrichSource=Y292ZXJQYWdlOzI2MTQzNjk0MTtBUzoxMDMyOTM0NzY5MzM2NDFAMTQwMTYzODQ5Mjg3OA==



(a) (b)

Figura 1 – Perfis: (a) HEB 160 e (b) HEB 200 (unidades em mm)

Tipos 1 e 3 Tipos 2 e 4

Figura 2 – Disposições de perfis e alvenaria

Tabela 1 – Características físico-térmicas adotadas Concreto/argamassa de cimento e areia Aço

Temperatura (°C)

Calor específico

(umid.=1,5%)(J/kg°C)

Massa específica (kg/m3)

Capacitância(J/m3°C)

Condutividade térmica

(W/m°C)

Calor específico(J/kg°C)

Capacitância (J/m3°C)

Condutividade térmica

(W/m°C)

20 900 2400 2160000 1,33 439,80 3452440 53,33 100 900 2400 2160000 1,23 487,62 3827817 50,67 115 1470 2400 3528000 1,21 494,92 3885130 50,17 200 1000 2352 2352000 1,11 529,76 4158616 47,34 300 900 2316 2084400 1,00 564,74 4433209 44,01 400 1100 2280 2508000 0,91 605,88 4756158 40,68 500 1100 2280 2508000 0,82 666,5 5232025 37,35 600 1100 2280 2508000 0,75 759,92 5965372 34,02 700 1100 2280 2508000 0,69 1008,16 7914040 30,69 735 1100 2280 2508000 0,67 5000 39250000 29,52 736 1100 2280 2508000 0,67 4109 32891500 29,49 800 1100 2280 2508000 0,64 803,26 6305600 27,36 900 1100 2280 2508000 0,60 650,44 5105980 27,3 1000 1100 2280 2508000 0,57 650 5102500 27,3 1100 1100 2280 2508000 0,55 650 5102500 27,3 1200 1100 2280 2508000 0,55 650 5102500 27,3 1500 1100 2280 2508000 0,60 650 5102500 27,3

As características físico-térmicas adotadas para a alvenaria foram iguais aos valores

adotados no programa de computador Ozone, desenvolvido pela Universidade de Liège, quais sejam: condutividade térmica = 0,7 W/m°C; calor específico = 840 J/kg°C; densidade = 1600 kg/m3; capacitância (calor específico*massa específica) = 1344000 J/m3°C. As curvas de aquecimento adotadas foram as medidas durante a análise experimental detalhada no item 3. O fator de emissividade (ε ) foi de 0,7, tanto para aço, quanto para alvenaria e revestimento. O coeficiente de transferência de calor por convecção (αc) na face exposta ao fogo foi de 25 W/m2°C. Para a face

160

152

9

6

200

190

10

6

940

mm

alvenaria 110 mm ou 150 mm

cimento/areia 15 mm

convecção (25 Wm2/°C) + radiação (ε = 0,7)

convecção (9 Wm2/°C) ou


20 °C

940

mm

alvenaria 110 mm ou 150 mm

cimento/areia 15 mm


convecção (9 Wm2/°C) ou


20 °C



não-exposta, foram consideradas as duas alternativas recomendadas pelo EUROCODE 1 [11]: αc = 9 W/m2°C e ε = 0, quando se admite que a convecção inclui os efeitos da radiação e αc = 4 W/m2°C e ε = 0,7, quando se considera separadamente os dois fenômenos. Os modelos citados foram discretizados (figura 3) em elementos finitos retangulares de 4 mm ou 5 mm de lado. O programa Super Tempcalc permite encontrar isotermas, campo de temperaturas (exemplos nas figura 3 e 4), e, pontualmente, o valor da temperatura em função do tempo de exposição à “curva de aquecimento do forno” (exemplos na figura 5). A partir da distribuição de temperaturas derivadas da análise numérica, o STC pode fornecer o redutor de esforço resistente característico (eq. 1) em função das condições de vínculo: biarticulado (lfl=L), articulado-engastado (lfl=0,7*L) e biengastado (lfl=0,5*L). O programa Super Tempcalc não permite incorporar os efeitos provenientes do gradiente térmico. Na eq. 1, NRk,θ e NRk são, respectivamente, a força normal resistente à temperatura θ e ambiente, determinadas conforme as eqs. 2. Nas eqs. 2, χ é o redutor de resistência e igual ao χθ para θ = 20°C, determinado conforme as eqs. 3; A é a área da seção transversal do perfil de aço; fy e fy,θ são a resistência ao escoamento à temperatura ambiente (35,5 kN/cm2) e à temperatura θ, respectivamente.

