Upload
ngoanh
View
221
Download
0
Embed Size (px)
Citation preview
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado
reforçadas à flexão com laminados de fibras de
carbono (CFRP)
João Dinis Pereira da Silva
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Civil
Orientador
Prof. João Pedro Ramôa Ribeiro Correia
Júri
Presidente: Prof. Albano Luís Rebelo da Silva das Neves e Sousa
Vogal: Prof. João Pedro Ramôa Ribeiro Correia
Vogal: Prof. Fernando António Baptista Branco
Dezembro 2013
Resumo
i
Resumo
Os polímeros reforçados com fibras (FRP) têm tido um número crescente de aplicações na construção civil, tornando-se necessário conhecer bem as características destes materiais. Se por um lado o comportamento dos materiais FRP por si só é um assunto bastante estudado, o seu funcionamento e comportamento em situação de incêndio está pouco estudado.
No presente trabalho apresentam-se os resultados de ensaios com vista a caracterizar o comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de polímero reforçado com fibras de carbono (CFRP). Os principais objectivos deste estudo experimental foram: (i) estudar a influência da técnica de reforço (técnica EBR - Externally bonded Reinforcement e NSM - Near surface mounted) no comportamento ao fogo das vigas, (ii) estudar a influência do tipo de adesivo de colagem (epóxido ou cimentício) no comportamento ao fogo das vigas reforçadas pela técnica NSM e (iii) estudar a geometria do sistema de protecção ao fogo (placas de silicato de cálcio) mais adequada ao sistema de reforço com laminados de CFRP.
Foi inicialmente realizado um estudo bibliográfico sobre os materiais compósitos, com particular destaque para os CFRP, sobre as suas propriedades, características e comportamento às temperaturas elevadas. Para este efeito, analizaram-se estudos científicos sobre materiais compósitos realizados por autores nacionais e internacionais. Realizaram-se ensaios de resistência ao fogo num forno de dimensões intermédias com o objectivo de estudar o comportamento de vigas de betão armado reforçadas com laminados de CFRP carregadas e em situação de incêndio simulado pela curva tempo-temperatura definida na norma ISO 834. Como tal, ensaiou-se uma viga de betão armado sem reforço para servir de referência e um conjunto de 16 vigas, send\o que 8 destas foram reforças pela técnica EBR e as restantes 8 pela técnica NSM. Dentro do conjunto de 16 vigas reforçadas com laminados de CFRP, aplicaram-se diversas geometrias de protecção e, nas reforçadas pela técnica NSM, dois tipos de adesivo de colagem. Com a realização destes ensaios foi possível avaliar a resposta térmica e mecânica das vigas reforçadas quando sujeitas a um incêndio, a influência da técnica de reforço e do adesivo de colagem utilizado nessa resposta e ainda o efeito das geometrias do sistema de protecção, tendo por base os requisitos legais constantes no regulamento de segurança conta incêndios em edifícios em vigor em Portugal.
A campanha experimental permitiu concluir que a protecção nas zonas de ancoragem das vigas é vital para o aumento da sua resistência ao fogo. No entanto, para as vigas NSM, a protecção na zona central da viga toma uma importância ainda maior. Verificou-se que a técnica NSM apresenta tempos de resistência ao incêndio superiores à técnica EBR e que a aplicação de adesivo epóxido permite melhor resposta térmica e, em geral, melhor resposta mecânica em comparação com o adesivo cimentício. Por fim, concluiu-se também que, na técnica EBR, a rotura do sistema de reforço ocorre sempre para valores de temperatura nas zonas de ancoragem muito próximas da temperatura de transição vítrea da resina. Por outro lado, nas vigas NSM, aquando da rotura do sistema de reforço, atingem-se temperaturas no adesivo de colagem substancialmente superiores às da temperatura de transição vítrea da resina.
Palavras-Chave
Betão-armado, CFRP, EBR, NSM, adesivo epóxido, adesivo cimentício, sistemas de protecção
ao fogo, incêndio, temperatura de transição vítrea, rotura do sistema de reforço.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
ii
Abstract
iii
Abstract
With the latest increasing use of fiber reinforced polymer (FRP) materials in construction, it becomes necessary to understand their characteristics and behavior when used separately or in combination with the other construction materials. In one hand, in many aspects the behavior of FRPs is well known and has been studied in the last decades; in the other hand its behavior when subjected to fire situation is unknown.
This dissertation presents the results obtained in an experimental study aimed at characterizing the performance of reinforced concrete beams flexurally strengthened with CFRP (carbon fiber reinforced polymers) laminates when subjected to fire. The main goals of this study were: (i) to study the influence of the strengthening technique used (EBR- Externally bonded reinforcement vs. NSM- Near surface mounted), (ii) to study the influence of the type of adhesive used in the NSM strengthening technique (epoxy vs. cement base) and (iii) to find the most adequate system and protection geometry given the regulation requirements.
Initially, a bibliographical study was made about composite materials, particularly CFRP, and their properties, characteristics and performance to high temperatures. Several international and national articles, studies and thesis were revised to increase the knowledge and understanding about this subject. Subsequently, fire resistance tests were conducted in an intermediate size oven with the purpose to study the behavior of reinforced concrete beams flexurally strengthened with CFRP laminates. These tests were performed on loaded beams subjected to the ISO 834 time-temperature curve. The experimental work consisted of testing one reinforced concrete beam (standard or reference), eight reinforced concrete beams flexurally strengthened with EBR technique and eight reinforced concrete beams flexurally strengthened with the NSM technique. All the beams were protected with various geometries of calcium silicate plates, and in the NSM flexurally strengthened beams two types of adhesive (epoxy and cement base) were used.
With the tests performed it was possible to analyze and assess the mechanical and thermal responses in a fire situation of each beam individually and the mechanical and/or thermal responses provided by the different adhesives and strengthening techniques used. This experimental study also allowed determining the geometry of the fire protection system to utilize given the requirements of the regulations in Portugal.
Finally, the present dissertation allowed concluding that the protection in the anchorage zone of the laminate (its extremities), is vital given the objective of increasing the fire resistance time. In the NSM beams, the importance of protecting de central area of the beam is higher than that of protecting the extremities. Results also allow concluding that the NSM technique grants higher fire resistance times in comparison to the EBR technique and that the epoxy adhesive provides better thermal and, generally, mechanical response in relation to the cement base adhesive. In the EBR technique the temperatures attained in the resins at the moment of rupture were very similar to the glass transition temperature of the resin used. In opposition, in the NSM technique, the temperature attained in the resins at the moment of rupture was much higher than the glass transition temperature of the resin used.
Key-words
Reinforced concrete, CFRP, NSM, EBR, epoxy adhesive, cement base adhesive, fire protection
systems, fire, glass transition temperature, strengthening system rupture.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
iv
Dedico este trabalho ao meu avô. Este é por si. Beijinho.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
vi
Agradecimentos
vii
Agradecimentos
Com a escrita destas últimas palavras chega ao fim uma das épocas mais marcantes da minha
vida. O meu trajecto no Instituto Superior Técnico e a realização do presente trabalho só foi
possível devido a um grupo de pessoas que, de uma maneira ou de outra, deram o seu
contributo e incentivo ao longo destes últimos anos de curso e último ano de realização da
dissertação.
Ao professor João Ramôa Correia, orientador, agradeço profundamente pela disponibilidade e
amizade, pelo apoio científico, por acreditar no meu valor como estudante ao me atribuir o
tema da dissertação e acreditar na qualidade do meu trabalho no decorrer da mesma,
proporcionando uma orientação exemplar.
Ao João Pedro Firmo, colega de curso e de investigação, agradeço a companhia nas manhãs e
tardes passadas no laboratório, a disponibilidade e partilha de conhecimentos, a amizade
criada e o papel de co-orientador assumido.
Ao Instituto Superior Técnico agradeço os anos de alegria, de desafios pessoais e estudantis,
de formação de amizades e de ensinamentos dos mais diversos professores com quem tive o
prazer de conviver
Ao pessoal técnico do LERM e do LC, nomeadamente, ao Fernando Alves e Fernando Costa,
agradeço toda a dedicação e apoio prestado. Ao Fernando Alves, em especial, agradeço não só
por todo o apoio prestado, mas também pela amizade com que me acompanhou ao longo do
trabalho experimental.
Aos meus colegas de curso e amigos, agradeço toda a amizade e companheirismo nos
momentos bons e menos bons, em especial ao Augusto, Daniel e Filipe, companheiros de
estudo e trabalho na realização da dissertação.
Às minhas tias, Ana e Teresa, agradeço todo o apoio, compreensão, paciência, amor, que nos
momentos mais importantes da minha vida, altos e baixos, estiveram presentes e me
souberam indicar e aconselhar o caminho certo.
Ao meu pai agradeço toda a amizade, apoio e crença depositada em mim sem a qual este
trabalho não seria possível.
À minha irmã agradeço os momentos de brincadeira e diversão proporcionados em momentos
de maior cansaço e desgaste.
À minha avó dirijo um profundo agradecimento por todos os anos passados na minha
companhia, pelo amor incondicional, pela amizade e por preencher na perfeição o papel de
mãe.
Aos meus tios e aos meus primos, agradeço os momentos de convívio e aprendizagem, apoio e
amizade demonstrada ao longo da minha vida e percurso académico.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
viii
.
Índice de matérias
ix
Índice de matérias
Resumo ........................................................................................................................................... i
Abstract ........................................................................................................................................ iii
Agradecimentos ........................................................................................................................... vii
Índice de matérias ......................................................................................................................... ix
Índice de figuras .......................................................................................................................... xiii
Índice de tabelas ........................................................................................................................ xvii
Simbologia ................................................................................................................................... xix
1 - Introdução ......................................................................................................................... 1
1.1 - Enquadramento geral ................................................................................................................. 1
1.2 - Objectivos e metodologia ........................................................................................................... 2
1.3 - Organização da dissertação ........................................................................................................ 4
2 - Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado ........................... 7
2.1 - Evolução histórica dos materiais compósitos ............................................................................. 7
2.2 - Características gerais dos FRP’s .................................................................................................. 9
2.2.1 - Materiais constituintes....................................................................................................... 9
2.2.1.1 - Fibras ......................................................................................................................... 9
2.2.1.2 - Matriz ...................................................................................................................... 12
2.2.1.3 - Aditivos .................................................................................................................... 15
2.2.1.4 - Material de enchimento .......................................................................................... 16
2.2.2 - Adesão fibras-matriz ........................................................................................................ 16
2.3 - Características gerais dos adesivos de colagem ....................................................................... 17
2.4 - Características gerais dos compósitos CFRP ............................................................................. 18
2.4.1 - Modos de apresentação ................................................................................................... 19
2.4.1.1 - Mantas ..................................................................................................................... 19
2.4.1.2 - Laminados ............................................................................................................... 20
2.4.1.3 - Fios .......................................................................................................................... 22
2.4.1.4 - Varões e cabos ......................................................................................................... 22
2.4.2 - Influência da temperatura e humidade ........................................................................... 23
2.4.3 - Fluência e relaxação ......................................................................................................... 23
2.5 - Reforço de vigas à flexão com laminados de CFRP ................................................................... 24
2.5.1 - Sistema EBR ...................................................................................................................... 24
2.5.2 - Sistema NSM .................................................................................................................... 26
2.6 - Indicações gerais de dimensionamento segundo o ACI 440 e o FibBulletin 14 ........................ 27
2.6.1 - Hipóteses de cálculo......................................................................................................... 28
2.6.2 - Propriedade dos materiais e limites de reforço ............................................................... 28
2.6.3 - Estado limite último de flexão.......................................................................................... 29
2.6.4 - Aderência do betão ao CFRP ............................................................................................ 32
2.6.5 - Recomendações em situações de serviço e de incêndio ................................................. 34
2.7 - Bibliografia ................................................................................................................................ 36
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
x
3 - Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP 39
3.1 - Processos de transmissão de calor ........................................................................................... 39
3.1.1 - Condução ......................................................................................................................... 39
3.1.2 - Convecção ........................................................................................................................ 40
3.1.3 - Radiação ........................................................................................................................... 41
3.2 - Definição da acção do incêndio ................................................................................................ 41
3.2.1 - Fases de um incêndio ....................................................................................................... 42
3.2.2 - Curvas de incêndio padrão: nominais e paramétricas ..................................................... 43
3.3 - Efeito da temperatura nas propriedades dos materiais ........................................................... 44
3.3.1 - Betão ................................................................................................................................ 44
3.3.2 - Aço.................................................................................................................................... 46
3.3.3 - Material FRP ..................................................................................................................... 48
3.3.4 - Adesivos de colagem ........................................................................................................ 50
3.4 - Efeito da temperatura na ligação betão-CFRP .......................................................................... 52
3.5 - Sistemas de protecção ao fogo ................................................................................................. 53
3.5.1 - Sistemas passivos ............................................................................................................. 54
3.5.1.1 - Revestimentos intumescentes ................................................................................ 54
3.5.1.2 - Revestimentos à base de vermiculite e perlite ....................................................... 55
3.5.1.3 - Placas de gesso ........................................................................................................ 56
3.5.1.4 - Placas de silicato de cálcio ....................................................................................... 57
3.5.1.5 - Projecção de fibras minerais ................................................................................... 58
3.5.1.6 - Mantas de fibras cerâmicas e placas de lã de rocha ............................................... 59
3.6 - Bibliografia ................................................................................................................................ 60
4 - Estudo experimental do comportamento de vigas de betão armado reforçadas com laminados de CFRP ...................................................................................................................... 63
4.1 - Programa experimental e objectivos ........................................................................................ 63
4.2 - Materiais ................................................................................................................................... 64
4.2.1 - Betão ................................................................................................................................ 65
4.2.2 - Aço em varão ................................................................................................................... 67
4.2.3 - Laminado de CFRP ............................................................................................................ 68
4.2.4 - Adesivos de colagem epóxidos ........................................................................................ 69
4.2.5 - Adesivo de colagem cimentício ........................................................................................ 69
4.2.6 - Sistema de protecção ao fogo .......................................................................................... 70
4.3 - Determinação das propriedades térmicas e termomecânicas do sistema de reforço ............. 70
4.3.1 - Análises mecânicas dinâmicas (DMA) .............................................................................. 71
4.3.2 - Ensaios de calometria diferencial de varrimento e termogravimetria (DSC/TGA) .......... 73
4.3.3 - Material de protecção ...................................................................................................... 76
4.4 - Ensaios de flexão das vigas de referência ................................................................................. 76
4.4.1 - Dimensionamento das vigas de betão armado e do sistema de reforço ......................... 77
4.4.1.1 - Viga RC – Viga de referência em betão armado ...................................................... 78
4.4.1.2 - Viga EBR – Viga de referência reforçadas à flexão pela técnica EBR ....................... 79
4.4.1.3 - Vigas NSM-E e NSM-C – Vigas de referência reforçadas à flexão pela técnica NSM
81
4.4.2 - Fabrico das vigas .............................................................................................................. 82
Índice de matérias
xi
4.4.3 - Esquema e procedimento de ensaio ................................................................................ 83
4.4.4 - Resultados e discussão ..................................................................................................... 84
4.5 - Ensaios de resistência ao fogo .................................................................................................. 85
4.5.1 - Fabrico das vigas .............................................................................................................. 86
4.5.1.1 - Colocação dos termopares ...................................................................................... 86
4.5.1.2 - Aplicação dos sistemas de protecção ...................................................................... 89
4.5.2 - Sistema e procedimento de ensaio .................................................................................. 91
4.5.2.1 - Forno ....................................................................................................................... 91
4.5.2.2 - Sistemas de apoio e de selagem lateral das vigas ................................................... 92
4.5.2.3 - Definição da curva de incêndio padrão ................................................................... 93
4.5.2.4 - Sistema de carregamento gravítico ......................................................................... 94
4.5.2.5 - Instrumentação ....................................................................................................... 95
4.5.2.6 - Procedimento de ensaio .......................................................................................... 96
4.6 - Bibliografia ................................................................................................................................ 97
5 - Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo ............................................ 99
5.1 - Evolução da temperatura no interior do forno ......................................................................... 99
5.2 - Evolução da temperatura no interior e exterior das vigas ...................................................... 100
5.2.1 - Viga RC ........................................................................................................................... 100
5.2.2 - Vigas EBR ........................................................................................................................ 101
5.2.2.1 - Viga EBR ................................................................................................................. 101
5.2.2.2 - Restantes vigas EBR ............................................................................................... 103
5.2.3 - Vigas NSM ...................................................................................................................... 109
5.2.3.1 - Vigas NSM-E e NSM-C ............................................................................................ 109
5.2.3.2 - Restantes vigas NSM ............................................................................................. 112
5.3 - Resposta mecânica ................................................................................................................. 118
5.3.1 - Viga RC ........................................................................................................................... 118
5.3.2 - Vigas EBR ........................................................................................................................ 119
5.3.3 - Vigas NSM ...................................................................................................................... 121
5.4 - Observações pós-fogo ............................................................................................................. 124
5.4.1 - Fendilhação .................................................................................................................... 125
5.4.2 - Rotura do sistema de protecção .................................................................................... 125
5.4.3 - Decomposição da matriz polimérica do laminado ......................................................... 127
5.4.4 - Decomposição do adesivo de colagem .......................................................................... 127
5.4.5 - Destacamento do betão ................................................................................................. 128
5.4.6 - Desagregação do betão .................................................................................................. 129
5.5 - Análise comparativa dos resultados ....................................................................................... 130
5.6 - Regulamentação e campo de aplicação .................................................................................. 134
5.7 - Síntese de resultados .............................................................................................................. 137
5.8 - Bibliografia .............................................................................................................................. 139
6 - Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros ............................................ 141
6.1 - Conclusões do trabalho realizado ........................................................................................... 141
6.2 - Perspectivas de desenvolvimentos futuros ............................................................................ 144
Anexos ....................................................................................................................................... 147
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
xii
Anexo I - Resultados dos ensaios mecânicos a provetes de betão. ..................................................... 147
Anexo II - Descrição detalhada da resposta térmica das vigas. ........................................................... 148
Índice de figuras
xiii
Índice de figuras
Figura 2.1. a) Utilização de fibras de vidro no casco de navios militares [2.41]; b) Utilização de
FRP em aviões ............................................................................................................................... 8
Figura 2.2. Utilização de compósitos FRP em carros de competição ............................................ 8
Figura 2.3. Gráfico tensão-deformação de várias fibras, de cordões de aço de pré-esforço e de
aço A500 ...................................................................................................................................... 12
Figura 2.4. Gráfico tensão-deformação de vários compósitos FRP, aço de pré-esforço e de aço
macio ........................................................................................................................................... 19
Figura 2.5. a) Manta CFRP com fibras unidirecionais; b) Tecido CFRP com fibras bidirecionais 20
Figura 2.6. a) Laminado de CFRP; b) Constituintes de um laminado de CFRP; c) Modo de
armazenamento de laminados de CFRP ..................................................................................... 21
Figura 2.7. a) Técnica de encamisamento com recurso a fios de CFRP; b) Rolos de fios de CFRP.
..................................................................................................................................................... 22
Figura 2.8. a) Cordões de CFRP; b) Varões de CFRP .................................................................... 23
Figura 2.9. a) Criação de rugosidade na superfície do betão com recurso a martelo de agulhas;
b) Superfície do betão pronta a receber laminado. .................................................................... 25
Figura 2.10. a) Utilização da bitola para regularizar a espessura de adesivo no laminado; b)
Superfície da viga após barramento do adesivo. ........................................................................ 25
Figura 2.11. Preenchimento dos rasgos com resina epóxida. .................................................... 26
Figura 2.12. Colocação do laminado de CFRP no interior do rasgo. ........................................... 26
Figura 2.13. a) Secção genérica reforçada com laminado de CFRP; b) Diagrama de extensões
em estado limite último; c) diagrama de tensões em estado limite último ............................... 30
Figura 3.1 Triângulo do fogo ....................................................................................................... 41
Figura 3.2. Curva temperatura-tempo de um incendio geral; a) fase de ignição, b) fase de
propagação, c) fase de desenvolvimento e d) fase de extinção ................................................. 43
Figura 3.3. Curva de incêndio ISO 834. ....................................................................................... 43
Figura 3.4. Influência da temperatura na resistência à compressão do betão ........................... 45
Figura 3.5. Influência da temperatura na resistência à tracção do betão .................................. 46
Figura 3.6. Influência da temperatura na tensão de cedência do aço laminado a quente ........ 47
Figura 3.7. Influência da temperatura no módulo de elasticidade do aço laminado a quente .. 48
Figura 3.8. Influência da temperatura na resistência à tracção das fibras de aramida, vidro e
carbono ....................................................................................................................................... 49
Figura 3.9. Influência da temperatura na resistência à tracção dos compósitos CFRP .............. 50
Figura 3.10. Influência da temperatura no módulo de elasticidade dos compósitos CFRP........ 50
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
xiv
Figura 3.11. Influência da temperatura na resistência à tracção em flexão do adesivo epóxido
SIKADUR 30 ................................................................................................................................. 51
Figura 3.12. Influência da temperatura no módulo de elasticidade do adesivo epóxido SIKADUR
30 ................................................................................................................................................. 51
Figura 3.13. a) Esquema de ensaio de uma viga reforçada à flexão com CFRP; b) Distribuição
das tensões de corte na ligação betão- CFR; c) Distribuição das tensões normais no laminado à
temperatura ambiente; d) Pormenor 1 das tensões normais transversais ao laminado na sua
extremidade ................................................................................................................................ 52
Figura 3.14. Tinta intumescente sob acção do fogo ................................................................... 55
Figura 3.15. a) Placas de vermiculite; b) aplicação de vermiculite por projecção ...................... 56
Figura 3.16. Projecção de fibras cerâmicas ................................................................................. 58
Figura 4.1. Determinação da temperatura de transição vítrea de acordo com a norma ASTM
E1640-99 ..................................................................................................................................... 72
Figura 4.2. Resultados dos ensaios de DMA aos provetes de CFRP: módulo de armazenamento,
módulo de perda e factor de perda em função da temperatura, para diferentes taxas de
aquecimentos .............................................................................................................................. 72
Figura 4.3. Resultados dos ensaios de DMA aos provetes de adesivo epóxido: módulo de
armazenamento, módulo de perda e factor de perda em função da temperatura, para
diferentes taxas de aquecimento. ............................................................................................... 72
Figura 4.4. Curva típica massa-temperatura de um polímero reforçado com fibras.................. 74
Figura 4.5. Massa remanescente em função da temperatura e respectiva derivada ................ 75
Figura 4.6. Fluxo de energia em função da temperatura ............................................................ 75
Figura 4.7. Modelo de cálculo adoptado. ................................................................................... 77
Figura 4.8. Distribuição longitudinal das armaduras das vigas ................................................... 77
Figura 4.9. Pormenorização de armaduras numa secção genérica das vigas. ............................ 78
Figura 4.10. Diagrama de esforço transverso (V) e de momento flector (M) para o
carregamento indicado. .............................................................................................................. 78
Figura 4.11. Corte longitudinal da viga EBR. .............................................................................. 80
Figura 4.12. Pormenorização da secção de meio vão da viga EBR. ............................................ 80
Figura 4.13. Pormenorização da secção de meio vão das vigas NSM-E e NSM-C. ...................... 81
Figura 4.14. Cofragens com as armaduras e espaçadores roseta inseridos. .............................. 82
Figura 4.15. Alisamento da superfície do betão com recurso a talocha. .................................... 83
Figura 4.16. Esquema de ensaio à temperatura ambiente. ........................................................ 84
Figura 4.17. Pormenor do posicionamento dos termopares a meio vão. .................................. 87
Figura 4.18. a) Pormenor da soldadura do termopar T2,T3 e T5; b) Pormenor da fixação dos
termopares a meio vão. .............................................................................................................. 87
Índice de figuras
xv
Figura 4.19. Posição dos termopares na direcção longitudinal da viga para a técnica de reforço
EBR. ............................................................................................................................................. 88
Figura 4.20. Posição dos termopares na direcção longitudinal da viga para a técnica de reforço
NSM. ............................................................................................................................................ 88
Figura 4.21. a)Colocação dos termopares no interior do adesivo (NSM); b) Colocação dos
termopares na interface betão laminado (EBR).......................................................................... 89
Figura 4.22. Geometria dos vários sistemas de protecção utilizados com a sua designação. .... 89
Figura 4.23. a)Criação do rasgo longitudinal na placa de silicato para incorporar o laminado; b)
Criação dos rasgos transversais na placa de silicato para incorporar os termopares. ............... 90
Figura 4.24. a) Aplicação de mástique e espalhamento com espátula; b) Realização dos furos
prévios para aparafusamento das chapas quinadas; c) Pormenor do sistema de protecção de
uma viga fixado com mástique refractário e aparafusamento de chapas metálicas quinadas. . 90
Figura 4.25. a) Vista frontal do forno com a abertura frontal fechada; b) Vista frontal do forno
com a abertura frontal aberta..................................................................................................... 91
Figura 4.26. a) Vista geral de uma viga sobre o forno após o ensaio; b) Pormenor do apoio da
viga. ............................................................................................................................................. 93
Figura 4.27. Corte esquemático do forno e do isolamento lateral das vigas. ............................. 93
Figura 4.28. Esquema de ensaio com o sistema de carregamento gravítico representado [4.5].