Rk

Rk,θ

NN

(1)

y,θθ

Rk,θ fA1,2χN = ; yRk fAχN =

(2)

(a) (b) (c)

Figura 3 – Resultados obtidos por meio do STC para o Tipo 1: (a) discretização (4 mm x 4 mm), (b) isotermas e (c) campo de temperaturas para modelo HEB 200 com aquecimento na face direita (αc=9

W/m2°C e ε = 0)

2θ

2θλββ

1χ−+

= ; [ ]2θθ λ0,2)λ(0,491

21β +−+= ;

θ

θy,flθ E

frπ

Kλ l=

(3)

Nas eqs. 3, Kfl é o parâmetro de flambagem; ℓ é comprimento do pilar (2,944 m); r é o raio de giração e Eθ

é o módulo de elasticidade à temperatura θ. Os valores do redutor do esforço resistente característico, para cada tipo de modelo analisado, são apresentados na figura 6. Como pode ser observado, o tipo de vinculação não interfere de forma relevante no resultado final. A formulação aqui indicada tem por base uma versão anterior do Eurocode 3, mas, não afeta sobremaneira a conclusão apresentada.



(a) (b) (c) Figura 4 – Resultados obtidos por meio do STC para o Tipo 2: (a) discretização (malha 5mm x 5mm), (b) isotermas e (c) campo de temperaturas para modelo HEB 200 com aquecimento na face direita, para αc = 9 W/m2°C e ε = 0.

Figura 5 – Variação de temperatura nos pontos mais aquecidos do modelo, para os tipos 1 (esq.) e 2 (dir.), ambos com αc = 9 W/m2°C e ε = 0

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

redu

tor d

e no

rmal

resi

sten

te

lf l=L

lf l=0.7*L

lf l=0.5*L

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

redu

tor d

e no

rmal

resi

sten

te

lf l=L

lf l=0.7*L

lf l=0.5*L

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

redu

tor d

e no

rmal

resi

sten

te

lf l=L

lf l=0.7*L

lf l=0.5*L

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

redu

tor d

e no

rmal

resi

sten

te

lf l=L

lf l=0.7*L

lf l=0.5*L

Figura 6 – Redutores de força normal característica (tipos 1 a 4 - sentido horário a partir de cima à esquerda)

x=0.067 y=0,097

tempo (min)

tem

pera

tura

(°C

)

tempo (min)

tem

pera

tura

x=0,19 y=0,49



3 ANÁLISE EXPERIMENTAL

O Laboratório de Ensaio de Materiais e Estruturas (LEME) do Departamento de Engenharia Civil da Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade de Coimbra encontra-se atualmente realizando um vasto programa de ensaios experimentais sobre resistência ao fogo de estruturas de aço, mistas e de concreto armado. O principal objetivo é estudar o comportamento em incêndio dos vários elementos estruturais como pilares, vigas e suas ligações. Para todos os ensaios, a concepção da instalação foi realizada de forma a estudar os elementos estruturais nas condições em que existem nas estruturas reais. Serão reproduzidas as condições de carregamento e de apoio, o efeito de pórtico, a excentricidade das cargas, a proteção parcial por elementos de compartimentação, bem como o revestimento contra fogo dos elementos estruturais. O LEME possui uma laje de 1 m espessura, de concreto armado, com furações que permitem a fixação de pórticos de reação de cargas, onde são suspensos os macacos hidráulicos que atuam sobre os elementos a ensaiar. Paredes de reação de cargas permitem a fixação das estruturas para simular um contraventamento numa dada direção, bem como aplicação de ações horizontais. Várias centrais atuadoras de macacos hidráulicos, com um sistema de tubagem a óleo, permitem atuar os vários macacos hidráulicos, com as capacidades entre 200 e 3000 kN. Para a aplicação de ações térmicas, um sistema de tubagens, com origem numa bateria de 11 garrafas de propano, localizada no exterior do Laboratório, alimenta um forno a gás, bem como um sistema de aquecimento especialmente desenvolvido para aplicar ações térmicas de um incêndio natural. Esse sistema é constituído por um sistema de queimadores, que são colocados próximos do elemento estrutural a ensaiar. O controle de débito do gás é feito por medição em tempo real da temperatura em vários pontos por placas termométricas e por servo-válvulas cuja abertura é definida em função das temperaturas de uma curva de incêndio. O forno a gás é utilizado para ensaiar elementos estruturais, com aquecimento diferencial, ou seja, ações térmicas apenas de um dos lados do elemento. O forno possui seis queimadores, três de cada lado, e uma ventilação com saída inferior. Em breve, entrarão em operação dois fornos elétricos, vertical e horizontal. Para a aquisição de dados há DattaLogger e caixas de ligação permitindo cada sistema a aquisição de 150 pontos de medição simultaneamente. Para as medições, são utilizados termopares de fio e de vareta, transdutores de fio e de êmbolo, células de carga e extensômetros localizados em vários pontos do modelo. No presente artigo, apresentam-se os resultados de ensaios experimentais em pilares de aço inseridos em paredes, sob alta temperatura aplicada apenas de um lado do elemento. Os perfis ensaiados foram HEB 160 e HEB 200 e são colocados numa estrutura de restrição, constituída por dois pórticos, em duas direções perpendiculares entre si, formando vãos de três metros para cada lado. Duas paredes de alvenaria de tijolo foram construídas, uma de cada lado do pilar, e o forno a gás é colocado de um dos lados do pilar, simetricamente em altura e em planta (figura 7). Na figura 7, os pontos Ti identificam os pontos em que foram colocados os termopares. Na figura 8 apresentam-se imagens da instalação em que se realizaram os ensaios.