..................................................................................................................................................... 95
Figura 5.1. Compilação das temperaturas do forno de todos os ensaios. .................................. 99
Figura 5.2. Diagrama tempo-temperatura da viga RC. ............................................................. 101
Figura 5.3. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR. ........................................................... 102
Figura 5.4. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR 25-0-25. .............................................. 103
Figura 5.5. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-25-25-25. ........................................... 104
Figura 5.6. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50. ............................................ 104
Figura 5.7. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-25-75-L. ......................................... 104
Figura 5.8. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-50-75-L. ......................................... 105
Figura 5.9. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg-L. .................................... 105
Figura 5.10. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L. ......................... 105
Figura 5.11. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E. ..................................................... 110
Figura 5.12. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C. .................................................... 110
Figura 5.13. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-0-25. ....................................... 112
Figura 5.14. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-25-0-25. ....................................... 113
Figura 5.15. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-25-25. ..................................... 113
Figura 5.16. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-25-25-25. ..................................... 113
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
xvi
Figura 5.17. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-50-25-50. ..................................... 114
Figura 5.18. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-50-25-50. ..................................... 114
Figura 5.19. Deslocamento a meio vão da viga RC em função do tempo de exposição ao calor.
................................................................................................................................................... 118
Figura 5.20. Variação dos deslocamentos a meio vão das vigas EBR em função do tempo de
exposição ao calor. .................................................................................................................... 119
Figura 5.21. Variação dos deslocamentos a meio vão das vigas NSM em função do tempo de
exposição ao calor. .................................................................................................................... 122
Figura 5.22. Fendas e fissuração visíveis após os ensaios das vigas a) RC, b) NSM-E e c) EBR. 125
Figura 5.23. a) Fendas e descolamento da protecção na viga EBR-75-25-75-R, b) Fenda da
protecção no ensaio da viga NSM-C-50-25-50. ......................................................................... 126
Figura 5.24. a) Fibras individualizadas do laminado de CFRP do ensaio EBR-25-0-25, b) Fibras
individualizadas do laminado de CFRP do ensaio NSM-E-50-25-50. ......................................... 127
Figura 5.25. a) Decomposição do adesivo epóxido no ensaio da viga EBR, b) Decomposição do
adesivo cimentício do ensaio da viga NSM-C-25-0-25. ............................................................. 128
Figura 5.26. Descolamento do laminado por destacamento do betão. ................................... 129
Figura 5.27. a) Desagregação na face inferior da viga RC 24 horas após o ensaio, b) Pormenor
da desagregação do betão. ....................................................................................................... 129
Figura 5.28. Perfil longitudinal de temperaturas para as vigas EBR. ........................................ 130
Figura 5.29. Perfil longitudinal de temperaturas para as vigas NSM. ....................................... 131
Figura 5.30. Tempos até à rotura do sistema CFRP das vigas EBR. ........................................... 136
Figura 5.31. Tempos até à rotura do sistema CFRP das vigas NSM. ......................................... 136
Índice de tabelas
xvii
Índice de tabelas
Tabela 2.1. Principais propriedades e características das fibras mais utilizadas para reforçar
compósitos FRP ........................................................................................................................... 10
Tabela 2.2. Propriedades das resinas termoendurecíveis .......................................................... 14
Tabela 2.3. Propriedades gerais de adesivos epoxy .................................................................... 18
Tabela 2.4. Propriedades dos laminados de CFRP ...................................................................... 21
Tabela 2.5. Factor de redução ambiental para várias condições de exposição. ......................... 29
Tabela 3.1 Propriedades das argamassas de vermiculite e perlite. ............................................ 56
Tabela 3.2. Propriedades das placas de gesso. ........................................................................... 57
Tabela 3.3. Propriedades das placas de silicato de cálcio. .......................................................... 58
Tabela 3.4. Propriedades das fibras minerais. ............................................................................ 59
Tabela 3.5. Propriedades das mantas de fibras cerâmicas e placas de lã de rocha. .................. 59
Tabela 4.1. Descrição geral das vigas utilizadas nos ensaios de resistência ao fogo. ................. 64
Tabela 4.2. Características do betão utilizado. ........................................................................... 67
Tabela 4.3. Características do aço em varão utilizado. ............................................................... 67
Tabela 4.4. Caracteristicas do laminado CFRP utilizado.............................................................. 68
Tabela 4.5. Caracteristicas das placas de silicato de cálcio utilizadas. ........................................ 70
Tabela 4.6. Temperaturas de transição vítrea obtidas pelas diferentes curvas e para cada taxa
de aquecimento. ......................................................................................................................... 73
Tabela 4.7. Parâmetros da viga RC. ............................................................................................. 79
Tabela 4.8. Parâmetros da viga EBR. ........................................................................................... 81
Tabela 4.9. Parâmetros das vigas NSM-E e NSM-C. .................................................................... 82
Tabela 4.10. Parâmetros de dimensionamento e experimentais das vigas de referência. ........ 85
Tabela 5.1. Tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina e rotura
do sistema de reforço dos ensaios das vigas EBR. .................................................................... 108
Tabela 5.2. Tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina e rotura
do sistema de reforço dos ensaios das vigas NSM. ................................................................... 116
Tabela 5.3. Deslocamentos a meio vão das vigas EBR no instante inicial do ensaio após
carregamento e resistência do sistema de reforço................................................................... 120
Tabela 5.4. Deslocamentos a meio vão das vigas NSM no instante inicial do ensaio após
carregamento e resistência do sistema de reforço................................................................... 123
Tabela 5.5. Temperatura média nas zonas de ancoragem dos ensaios das vigas EBR e NSM. 132
Tabela 5.6. Tempos de resistência ao incêndio das vigas EBR vs. NSM. ................................... 133
Tabela 5.7. Classificação das vigas EBR e NSM de acordo com a resistência ao incêndio. ....... 137
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
xviii
Simbologia
xix
Simbologia
Notações romanas
Símbolo Descrição
Af Área de laminado de CFRP
As Área de armadura
b Largura da secção de betão
bf Largura do laminado de CFRP
b1 Rácio entre a distância entre a fibra superior da secção e a posição da linha neutra
e altura do diagrama de compressões no betão
CE Factor de redução ambiental
C Força resultante das tensões de compressão no betão
c2 Distância entre a fibra superior da secção e a posição da linha neutra
d Distância entre a fibra superior da secção e o centro de gravidade das armaduras;
dc Diâmetro dos provetes cilíndricos
E’ Módulo de armazenamento
E’’ Módulo de perda
Ecm Valor estimado para o módulo de elasticidade secante
Ef Módulo de elasticidade do laminado CFRP
Eincêndio Valor de cálculo da carga de incêndio
Es Módulo de elasticidade das armaduras
esyd Valor de cálculo da extensão de cedência
esyk Valor característico da extensão de cedência;
esym Valor médio da extensão de cedência
F Força máxima
fc’ Valor característico da resistência à compressão do betão
fcbd Tensão de corte resistente do betão
fck,cilindros Resistência característica à compressão do betão em cilindros
fck,cubos Resistência característica à compressão do betão em cubos
fcm,28dias Resistência média à compressão do betão em cubos aos 28 dias
fcm,cilindros Resistência média à compressão do betão em cilindros
fcm,cubos Resistência média à compressão do betão em cubos
fct Resistência à tracção do betão por compressão diametral
fctk Resistência à tracção do betão por compressão diametral característica
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
xx
fctm Resistência à tracção do betão por compressão diametral média
fs Tensão de tracção das armaduras
fum Valor médio da tensão de rotura das armaduras
fyd Valor de cálculo da tensão de cedência do aço
fym Valor médio da tensão de cedência do aço
fyk Valor característico da tensão de cedência do aço
FT,f,X’1 Força de tracção no laminado na respectiva secção de dispensa
fx Fluxo de calor
hf Distância entre a fibra superior da secção e o centro do laminado
I Inércia
kb Factor que tem em conta a geometria da ligação
kc Factor que tem em conta a compacidade do betão
L Comprimento do vão da viga
lb Comprimento de amarração
lb,max Comprimento de amarração máximo
M Momento flector
Mcr Momento de fendilhação
Mn Momento flector resistente nominal
Mrd Momento resistente de cálculo
Mu Momento flector actuante de cálculo
MX’1 Momento flector na secção X’1
Pcr Carga de fendilhação
Prd Carga resistente de cálculo
Rn Resistência nominal do elemento
Rd Valor de cálculo da carga resistente.
SDL Acções permanentes
SLL Acções variáveis
Sn Desvio padrão
t Tempo
T Temperatura
Td Temperatura de decomposição
Tf Força resultante das tensões de tracção no laminado
tf Espessura do laminado de CFRP
Tfa Força de amarração resistente na zona de ancoragem
Simbologia
xxi
Tfa,máx Força de amarração resistente máxima na zona de ancoragem
Tg Temperatura de transição vítrea
Ts Força resultante das tensões de tracção nas armaduras
V Esforço transverso
Vrd Esforço transverso resistente de cálculo
VX’1 Esforço transverso na secção X’1
wDL Valor da carga permanente
wLL Valor da carga variável
wu Valor da carga de dimensionamento
z Distância entre a resultante das forças de tracção e compressão
Notações gregas
Símbolo Descrição α
Factor de redução que tem em conta a influência das fendas de corte na resistência
da ligação.
ρ Massa volúmica
Rácio entre a distância da fibra superior da secção e a posição da linha neutra e
altura do diagrama de compressões do betão
εc Extensão de compressão do betão
εcu Extensão última de compressão do betão
εf Extensão no laminado
εfd Valor limite da extensão do laminado
εfu Extensão última de cálculo do laminado
εr Extensão do reforço
εs Extensão nas armaduras traccionadas
εsyd Valor de cálculo da tensão de cedência das armaduras
εsyk Valor característico da tensão de cedência das armaduras
εtu Extensão de rotura à tracção
ηfi Coeficiente de redução
Factor de redução da capacidade mecãnica do laminado de CFRP
σfu Tensão última de cálculo do laminado
σ*fu Tensão última nominal do laminado
σtu Tensão de rotura à tracção do adesivo
θ Ângulo de inclinação das bielas de compressão
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
xxii
θ g Temperatura do incêndio
Factor de redução da resistência
Siglas
Símbolo Descrição ACI American Concrete Institute
AFRP Polímero reforçado com fibras de aramida (do inglês aramid fibre reinforced
polymer)
ASTM American Society for Testing and Materials
CEB Comité Euro-International du Béton
CFRP Polímero reforçado com fibras de carbono (do inglês carbon fibre reinforced
polymer)
CNR Consiglio Nazionale delle Ricerche
CSA Canadian Standards Association
DIBt Deutches Institut fur Bautechnik
DMA Análise mecânica dinâmica (do inglês dynamic mechanical analysis)
DSC Calorimetria diferencial de varrimento (do inglês differential scanning calorimetry)
EBR Externally bonded reinforcement
EC2 Eurocódigo 2
EN European Norm
Fib Fédération Internacionale du béton
FRP Polímero reforçado com fibras (do inglês fiber reinforced polymer)
GFRP Polímero reforçado com fibras de vidro (do inglês glass fiber reinforced polymer)
HM Rigidez elevada (do inglês high modulus)
HS Resistência elevada (do inglês high strength)
IPQ Instituto Português da Qualidade
ISO International Standards Organization
IST Instituo Superior Técnico
JSCE Japan Society of Civil Engineers
LC Laboratório de Construção
LERM Laboratório de Estruturas e Resistência dos Materiais
LNEC Laboratório Nacional de Engenharia Civil
NP Norma Portuguesa
NSM Near Surface Mounted
Simbologia
xxiii
SIA Swiss Society of Engineers and Architects
SC Silicato de cálcio
TGA Análise de termogravimetria (do inglês thermogravimetric analysis)
UHM Rigidez ultra elevada (do inglês ultra high modulus)
UHS Resistência ultra elevada (do inglês ultra high strength)
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
xxiv
1 – Introdução
1
1 - Introdução
1.1 - Enquadramento geral
Desde sempre que o Homem sente a necessidade de encontrar abrigo. Na sua qualidade de
pensador e executante, o Homem sempre conseguiu encontrar abrigo, muitas vezes sendo
obrigado a construí-lo. Enquanto na pré-história os materiais utilizados se cingiam a pedras e
paus, a evolução natural da civilização levou o Homem a procurar e inventar materiais mais
resistentes, que permitissem mais segurança e conforto. Essa vontade conduziu a uma
constante evolução na construção desde então até aos dias de hoje.
Ao longo da evolução da história da construção, os principais avanços na Engenharia Estrutural
estiveram ligados à introdução de novos materiais. Foi assim com a aplicação da madeira como
elemento estrutural, bem como com o aparecimento do ferro na construção a partir dos sécs.
XVIII e XIX. Na primeira metade do séc. XX dá-se uma nova revolução na construção com o
aparecimento do betão armado, considerado o material de eleição na construção passando
desde então a ser o mais utilizado. O conceito de que o betão armado é um material eterno
está há muito desmistificado, sabendo-se que se por um lado é muito resistente é também
muito sensível a certos ambientes, podendo apresentar elevada deterioração, mecânica e
física, ao longo do tempo. Com a perda de resistência mecânica ao longo do tempo e com o
aumento das solicitações das estruturas, quer por alteração da sua função ou simplesmente
por erros de projecto ou construção, surge a necessidade de reforçar estruturas de betão
armado.
Nas últimas décadas, têm sido aplicadas várias técnicas de reforço de estruturas, sendo a mais
comum a aplicação de armaduras de aço exteriores aos elementos em betão envolvidas numa
camada adicional de betão. Esta técnica designa-se por encamisamento. Estas podem ser pré-
esforçadas ou ordinárias, mas são, à semelhança do betão armado, susceptíveis à
deterioração. Outra das desvantagens deste tipo de reforço prende-se com o facto de não
conseguir manter as características de arquitectura do próprio elemento a reforçar, uma vez
que são materiais de alguma dimensão que, quando aplicados, alteram a geometria das peças.
Da necessidade de responder às questões de um reforço estrutural duradouro e resistente,
minimizando os efeitos na arquitectura, que seja de fácil e rápida aplicação, surgiram, em
meados dos anos 1980, os primeiros estudos que visavam a aplicação de novos materiais
compósitos no reforço de estruturas. Os novos materiais compósitos estudados eram
diferenciáveis pela incorporação de fibras de reforço no seio de uma matriz polimérica. A estes
deu-se a designação de materiais FRP (do inglês Fiber Reinforced Polymer), sendo que à data
eram já muito utilizados em diversas indústrias, destacando-se a naval e a aeroespacial.
Estes materiais são constituídos por fibras de vidro, carbono ou aramida embebidos numa
matriz polimérica, e destacam-se do aço pelo facto de apresentarem uma resistência muito
elevada a ambientes extremos bem como à fadiga. Como outras vantagens destaca-se o facto
de apresentarem elevada resistência à tracção mantendo uma massa volúmica reduzida.
Dadas as visíveis qualidades deste novo material, a sua utilização em sistemas de reforço de
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
2
betão armado tornou-se corrente, destacando-se o reforço à flexão de vigas e lajes, o reforço
ao esforço transverso de vigas e o reforço ao esforço axial e confinamento de pilares.
Dos vários materiais FRP disponíveis no mercado, o que é mais utilizado na construção é
aquele cujas fibras de reforço são fibras de carbono, tendo a designação de CFRP (do inglês,
Carbon Fiber Reinforced Polymer). Estes são os mais utilizados uma vez que são os que
apresentam melhores características para as várias situações de reforço, principalmente pelo
elevado módulo de elasticidade que apresentam, sendo semelhante ao do aço. No entanto, o
seu custo elevado bem como certas características do seu comportamento fazem com que
ainda não seja uma alternativa indiscutível às técnicas e materiais correntemente utilizados na
construção. O facto de estes apresentarem uma elevada resistência à tração faz com que
muitas vezes a rotura do reforço se dê pela sua ligação ao betão, mecânica ou colada, não
mobilizando por inteiro a resistência do próprio material de reforço. Esta característica tem
como resultado a pouca ductilidade que as estruturas reforçadas com CFRP apresentam.
Contudo, têm sido realizados diversos estudos nos últimos anos sobre o reforço de estruturas
de betão armado com sistemas CFRP com o intuito de minorar as roturas prematuras do
sistema e a diminuição de ductilidade das mesmas.
O comportamento destes materiais a temperaturas elevadas continua a ser um dos grandes
entraves à sua total afirmação como material de reforço. Quando a temperatura atinge um
determinado valor, o de transição vítrea, o material do sistema de reforço mais susceptível de
falhar é a resina de colagem. Esta passa de um estado vítreo para um estado viscoso,
comprometendo toda a resistência do sistema de reforço e colocando em causa a segurança
do elemento a reforçar, bem como da estrutura em que se engloba. Estas características levam
a uma preocupação relativa ao comportamento destes sistemas em situação de incêndio. No
entanto, até à data, ainda não foram produzidos estudos suficientes que expliquem o
comportamento destes sistemas em situação de incêndio. Este facto é comprovável pelas
verificações de segurança ao incêndio dos diversos regulamentos e normas, que aconselham a
desprezar o reforço estrutural em CFRP na resistência total do elemento, excepto nos casos
em que se elaborem estudos que comprovem que com a aplicação de sistemas de protecção
ao fogo a temperatura de transição vítrea do material mais susceptível não é atingida. O
comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com CFRP e o
desenvolvimento de sistemas de protecção tem vindo a ser identificado pela comunidade
científica internacional como temas que necessitam de ser estudados com maior detalhe.
1.2 - Objectivos e metodologia
O principal objectivo desta dissertação prende-se com o estudo e compreensão do
comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de
CFRP. O reforço à flexão das vigas de betão armado foi realizado segundo as técnicas EBR e
NSM (Externally Bonded Reinforcement e Near Surface Mounted, respectivamente). Este
estudo enquadra-se na linha de investigação que tem vindo a ser desenvolvida desde o ano de
2001 pela Secção de Construção do IST, referente ao estudo de novos materiais estruturais,
1 – Introdução
3
em particular, materiais plásticos reforçados com fibras. Deste modo, pode-se agrupar os
objectivos desta dissertação nos seguintes pontos:
Estudar experimentalmente a influência da técnica de reforço (técnica EBR e NSM)
no comportamento ao fogo das vigas;
Estudar experimentalmente a influência do tipo de adesivo de colagem (epóxido
ou cimentício) no comportamento ao fogo das vigas reforçadas pela técnica NSM;
Estudar experimentalmente a geometria do sistema de protecção ao fogo (placas
de silicato de cálcio) mais adequada ao sistema de reforço com laminados de CFRP.
Com o intuito de aumentar o conhecimento científico sobre este tema foram realizados
ensaios de resistência ao fogo a um total de dezassete vigas. Uma destas dezassete vigas foi
ensaiada sem qualquer tipo de protecção ao fogo, bem como sem nenhum reforço estrutural à
flexão, constituindo a viga de referência. De seguida, ensaiaram-se oito vigas de betão armado
reforçadas à flexão por colagem de laminados de CFRP na face sujeita à tracção, face inferior
sendo esta técnica designada de EBR. O adesivo utilizado para a colagem dos laminados nesta
técnica foi o epóxido, sendo que, no decorrer da campanha experimental, se decidiu estudar
também um adesivo epóxido com uma temperatura de transição vítrea superior, optando-se
por se realizar dois dos oito ensaios com este novo adesivo. As restantes oito vigas foram
reforçadas com laminados de carbono de acordo com a técnica NSM. Esta consiste na criação
de rasgos ao longo da face sujeita à flexão da viga no interior dos quais foram introduzidos
laminados de carbono. Destas oito vigas, em quatro foi aplicado um adesivo epóxido,
enquanto nas restantes quatro foi aplicado um adesivo cimentício.
Com a realização dos ensaios referidos, pretendeu-se caracterizar a eficácia das diferentes
geometrias de sistema de protecção, medida através do tempo de ensaio até à rotura do
sistema de reforço quando sujeito ao incêndio padrão definido na ISO 834 e a um
carregamento típico da combinação acidental. Com os ensaios realizados foi possível comparar
os resultados entre si, dentro da mesma técnica de reforço com o mesmo adesivo ou adesivo
diferente, bem como entre técnicas de reforço.
Para a determinação das propriedades dos materiais envolvidos na construção de uma viga
reforçada com laminados de carbono, realizaram-se ensaios que permitiram avaliar a
resistência a esforços de compressão e tracção do betão. Quanto à determinação das
propriedades mecânicas e físicas dos laminados de CFRP utilizados, bem como dos adesivos
epóxido e cimentício, recorreu-se a estudos experimentais realizados por outros autores aos
mesmos materiais e às indicações dos fabricantes.