Figura 7 – Esquema dos ensaios realizados (unidades em mm)

940

110/150

15

T3

T6

T5T1 = =

T2 T4

940

110/ 150

15

T1= =

T2 T3

T6

T4

T5

Tipos 1 e 3 Tipos 2 e 4

110/150



O pilar é instrumentado com 42 termopares, localizados em 7 secções ao longo de toda a altura do elemento ensaiado. As elevações de temperatura foram medidas durante os ensaios e são indicadas na figura 9 juntamente, para fins de comparação, com a curva-padrão da ISO 834 [12].

S1

S2

S3

S4

S5

S6

S7

294c

m

3cm

3cm

T5

T6

T3T4

T2T1

Seção transversal

45cm

10cm25cm

25cm10cm

56cm

56cm

56cm

56cm

Figura 8 – Distribuição de termopares (esq), construção do corpo de prova, pilar inserido na parede (dir.)

0

200

400

600

800

1000

0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00tempo (h)

tem

pera

tura

(°C

)

ISO834tipo 1tipo 3

0

200

400

600

800

1000

0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00tempo (h)

tem

pera

tura

(°C

)ISO834tipo 2tipo 4

Figura 9 – Curvas de aquecimento medidas

4 COMPARAÇÕES ENTRE ANÁLISE EXPERIMENTAL E NUMÉRICA

Neste trabalho foram analisadas e comparadas as temperaturas nos termopares localizados na seção S4.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T1exp-4T1c9T1c4

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T2exp-4T2c9T2c4

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T3exp-4T3c9T3c4

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T5exp-4T5c9T5c4

Figura 10 – Variação de temperatura em função do tempo para o modelo tipo 1



Apresentam-se, respectivamente, nas figuras 10 a 14 os valores de temperatura encontrados por via numérica e experimental, para o modelo tipo 1 (HEB 200, alma paralela ao forno), tipo 2 (HEB 200, alma perpendicular ao forno), tipo 3 (HEB 160, alma paralela ao forno) e tipo 4 (HEB 160, alma perpendicular ao forno).

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T1exp-4T1c9

0

100

200

300

400

500

600

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T3exp-4T3c9

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T5exp-4T5c9

0

100

200

300

400

500

600

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

peat

ura

(°C

)

T6exp-4T6c9


0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T1exp-4T1_c9T1_c4

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T2exp4T2_c9T2_c4

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 600 1200 1800 2400 3000 3600tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T3exp-4T3_c9T3_c4 0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 600 1200 1800 2400 3000 3600tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T5exp-4T5_c9T5_c4




0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T1exp-4T1c9

C

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100

200

300

400

500

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0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T3exp-4T3c9

0

100

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300

400

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600

700

800

900

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T5exp-4T5c9

0

100

200

300

400

500

600

0 600 1200 1800 2400 3000 3600

tempo (seg)

tem

pera

tura

(°C

)

T6exp-4T6c9


5 ANÁLISE DOS RESULTADOS E CONCLUSÕES Para os casos em que a alma é paralela ao aquecimento (mesa em contato com a alvenaria),

conforme figuras 10 e 11, pode-se concluir que: os resultados de origem numérica ou experimental obtidos em T2 são similares aos em T3, apesar de pertencerem a faces opostas da alma, em vista da espessura da chapa ser pequena para a condutividade térmica do aço. Chega-se à mesma conclusão para os pontos T1 e T5, apesar do contato com a alvenaria. Os valores das temperaturas calculadas por meio do STC são maiores do que os observados experimentalmente. Isso deve ter ocorrido em função da desconsideração, pelo STC, do volume de ar aquecido junto à face não-exposta do perfil e à não-consideração do efeito “shadow”, ou seja, parte do perfil (mesa) impede que todo o fluxo de calor chegue a alma. O fluxo de calor do lado não-exposto foi considerado de duas maneiras: convecção e radiação independentes (αc = 4 W/m2°C e ε = 0,7) e convecção incorporando os efeitos da radiação (αc = 9 W/m2°C e ε = 0). Os resultados foram razoavelmente diferentes, em vista de a chapa da alma estar praticamente isolada da alvenaria e em contato direto com o ar “frio”. A primeira alternativa conduziu a resultados mais próximos dos experimentais.