Todos os ensaios realizados foram precedidos de um profundo estudo bibliográfico no qual se
pretendeu compreender as características gerais dos FRP’s, bem como a sua evolução
histórica. Este estudo bibliográfico teve também como objectivo o conhecimento dos
diferentes métodos de dimensionamento presentes em diversos regulamentos e normas de
reforço à flexão com laminados de carbono. A leitura e compreensão de estudos semelhantes
e na mesma área de outros autores tornou-se uma mais valia para a presente dissertação,
quer por complementar a informação e conhecimento adquiridos, quer por fornecerem dados
comparáveis com os obtidos nos ensaios realizados no âmbito desta dissertação.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
4
1.3 - Organização da dissertação
A presente dissertação encontra-se organizada em seis capítulos distintos, os quais se
descrevem de seguida.
No presente capítulo é feito um enquadramento do tema da dissertação no contexto da
construção e engenharia de estruturas. Faz-se ainda uma descrição dos objectivos da
dissertação bem como das questões a que a mesma pretende a responder.
No segundo capítulo faz-se uma breve descrição da evolução histórica dos materiais
compósitos, com destaque para os reforçados com fibras. Apresentam-se ainda as
características gerais dos FRP’s bem como, mais particularmente, as características dos CFRP,
material utilizado no presente estudo. De seguida, faz-se uma caracterização dos materiais
constituintes dos CFRP’s, apresentam-se as formas estruturais do material e, por fim, aborda-
se as duas técnicas de reforço à flexão utilizadas nesta dissertação. Apresenta-se ainda as
indicações gerais para o dimensionamento segundo normas actuais.
No terceiro capítulo introduz-se o tema da temperatura elevada e do fogo, apresentando-se a
sua influência nas propriedades físicas e mecânicas dos materiais utilizados no reforço
estrutural, bem como nos materiais constituintes do betão armado. É ainda referido o efeito
da temperatura na ligação entre o betão e os laminados de CFRP e são descritas as
particularidades dos sistemas de protecção ao fogo mais utilizados. Por fim, são apresentados
estudos realizados por outros autores sobre o comportamento de estruturas de betão armado
reforçadas com sistemas CFRP a temperaturas elevadas, incluindo os resultados por estes
obtidos e as suas principais conclusões.
O quarto capítulo refere-se ao programa experimental do presente trabalho. Descreve-se o
comportamento dos materiais utilizados, indicando-se os valores das suas propriedades e
características, determinadas nesta dissertação e obtidas por outros autores. Referem-se os
resultados obtidos nos ensaios de flexão das vigas de referência, bem como o seu processo de
fabrico e o esquema e procedimento de ensaio. Por fim, indica-se o procedimento de ensaio
das vigas ensaiadas à resistência ao fogo, descrevendo-se o processo de fabrico das vigas, a
colocação dos termopares, a colocação do sistema de protecção e o procedimento de ensaio.
No quinto capítulo abordam-se os resultados obtidos nos ensaios de resistência ao fogo. É
analisada a evolução da temperatura no interior do forno, bem como a evolução das
temperaturas no interior e exterior das vigas no decorrer dos ensaios. Discutem-se os
resultados alcançados quanto ao deslocamento a meio vão das vigas, fazendo-se uma análise
comparativa entre todos os ensaios realizados. Por fim, apresenta-se uma descrição dos
fenómenos verificados nas vigas após os ensaios, relacionando-os com as hipóteses levantadas
nos pontos anteriores, fazendo-se também referência à regulamentação de segurança contra
incêndios em edifícios em vigor no país.
No sexto capítulo apresentam-se as conclusões decorrentes do estudo experimental realizado,
sugerindo-se aspectos passíveis de serem melhorados e estudados mais aprofundadamente
em campanhas experimentais futuras, que permitirão aumentar e melhorar o conhecimento
1 – Introdução
5
sobre o comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com laminados de
CFRP.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
6
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
7
2 - Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão
armado
2.1 - Evolução histórica dos materiais compósitos
O conceito de material compósito na construção resulta da combinação de dois ou mais
materiais que, quando usados separadamente, podem não ter utilidade como material de
construção, por não apresentarem as propriedades necessárias ao fim a que se destinam. No
entanto, quando combinados, e mantendo uma superfície de interface identificável, este novo
material agrupa, de uma maneira simbiótica, as melhores propriedades de cada um dos
materiais que lhe deram origem [2.1].
Desde cedo, o Homem, sentindo a necessidade de criar novos materiais, aprendeu a juntar
materiais entre si, recorrendo a outros com propriedades adesivas para garantir a sua ligação.
Como exemplo destes materiais com propriedades adesivas, tem-se a argila, o barro, as resinas
vegetais, a clara de ovo, sendo que estes e outros são utilizados desde a Antiguidade. Nas
antigas civilizações, a utilização de materiais compósitos era já uma técnica muito comum. Os
Gregos e os Romanos utilizavam nas suas construções materiais adesivos à base de sangue de
animais e de resinas de árvores. Os Egípcios, através da mistura de palha com argilas,
fabricavam tijolos com um desempenho estrutural superior aos de barro. Neste sistema
construtivo dos Egípcios, a palha é introduzida com o objectivo de diminuir a fissuração dos
tijolos durante o processo de secagem, obtendo-se assim um compósito onde a palha funciona
como fibra de reforço e a argila funciona como a resina dos plásticos reforçados com fibras
(FRP’s), sendo que este apresenta algumas semelhanças com os compósitos modernos [2.1,
2.2].
Enquanto o conceito de materiais compósitos existe há vários séculos, a incorporação de fibras
de reforço numa matriz polimérica é uma técnica relativamente recente, que apenas se tornou
possível com o desenvolvimento da indústria dos plásticos, a partir do início do século XX. A
primeira aplicação conhecida dos polímeros reforçados com fibras FRP’s data do meio da
década de 1930, tendo sido utilizados no casco de um barco, no âmbito de um projecto
experimental [2.3].
Na década de 1940, dá-se a expansão de utilização dos compósitos modernos, começando a
ser aplicados estruturalmente. Com a preocupação de encontrar materiais cada vez mais leves
e resistentes, estruturalmente e quimicamente, as indústrias naval e aeroespacial (Figuras 2.1
a e 2.1 b) revelaram-se, neste período, como as grandes impulsionadoras no desenvolvimento
de materiais compósitos [2.1]. No fim da década de 1940, surge a primeira aplicação dos FRP’s
na indústria petrolífera, sendo que nos dias de hoje é ainda uma das principais áreas de
aplicação destes materiais. Esta utilização é justificada pelo bom comportamento dos
materiais compósitos quando expostos a ambientes agressivos, bem como pelas suas
propriedades térmicas e electro-magnéticas. No início da década de 1950, os materiais FRP’s
começam a ser utilizados nas indústrias químicas, em estações de tratamento de águas
residuais, em estações eléctricas e na indústria do tratamento de papel, sendo a sua utilização
justificada pelas mesmas razões anteriormente enunciadas [2.3].
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
8
A indústria automóvel introduziu materiais compósitos nos seus componentes pela primeira
vez no início da década de 1950 (Figura 2.2) e, na década de 1970, era já a principal
consumidora de compósitos, suplantando a indústria naval [2.3].
Na década de 1960, começaram a ser produzidos ‘materiais compósitos avançados’. Estes
tinham a particularidade de serem constituídos por fibras de elevada resistência e módulo de
elasticidade, destacando-se as fibras de carbono. No entanto, devido ao elevado custo que
estes materiais apresentavam, a sua utilização era praticamente exclusiva das indústrias
associadas à defesa.
Na década de 1970, no contexto da crise energética, houve um esforço da indústria dos
materiais compósitos para reduzir os custos de produção, permitindo a utilização dos mesmos
por novas indústrias e novos sectores do mercado, desde barcos de recreio e artigos de
desporto. Na década de 1980, com a descoberta de novos processos de fabrico, foi possível
fabricar novos compósitos com propriedades mecânicas superiores aos até então fabricados,
sendo que estes também passaram a ser produzidos a preços inferiores. Em paralelo, ocorreu
um impulso na produção de plásticos reforçados com fibras de aramida [2.13].
No final da década de 1980 e no início da década de 1990, a redução do custo dos FRP’s
relacionada com a evolução tecnológica de processos de fabrico como a pultrusão,
Figura 2.2. Utilização de compósitos FRP em carros de competição [2.43].
a) b)
Figura 2.2. Utilização de compósitos FRP em carros de competição [2.43].
Figura 2.1. a) Utilização de fibras de vidro no casco de navios militares [2.41]; b) Utilização de FRP em aviões [2.42].
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
9
acompanhou a necessidade de renovação de certas infra-estruturas, principalmente as
rodoviárias, com exigências de funcionalidade crescentes. Com o apoio da indústria, bem
como de organizações governamentais, o desenvolvimento de projectos-piloto em paralelo
com o crescimento do esforço de investigação permitiu uma aceitação cada vez maior destes
materiais em aplicações do sector da construção. Deste modo, e ainda na década de 1990,
deu-se início a uma série de conferências internacionais que visavam discutir aspectos
específicos do uso destes materiais compósitos na Engenharia Civil.
Desde então, têm sido desenvolvidos produtos muito diversificados, com especial destaque
para varões e cabos de pré-esforço para reforço interior de estruturas de betão, mantas e
laminados para o reforço exterior de estruturas de betão, cabos para pontes suspensas, perfis
estruturais e painéis de laje pré-fabricados. Estes têm tido um número crescente de
aplicações, quer em obras de reparação, quer em construções novas.
2.2 - Características gerais dos FRP’s
Para produzir um material compósito FRP é necessário conjugar dois materiais primários, as
fibras e a matriz polimérica. Do mesmo modo, pode referir-se que estes são formados por
duas fases, as fibras, que garantem o desempenho mecânico do material, e a matriz
polimérica, que garante a coesão do compósito, sendo responsável pela transferência das
cargas para as fibras [2.4]. À semelhança do betão, que também é um material compósito, os
FRP’s podem incorporar material de enchimento (filler) e um conjunto de aditivos que
permitem melhorar cercas propriedades ou o processo de fabrico. De um modo geral, o
comportamento e a resposta mecânica de um material FRP são influenciados pelos seus
constituintes, pela orientação e comprimento das fibras, pela sua distribuição na matriz, pelas
propriedades mecânicas da própria matriz, bem como pela ligação entre estes dois.
A combinação criteriosa destes materiais tem permitido o desenvolvimento e o aparecimento
de novos produtos, que têm sido utilizados nas mais diversas aplicações estruturais, sendo
hoje em dia uma opção válida e bem estabelecida em diversos mercados, incluindo o da
construção. Nos pontos seguintes, apresenta-se uma análise aos materiais constituintes dos
compósitos FRP, em que se referem as suas principais características e propriedades.
2.2.1 - Materiais constituintes
2.2.1.1 - Fibras
As fibras são o principal componente estrutural dos compósitos FRP, na medida em que
garantem a resistência e rigidez destes materiais. Os parâmetros que influenciam o seu
comportamento são a forma, a orientação, o teor e a composição química. A forma contínua
das fibras é aquela que permite o melhor desempenho estrutural do compósito, possibilitando
a sua orientação em direcções específicas. Já a sua orientação tem um papel importante no
valor do módulo de elasticidade e da resistência à tracção, uma vez que estes atingem
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
10
máximos para a direcção principal das fibras. Estes vão diminuindo à medida que a direcção
dos esforços/solicitações se afasta da direcção das fibras [2.5].
Os compósitos FRP mais utilizados correntemente são os seguintes:
GFRP, polímeros reforçados com fibras de vidro, do inglês ‘Glass Fiber Reinforced
Polymer’;
CFRP, polímeros reforçados com fibras de carbono, do inglês ‘Carbon Fiber Reinforced
Polymer’;
AFRP, polímeros reforçados com fibras de aramida, do inglês ‘Aramid Fiber Reinforced
Polymer’.
Na tabela 2.1 apresentam-se as principais características dos três tipos de fibras anteriormente
referidos. É de referir que estas são características gerais ou médias das fibras, uma vez que de
entre das fibras de carbono, vidro e aramida existem ainda diversos subtipos de fibras. A título
de exemplo, de entre das fibras de carbono, existem fibras de resistência elevada, de
resistência muito elevada, de módulo de elasticidade elevado e de módulo de elasticidade
muito elevado [2.6].
Tabela 2.1. Principais propriedades e características das fibras mais utilizadas para reforçar compósitos FRP (adaptado de [2.1], [2.2] e [2.6])
Propriedades Fibras
Vidro Carbono Aramida
Mecânicas
Resistência à tracção (MPa)
1800 - 4800 2000 – 6000 2900 – 4100
Módulo de elasticidade (GPa)
69 – 90 160 – 700 60 – 190
Extensão de rotura (%) 3.0 – 5-5 0.2 – 2.3 2.0 – 5.0
Coeficiente de Poisson (-) 0.4 0.3 – 0.4 0.2
Físicas
Massa volúmica (g/cm3) 2.5 1.7 – 2.1 1.5
Diâmetro das fibras (μm) 3 – 120 4 – 10 12
Estrutura das fibras (-) Isotrópica Anisotrópica Anisotrópica
Térmicas
Coeficiente de dilatação térmica (10
-6/K)
5.0 – 6.0 Axial: -1.3 a -0.1
Radial: 18.0 -2.0
Condutibilidade
[W/(m˚C) ] 1.3 8.5 – 70.0 -
Eléctricas Resistividade (Ω) 4.0x1014
9.5 – 18.0(x10-6
) -
As fibras de vidro, presentes em compósitos de GFRP, são as mais utilizadas na construção,
uma vez que, além de apresentarem uma resistência mecânica elevada, têm um preço
relativamente reduzido. Existem diversos tipos de fibra de vidro (com as designações de E, S,
AR e C). No entanto, todos os tipos apresentam o mesmo módulo de elasticidade. A diferença
entre os diversos tipos prende-se com o valor da resistência mecânica, a resistência à corrosão
e a diversos químicos. A título de exemplo, refere-se que as fibras AR são as que apresentam
melhor resistência aos agentes alcális. As fibras de vidro têm como principais desvantagens o
facto de apresentarem reduzidos módulos de elasticidade, exibirem fraca resistência à
humidade e a ambientes alcalinos, bem como serem susceptíveis à rotura por fadiga [2.7, 2.8].
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
11
As fibras de aramida consistem em cadeias de moléculas de poliamida aromática. Foram
desenvolvidas e patenteadas por DuPont em 1965, obtendo a designação comercial de Kevlar.
Estas são mais resistentes que as de vidro e podem apresentar um módulo de elasticidade
bastante superior. O facto de apresentarem um coeficiente de absorção de humidade elevado,
serem difíceis de fabricar, bem como terem um elevado custo em comparação com outras
fibras de reforço, fez com que se tornassem menos atractivas para o mercado da construção
civil [2.4]. A somar às desvantagens referidas apresentam-se outras propriedades como a sua
reduzida resistência à compressão e o facto de serem muito sensíveis à degradação pela
radiação ultravioleta [2.7].
As fibras de carbono são produzidas a temperaturas elevadas (1200°C - 2400°C) sendo que a
matéria-prima para o seu desenvolvimento poderá provir de três materiais precursores
diferentes. As fibras resultam do tratamento térmico destes precursores, todos eles materiais
orgânicos ricos em carbono. As três proveniências das fibras são uma seda celulósica rayon
fabricada a partir da polpa da madeira ou do línter do algodão, o poliacrilonitrilo ou o alcatrão
de hulha. O percursor mais comum é o poliacrilonitrilo, uma vez que proporciona fibras com
melhores características, as fibras PAN. No entanto, também é usual a utilização de fibras
pitch, estas derivadas do processamento do petróleo, alcatrão de hulha, apresentando maior
rigidez relativamente a outras fibras comercializadas [2.4].
As fibras de carbono apresentam uma coloração preta e, por norma, são muito duráveis. Têm
um bom comportamento mecânico, apresentando boa resposta a cargas de fadiga e fluência,
funcionando muito bem em ambientes quentes e húmidos uma vez que não absorvem
humidade. O seu bom comportamento a ambientes quentes pode ser justificado com o facto
de estas apresentarem um reduzido coeficiente de expansão térmica na direcção longitudinal
permitindo, deste modo, uma melhor estabilidade estrutural [2.4]. Têm como desvantagem o
facto de serem termicamente e eletricamente condutoras, podendo criar, quando em contacto
com metais, uma célula galvânica, dada a diferença de potencial entre estes materiais. Em
1992, Alias e Brown [2.9] estudaram os efeitos destas diferenças de potencial, chegando à
conclusão que este facto pode desencadear um processo de degradação da resina do material
FRP, bem como a corrosão do próprio metal.
As fibras de carbono, apesar do seu custo considerável, apresentam como vantagens o facto
de possuírem elevados valores de tensão última e módulo de elasticidade, associados a um
reduzido peso próprio. No entanto, dado o seu comportamento anisotrópico, a resistência
mecânica não é igual em todas as direcções, tendo uma resistência radial reduzida.
Dadas as suas características, hoje em dia, pode encontrar-se quatro variedades destas fibras
no mercado. Estas são classificadas tendo em conta as suas resistências e os seus módulos de
elasticidade. Têm-se as fibras de resistência elevada (HS – High Strength), as de resistência
ultra elevada (UHS – Ultra High Strength), as de rigidez elevada (HM – High Modulus) e as de
rigidez ultra elevada (UHM – Ultra High Modulus). Quanto à aplicação destas fibras em reforço
estrutural, as mais utilizadas são, de momento, as de resistência elevada (HS). Na figura 2.3 é
possível observar um gráfico tensão-deformação com os três tipos de fibras utilizados no
reforço em comparação com os do aço correntemente utilizado no betão armado [2.10].
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
12
Por observação da figura 2.3, conclui-se que as fibras de carbono, aramida e vidro apresentam
um comportamento linear até à sua rotura. De facto, esta característica é considerada uma
desvantagem das fibras em relação ao comportamento dúctil do aço corrente e do aço de pré-
esforço. No entanto, as tensões de rotura das fibras de carbono, aramida e vidro são
consideravelmente superiores às dos aços apresentados. Verifica-se também que, dos três
tipos de fibras apresentados, as fibras de vidro são as que apresentam maior extensão na
rotura, contudo ainda menor que as atingidas pelos aços. As fibras de carbono têm, como
principal razão da sua utilização no reforço de estruturas de betão, o facto de apresentarem
elevado módulo de elasticidade. Como tal, para se mobilizar a resistência das mesmas, são
necessários deslocamentos ou deformações inferiores aos apresentados pelas restantes fibras
e aços.
As fibras de reforço utilizadas na composição dos polímeros de carbono, aramida ou vidro
podem ser apresentados de diferentes modos. Estas estão disponíveis em conjuntos de
filamentos contínuos quase paralelos não torcidos, designados por rovings, ou em conjuntos
de filamentos contínuos quase paralelos torcidos, designados por yarns. Um terceiro modo de
apresentação é o de fibras curtas, designado por chopped, com 3 a 50 mm de comprimento
[2.2].
As fibras contínuas permitem obter valores máximos de resistência e rigidez, denotando a
importância que o comprimento destas tem sobre as características das mesmas. Deste modo,
ao contrário das fibras contínuas, os compósitos constituídos por fibras curtas distribuídas
aleatoriamente apresentam menores valores de resistência e rigidez. Os compósitos por elas
constituídos têm propriedades quase isotrópicas e apresentam como desvantagem uma maior
fluência da matriz [2.8].
2.2.1.2 - Matriz
A matriz de um compósito reforçado com fibras pode ser metálica, cerâmica e, neste caso,
polimérica. Geralmente, a utilização de metais ou polímeros como matriz deve-se ao facto de
Figura 2.3. Gráfico tensão-deformação de várias fibras, de cordões de aço de pré-esforço e de aço A500 [2.2].
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
13
ser habitual pretender-se que o compósito apresente alguma capacidade de ductilidade. A
composição da matriz tem um papel determinante na resposta do compósito às acções
solicitadas. Factores como a variação da composição da matriz ou a temperatura de
processamento da mesma alteram as propriedades do compósito. Estas alterações
manifestam-se na rigidez do compósito, na resistência ao fogo, na resistência aos raios
ultravioleta, na resistência à humidade, na condutividade térmica e eléctrica e na resistência a
ataques químicos [2.11, 2.12].
Desempenhando as fibras um papel essencial na constituição dos FRP’s, a resina responsável
pela materialização da matriz polimérica tem também funções importantes no funcionamento
do compósito, nomeadamente as seguintes:
Garantir a adequada transferência de tensões para as fibras;
Proteger as fibras de abrasão mecânica ou ataques químicos;
Garantir a separação de fibras evitando a propagação de fissuras de fibra para fibra;
Impedir deslocamentos horizontais e transversais das fibras;
Oferecer resistência à encurvadura das fibras, quando estas estão sujeitas a
compressão;
Proteger as fibras da humidade (semelhante ao recobrimento no betão de modo a
proteger as armaduras de aço).
As resinas, em conjunto com os aditivos e o material de enchimento, são as responsáveis pela
constituição da matriz de um compósito. Relativamente às resinas poliméricas, estas podem
dividir-se em dois grandes grupos, as termoplásticas e as termoendurecíveis.
As resinas termoplásticas, onde se incluem o polipropileno, a poliamida, o polietileno e o
polibutileno, formam as moléculas através de ligações fracas de Van der Waals ou de pontes
de hidrogénio, não possuindo as ligações mais fortes, as covalentes. As resinas termoplásticas
permitem, deste modo, uma reciclagem e reutilização das mesmas, na medida em que estas
não cristalizam numa estrutura definitiva, isto é, podem ser aquecidas e moldadas
repetitivamente sem que a sua composição química se altere. Uma vez que as resinas
termoplásticas apresentam menor grau de cristalinidade em relação às resinas
termoendurecíveis, a sua temperatura de transição vítrea, Tg, é também menor, resultando
numa menor resistência à temperatura [2.11, 2.14].
As resinas termoendurecíveis, onde se incluem as de poliéster, as de viniléster, as epóxidas e
as fenólicas, são formadas através de uma reacção química de polimerização da qual, na
presença de calor, se forma uma estrutura tridimensional amorfa com ligações moleculares
covalentes. Dada a irreversibilidade da sua estrutura, estas resinas, ao contrário das
termoplásticas, não podem ser recicladas e reutilizadas. No entanto, apresentam baixa
viscosidade, que permite elevadas velocidades de processamento. Com esta característica
garante-se, também, uma maior facilidade de manuseamento e impregnação das fibras.
Quanto ao comportamento mecânico, as resinas termoplásticas apresentam, em relação às
resinas termoendurecíveis, melhor tenacidade e deformação na rotura mais elevado. De outro
modo, as matrizes termoendurecíveis são as que apresentam melhores características para a
confecção de FRP’s por proporcionarem melhor estabilidade térmica, reduzida fluência em
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
14
relação às termoplásticas e boa resistência química. A decisão de utilizar uma resina
termoplástica ou uma resina termoendurecível na composição do material compósito é
condicionada pelas propriedades que se pretendem obter, pelo custo de produção e pelo
modo de cura a adoptar [2.15].