Para os casos em que a alma é perpendicular ao aquecimento (alma em contato com a alvenaria), conforme figuras 13 e 14, pode-se concluir que: as temperaturas (numéricas e experimentais) em T1 e T5, pontos pertencentes ao mesmo elemento (mesa), são similares; os valores obtidos por meio do STC são apenas ligeiramente maiores do que os de origem experimental. Já para os pontos T3 (alma) e T6 (mesa oposta ao aquecimento), relativamente frios, as temperaturas calculadas por meio do STC são menores do que as encontradas experimentalmente. Nesse caso, as características físico-térmicas dos materiais influenciem mais o resultado final já que a robustez do sistema diminui a influência do ar “frio” e o efeito “shadow” tem pequena influência. Não há diferenças entre as duas alternativas para transferência de calor na face não-exposta, em vista da maior superfície de contato entre alvenaria e aço em relação ao tipo 1. Pretende-se, na



seqüência da pesquisa, determinar-se experimentalmente as características físico-térmicas dos materiais envolvidos no ensaio, a fim de melhor aferir a análise numérica.

Resultados exclusivamente numéricos mostraram que as condições de vínculo do pilar não alteram profundamente a redução de esforço resistente em função da temperatura.

AGRADECIMENTOS

Os autores agradecem à colaboração de instituições e empresas brasileiras (CNPq – Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico e CBCA – Centro Brasileiro da Construção com Aço) e portuguesas (FCT - Fundação para a Ciência e Tecnologia do Ministério da Ciência e Tecnologua, TRIA – Serviços Materiais e Equipamentos, Lda., PRECERAM – Industriais de Construção S. A., METALOCARDOSO S. A., A. COSTA CABRAL S. A. e SOMARO Lda.).

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] EUROCODE 3 (ENV 1993-1-2), Design of Steel Structures, Part 1.2: General Rules - Structural Fire Design, European Community (EC), Brussels. 2004. [2] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 14323 - Dimensionamento de estruturas de aço de edifícios em situação de incêndio. Rio de Janeiro 1999. [3] SILVA, V. P., Determination of the Temperature of Thermally unprotected Steel Members under Fire Situations: considerations on the Section Factor, Latin American Journal of Solids and Structures, 3, p 113 – 125, São Paulo, 2006. [4] CORREIA, A. M, RODRIGUES, J. P. C, SILVA, V. P. Studies on the fire behaviour of steel columns embedded on walls. 11th International Conference on Fire Science and Engineering - Interflam. London. 2007. [5] ANDERBERG, Y.; TCD 5.0 - User’s Manual. Fire Safety Design, Lund, 1997. [6] ANDERBERG, Y. SUPER-TEMPCALC. A commercial and user friendly computer program with automatic FEM-Generation for temperature analysis of structures exposed to heat. Fire Safety Design. Lund. 1991. [7] ANDERBERG, Y. The effects of the constitutive models on the prediction of concrete mechanical behaviour and on the design of concrete structures exposed to fire. In: Proceedings of the workshop “Fire design of concrete structures: What now? What next?”. Brescia. 2005. [8] COMITÉ EURO-INTERNATIONAL DU BÉTON. Fire design of concrete structures. Bulletin D‘Information N° 174. CEB–FIP. Lausanne.1987. [9] COMITÉ EURO-INTERNATIONAL DU BÉTON. Fire design of concrete structures. Bulletin D‘Information N° 208. CEB–FIP. Lausanne. 1991. [10] EUROCODE 2 (ENV 1992-1-2), Design of Concrete Structures, Part 1.2: General Rules - Structural Fire Design, European Community. Brussels. 2004. [11] EUROCODE 1 (ENV 1991-1-2), Basis of Design and Actions on Structures – Part 1-2: Actions on Structures Exposed to Fire. European Community. Brussels. 2002. [12] INTERNATIONAL STANDARDS ORGANIZATION; ISO 834 - Fire Resistance Test – Elements of Building Construction, Genève.1975.

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SIMULAÇÃO DO COMPORTAMENTO AO FOGO DE PILARES DE AÇO EM CONTATO COM ALVENARIA