Tendo em conta as diferentes características entre as resinas termoplásticas e
termoendurecíveis e as vantagens e desvantagens que cada grupo apresenta, as resinas mais
utilizadas na construção são as resinas termoendurecíveis. Esta utilização justifica-se pela
melhor resistência a ambientes extremos, melhor estabilidade térmica e melhor resposta
mecânica (deformação na rotura inferior às termoplásticas). Na tabela 2.2 apresentam-se as
propriedades gerais das principais resinas termoendurecíveis.
Tabela 2.2. Propriedades das resinas termoendurecíveis (adaptado de [2.1], [2.2], [2.4] e [2.11])
Propriedade Unidades Poliéster Epóxidas Viniléster Fenólica
Resistência à tracção
MPa 20-100 55-130 68-90 30-50
Módulo de Elasticidade
GPa 2.0 - 4.1 2.0 - 4.1 3.5 – 5.2 3.6
Extensão na rotura % 1.0 – 5.0 1.0 – 8.0 3.0 – 4.0 1.8 – 2.5
Massa volúmica g/cm3 1.20 – 1.30 1.20 – 1.30 1.12 – 1.16 1.00 – 1.25
Temperatura de transição vítrea
°C 55 - 120 50 - 270 102 - 280 220 - 250
As resinas de poliéster são comummente utilizadas para produzir perfis pultrudidos de FRP
bem como varões de FRP em substituição dos varões de aço. Embora possuam boas
características gerais têm menor durabilidade que as resinas de viniléster. Apresentam bom
equilíbro entre as suas propriedades mecânicas, químicas e eléctricas. Como vantagens
apresentam facilidade de processamento e manuseamento, devido à viscosidade reduzida,
estabilidade dimensional, baixo custo e versatilidade, que permite alterar a composição da
matriz durante as reacções de polimerização. Quanto às desvantagens, estas manifestam-se
através da elevada retracção volumétrica durante o processamento e o facto de terem uma
temperatura de transição vítrea reduzido. Nos Estados Unidos da América, este tipo de resinas
representa aproximadamente 75 % das aplicações comerciais [2.17].
As resinas epóxidas são normalmente associadas às fibras de carbono para a criação de FRP
em aplicações com elevados requisitos de resistência, rigidez, temperatura elevada e
durabilidade. Uma vez que possuem uma elevada viscosidade, o seu processamento e
manuseamento torna-se mais difícil que as resinas de poliéster. Têm também uma cura mais
demorada, no entanto, sofrem uma retracção mais reduzida uma vez que as epóxidas
apresentam valores entre 1,2% a 4,0% e as de poliéster cerca de 8,0%. Estes factores justificam
as excelentes propriedades adesivas das resinas epóxidas [2.1, 2.8].
As resinas de viniléster são as mais recentes, tendo começado a ser desenvolvidas apenas nos
últimos 20 anos. São cada vez mais um grande apelativo à construção devido à sua elevada
durabilidade e ao seu fácil processamento [2.4]. Estas resinas são consideradas um híbrido
entre as resinas de poliéster e as resinas epóxidas, conjugando as melhores propriedades
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
15
mecânicas das últimas com a facilidade de processamento e manuseamento das primeiras.
Com um custo também ele intermédio entre estas resinas, a sua grande desvantagem prende-
se com a elevada retracção volumétrica durante o processo de cura [2.3].
Quanto às resinas fenólicas, estas são as resinas termoendurecíveis utilizadas há mais tempo
(desde meados de 1900), no entanto, só recentemente se começou a utilizá-las na formação
de FRP para reforço de estruturas. Este atraso na sua utilização no reforço de estruturas
prende-se com o facto da dificuldade de reforçar a resina com fibras e o difícil processo de
cura que estas apresentam [2.4]. Em comparação com as restantes resinas, são menos
inflamáveis e produzem menos fumo numa situação de incêndio. Para além disso, apresentam
uma boa estabilidade dimensional e mantêm boas propriedades adesivas para temperaturas
elevadas [2.8].
Por norma, os compósitos FRP apresentam boa resistência à fadiga em comparação com os
metais. Tendo em conta que a rotura por fadiga se dá tendo em conta o acumular de danos e
imperfeições na resina, quanto mais dureza e menos imperfeições a resina apresentar melhor
resistirá à fadiga. Quando comparadas com as resinas de poliéster e viniléster, as resinas
epóxidas são as que apresentam melhor resposta à fadiga [2.2].
2.2.1.3 - Aditivos
À semelhança de outros materiais compósitos, como o betão, também aos compósitos FRP
podem ser adicionados diversos aditivos com vista a melhorar certas propriedades ou
características dos mesmos. Estes, por norma, são utilizados em pequenas quantidades e
actuam sobre a matriz do FRP alterando as suas propriedades mecânicas e o seu
processamento. As funções dos principais aditivos para compósitos FRP presentes no mercado
são as seguintes:
Diminuição da retracção e do teor de vazios;
Diminuição da inflamabilidade e da produção de fumos tóxicos em situação de
incêndio;
Aumento da condutibilidade eléctrica e da interferência electromagnética;
Aumento da dureza através da adição de borracha ou outros elastómeros;
Atraso ou inibição da oxidação dos polímeros através da adição de antioxidantes;
Redução da tendência para a atracção de cargas eléctricas, que podem provocar
choques eléctricos, incêndios ou atrair poeiras através da adição de agentes anti-
estáticos;
Diminuição da massa volúmica através de aditivos precursores de espumas;
Prevenção da perda de brilho, descoloração, fendilhação e desintegração devido à
radiação ultra-violeta através da adição de estabilizadores ultra-violeta;
Alteração da cor através da adição de corantes.
É de referir que existem também plastificantes que, embora cumpram a sua função de
aumentar a trabalhabilidade da resina e aumentem, também, a flexibilidade e ductilidade da
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
16
matriz polimérica, têm como desvantagem a diminuição da dureza do compósito e a
respectiva tenacidade [2.2, 2.16].
2.2.1.4 - Material de enchimento
A principal função do material de enchimento é a redução de custos no produto final. No
entanto, à semelhança dos aditivos, os materiais de enchimento também podem melhorar e
alterar características e propriedades no compósito FRP. Estes podem ser designados de
cargas e fillers e atingir até 20% do peso final do compósito FRP destinado ao reforço de
estruturas, sendo que para outras aplicações esta percentagem pode ir até 60%.
Os fillers permitem obter uma melhoria do comportamento em situação de incêndio (pela
diminuição do conteúdo orgânico). Por outro lado, ao contribuírem para uma diminuição da
retracção da matriz, garantem um compósito com uma estabilidade dimensional elevada,
prevenindo o desenvolvimento de fissuras em zonas de descontinuidade, de danos exteriores
e de acumulação excessiva de resina. O efeito de prevenção do desenvolvimento de fissuras
faz com que o compósito apresente uma melhor resistência a ambientes extremos. Estes
materiais de enchimento permitem ainda melhorar outras propriedades, nomeadamente a
dureza, a resistência à fadiga e à fluência ou a resistência química da matriz polimérica [2.1,
2.17].
Entre os compostos mais utilizados como filler incluem-se o carbonato de cálcio, o caulino, a
alumina e o sulfato de cálcio. Os dois últimos compostos, em particular, são utilizados para
melhorar o comportamento do compósito em situação de incêndio, reduzindo a
inflamabilidade e a produção de fumo [2.1].
2.2.2 - Adesão fibras-matriz
As propriedades mecânicas da ligação fibra-matriz dependem essencialmente da adesão e da
compatibilidade mecânica entre as fibras e a matriz e, também, do ângulo entre as fibras de
reforço e a direcção da solicitação [2.1].
Para garantir uma boa interacção mecânica entre as fibras e a matriz, as respectivas
propriedades mecânicas devem ser adaptadas. Por exemplo, para evitar o desenvolvimento de
microfissuras na matriz, antes de ser atingida a capacidade de deformação máxima das fibras,
a extensão na rotura da matriz deve ser superior à das fibras. Por outro lado, em compressão,
a matriz deve ter uma rigidez mínima, para evitar a encurvadura das fibras [2.1].
A rigidez e a resistência da adesão fibra-matriz dependem também, em grande medida, do
ângulo entre as fibras e a direcção da solicitação, verificando-se valores máximos daquelas
grandezas quando as direcções das fibras e da solicitação são coincidentes [2.1].
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
17
2.3 - Características gerais dos adesivos de colagem
O adesivo de colagem é o material responsável pela colagem do compósito de FRP, neste caso
laminados de FRP (2.4.1.2), e pela transferência de tensões entre o betão, ou a peça solicitada,
e o laminado de FRP. Com isto, permite-se que os materiais funcionem em conjunto na
resposta às acções solicitadas. Nos dois planos da interface betão-adesivo e adesivo-laminado,
as tensões são predominantemente de corte, sendo possível que ocorram também tensões
normais. No reforço estrutural, as resinas mais utilizadas são as resinas epóxidas, no entanto,
existem no mercado diversos tipos de resinas para cada necessidade de solicitação ou
resistência. Uma vez que, para aplicações no âmbito da engenharia civil, não existem adesivos
que respondam a todos os requisitos necessário, é comum, à semelhança das resinas para a
matriz do compósito FRP, a adição de fillers e aditivos.
Nos sistemas de reforço curados ‘in-situ’, o adesivo de colagem do reforço à estrutura a
reforçar é a própria resina do compósito FRP. Nestes casos, a resina é responsável não só pela
transmissão de tensões do elemento a reforçar para o compósito FRP, como do compósito FRP
para as fibras de reforço. Neste tipo de soluções, a resina habitualmente utilizada é do tipo
epóxido de dois componentes, a resina e o endurecedor.
Nos sistemas de reforço onde se utilizam compósitos pré-fabricados, por exemplo laminados,
o adesivo de colagem deverá ser de tipo diferente à da resina utilizada para a matriz do
compósito FRP. Para estes casos, o adesivo de colagem mais comummente utilizado é,
também, uma resina do tipo epóxido de dois componentes [2.18].
As principais características que definem um adesivo, em estado não endurecido, são a
viscosidade, o tempo de utilização e o tempo de contacto. A viscosidade do adesivo é um
parâmetro que ajuda a estabelecer a trabalhabilidade da resina. O tempo de utilização, pot
life, é o tempo durante o qual a mistura é trabalhável sem dificuldade. O tempo de contacto é
o tempo decorrido a partir do momento em que se aplica a resina até ao instante em que esta
endurece. Decorrido o tempo de contacto da resina, deixa de ser possível realizar uma
colagem.
Factores como a temperatura ambiente, a temperatura do suporte, a humidade ou a correcta
mistura dos dois componentes, resina e endurecedor, influenciam a viscosidade, o tempo de
utilização e o tempo de contacto [2.2].
As resinas do tipo epóxido são as mais utilizadas no reforço de estruturas em engenharia civil,
quer como matriz do compósito FRP, quer como adesivo de colagem. Estas apresentam
diversas vantagens em relação às restantes resinas disponíveis no mercado destacando-se as
seguintes [2.2, 2.19]:
Boas propriedades de aderência a uma grande variedade de substratos com elevada
resistência coesiva;
Podem ser endurecidas pela inclusão de borracha;
Menor retracção, quando comparadas com resinas de poliéster, acrílicas e vinílicas,
permitindo a ligação de grandes áreas apenas com pressão de contacto entre o
compósito e o elemento a reforçar;
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
18
Menor fluência e conservação da resistência sob cargas permanentes;
Boa adaptação a superfícies irregulares;
Podem ser consideradas tixotrópicas para a aplicação em superfícies verticais.
Na tabela 2.3 apresentam-se algumas características e propriedades das resinas epóxidas
correntemente comercializadas.
Tabela 2.3. Propriedades gerais de adesivos epoxy (adaptado de [2.2], [2.11] e [2.20])
Propriedade Unidades Intervalo de valores
Resistência à tracção MPa 9 – 55
Resistência à compressão MPa 55 – 120
Resistência ao corte MPa 10 – 30
Tensão de aderência ao betão por tracção
MPa 2 – 8
Módulo de elasticidade GPa 0.5 – 20.0
Módulo de distorção GPa 0.2 – 8.0
Coeficiente de Poisson - 0.3
Extensão na rotura % 0.5 – 5.0
Massa volúmica g/cm3
1.1 – 1.7
Temperatura de transição vítrea °C 40 - 80
2.4 - Características gerais dos compósitos CFRP
As fibras de carbono apresentam diversas vantagens em relação às fibras de vidro e de
aramida, sendo as mais utilizadas em situações de reforço em engenharia civil. No ponto
2.2.1.1 identificam-se estas vantagens e desvantagens resumindo-se nas seguintes:
Permitem um maior acréscimo da resistência, uma vez que apresentam maior
resistência à tracção;
Permitem um maior acréscimo de rigidez, uma vez que apresentam maior módulo de
elasticidade;
Permitem um maior acréscimo simultâneo de rigidez e resistência.
Além das vantagens referidas tem-se, ainda, que em relação às de vidro e às de aramida, estas
apresentam melhor comportamento à fadiga e à actuação de cargas repetidas, elevada
resistência a ataques químicos e são imunes à corrosão [2.5, 2.10, 2.21].
Na figura 2.4 apresenta-se um gráfico com os diagramas tensão-deformação dos principais
compósitos FRP (CFRP, GFRP e AFRP) e o aço utilizado correntemente na construção de
estruturas de betão armado, macio e de pré-esforço.
Por observação da figura 2.4, verifica-se que todos os compósitos FRP apresentam um
comportamento linear até à rotura. No entanto, o compósito CFRP é o que apresenta maior
tensão de rotura e menor extensão na rotura. Verifica-se também ser o que tem maior módulo
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
19
de elasticidade, sendo que é o mais semelhante ao do aço e, como tal, o mais apto a funcionar
em conjunto com este no reforço de uma estrutura de betão armado.
No restante capítulo far-se-á uma descrição dos modos de apresentação dos compósitos CFRP
presentes no mercado, bem como uma exposição da influência da temperatura e humidade no
compósito CFRP e, por fim, a resposta que estes apresentam ao efeito de fluência e relaxação.
2.4.1 - Modos de apresentação
Os modos de apresentação dos compósitos CFRP presentes no mercado dividem-se em dois
grandes grupos, os sistemas curados ‘in-situ’ e os sistemas pré-fabricados. Dentro dos sistemas
pré-fabricados, tem-se os laminados e os varões e cabos. Quanto aos sistemas curados ‘in-situ’
tem-se as mantas, os tecidos e os fios. Dentro destes dois grupos, poderá fazer-se uma nova
classificação tendo em conta as direcções das fibras, sejam elas unidirecionais (1D),
bidirecionais (2D) ou multidireccionais (3D) [2.5]. Na presente secção far-se-á uma descrição
de cada um destes modos bem como do processo de fabrico e aplicabilidade de cada um.
2.4.1.1 - Mantas
As mantas de CFRP fazem parte dos sistemas curados ‘in-situ’, sendo que para estes é
necessária uma resina de impregnação para que o material se torne funcional. Estas podem vir
pré-impregnadas ou em estado seco, no entanto, é sempre necessário uma resina para servir
de adesivo ou de matriz e adesivo ao mesmo tempo, respectivamente.
Estas mantas são constituídas, geralmente, por fibras contínuas unidireccionais, no entanto, e
caso seja necessário realizar um reforço em duas direcções, estas podem apresentar fibras
contínuas nas duas direcções (bidireccionais), sendo estas últimas designadas por tecidos.
Figura 2.4. Gráfico tensão-deformação de vários compósitos FRP, aço de pré-esforço e de aço macio (adaptado de [2.2])
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
20
Estas fibras estão dispostas sobre uma rede ou plástico protector que confere ao material a
resistência necessária até à sua aplicação. No seu processo de fabrico as fibras são agrupadas,
esticadas e alinhadas para, posteriormente, serem colocadas numa prensa. Estas são
prensadas em simultâneo com uma rede de suporte, uma tela pré-impregnada com reduzidas
quantidades de resina epóxida e um plástico de protecção retirado no acto de aplicação. No
caso de se ter um sistema seco, sem pré-impregnação, a tela pré-impregnada é omitida. De
referir que a pré-impregnação não faz uma impregnação total das fibras, sendo apenas um
modo de garantir que estas estão aglomeradas e não se separam no transporte e aplicação.
Com a aplicação final de resina como adesivo completa-se o compósito e o sistema de reforço
[2.2, 2.5].
Tanto as mantas como os tecidos são fornecidos em rolos com espessuras de 0.1 mm a 0.5 mm
e larguras de 25 a 50 cm. O facto de não serem fornecidos na sua rigidez final, confere-lhes
boa trabalhabilidade e possibilita a aplicação de sucessivas camadas, o que com os laminados
(2.4.1.2) é impossível. Na figura 2.5, a) e b), ilustra-se um exemplo de manta CFRP e outro de
tecido CFRP, respectivamente.
2.4.1.2 - Laminados
Os laminados são a forma mais comum de aplicação de compósitos CFRP, tendo na literatura
internacional as designações de ‘plate’, ‘strip’ ou ‘laminate’. Resultam da impregnação de uma
resina termoendurecível, geralmente resina epóxida, num feixe de fibras contínuas alinhadas e
esticadas. O seu processo de fabrico é semelhante à da pultrusão de perfis metálicos ou perfis
de FRP. Este processo garante a impregnação das fibras, estabelecendo também uma largura e
espessura normalizadas. As fibras são dispostas segundo a direcção longitudinal do laminado,
garantindo a máxima resistência e rigidez nessa direcção, sendo que a sua aplicação se destina
a resolver problemas de tracção. Os laminados apresentam, geralmente, espessuras de 1 mm
a 2.4 mm sendo possível a criação de laminados de espessuras superiores. O volume de fibras
varia de 65% a 75% do volume do laminado, sendo a restante percentagem a resina de
impregnação. A resina responsável pelo adesivo será, regra geral, uma resina distinta da
utilizada para a impregnação do laminado.
a) b)
Figura 2.5. a) Manta CFRP com fibras unidirecionais [2.22]; b) Tecido CFRP com fibras bidirecionais [2.23].
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
21
O processo de fabrico dos laminados (pultrusão) permite converter as fibras e a resina de
impregnação num produto acabado. De entre os vários processos de fabrico de materiais
compósitos das últimas décadas, a pultrusão revelou-se o processo economicamente mais
viável, sendo o que apresenta uma relação produtividade/custo mais elevada [2.2]. A
pultrusão divide-se em duas fases. Na primeira fase, as fibras são impregnadas num molde
com a forma pretendida para a secção transversal, enquanto a matriz se encontra no estado
líquido. Na segunda fase, dá-se a solidificação da matriz no molde de onde resulta a peça final.
A peça final poderá ter dezenas de metros que são, habitualmente, armazenados em rolos.
Na figura 2.6 apresenta-se o aspecto final de um laminado, a disposição dos seus constituintes
e o seu modo de armazenagem.
Na tabela 2.4 apresentam-se as principais características e propriedades dos laminados
comercializados em Portugal.
Tabela 2.4. Propriedades dos laminados de CFRP (adaptado de [2.2])
Propriedade Unidade Intervalo de valores
Módulo de elasticidade GPa 165 - 300
Resistência à tracção MPa 1500 – 3200
Extensão na rotura à tracção % 0.45 – 1.70
Percentagem volúmica de fibras % 67 - 70
Massa volúmica kg/m3 1600
Temperatura de transição vítrea
mínima ⁰C 50
Largura do laminado mm 50 - 150
Espessura do laminado mm 1.2 – 1.4
a) b) c)
Figura 2.6. a) Laminado de CFRP [2.44]; b) Constituintes de um laminado de CFRP [2.18]; c) Modo de armazenamento de laminados de CFRP [2.2].
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
22
2.4.1.3 - Fios
Os fios são o modo de apresentação do compósito de CFRP menos utilizado na construção. A
sua aplicabilidade é muito restrita, estando confinada apenas a uma técnica de reforço
designada por encamisamento automático. Os elementos de betão sujeitos a esforços triaxiais
de compressão apresentam uma resistência final superior à obtida por compressão simples.
Este efeito verifica-se devido ao impedimento da deformação transversal por efeito de Poisson
do elemento carregado axialmente. Deste modo, é frequente, o confinamento lateral dos
pilares, elementos comprimidos, com o objectivo de aumentar a sua resistência à compressão.
Existem diversos métodos disponíveis através da aplicação de mantas e tecidos no perímetro
da secção do pilar.
O método designado por encamisamento automático consiste num mecanismo automático
que vai girando à volta do pilar à medida que uma bobina de fios vai sendo desenrolada. Estes
fios, à medida que o mecanismo gira, vão-se enrolando no perímetro do pilar, confinando-o. O
mecanismo tem a capacidade de desenrolar os fios ao mesmo tempo que aplica a resina. Esta
técnica engloba-se no sistema de cura ‘in-situ’. Na figura 2.7 apresenta-se uma imagem do
método de armazenagem dos fios bem como a técnica de encamisamento automático a ser
aplicada.
2.4.1.4 - Varões e cabos
Através do processo de pultrusão é possível fabricar varões de CFRP com fibras alinhadas na
direcção longitudinal do varão. Estes varões podem, à semelhança do varões de aço, ser
nervurados, de modo a aumentar a aderência ao betão. A produção destes varões teve como
principal objectivo a substituição dos varões de aço na construção de estruturas em betão
armado. No entanto, até aos dias de hoje, são ainda uma solução cara em relação aos
tradicionais varões de aço. Por esta razão e por apresentarem rotura frágil, bem como uma
aderência ao betão inferior à do aço, são uma solução pouco utilizada.
a) b)
Figura 2.7. a) Técnica de encamisamento com recurso a fios de CFRP [2.11]; b) Rolos de fios de CFRP [2.45].
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
23
Através do mesmo método de fabrico (pultrusão), é possível criar cordões de CFRP que, depois
de enrolados, constituem cabos. Estes podem ser aplicados por pré-esforço nas estruturas de
betão armado. A aplicação de pré-esforço exterior à estrutura de betão armado através destes
cordões é uma técnica cada vez mais utilizada no reforço de estruturas, uma vez que é uma
técnica não invasiva e não destrutiva, com grande resistência a ambientes extremos em
relação à mesma técnica com cabos de aço. Na figura 2.8 apresentam-se os varões de CFRP e
uma solução pré esforçada com cabos de CFRP.
2.4.2 - Influência da temperatura e humidade
Factores como a temperatura e humidade influenciam as características das resinas, como
descrito no ponto 2.4, e, consequentemente, a resposta do compósito CFRP às acções
solicitadas. Sabe-se que as resinas, após atingida a temperatura de transição vítrea, perdem
algumas das suas características físicas e mecânicas, deixando o sistema CFRP de funcionar
com toda a sua eficácia, podendo levar ao colapso da estrutura que está a reforçar. Deste
modo, não é aconselhável a aplicação destes sistemas em locais onde a temperatura máxima
diária ultrapasse a temperatura de transição vítrea mínima dos constituintes dos sistemas
CFRP presentes no mercado, habitualmente 50°C.
De modo a responder a esta problemática, em 1996 Clarke [2.26] publicou o manual Eurocomp
em que se propõe um limite de aplicação dos sistemas CFRP para a construção. Neste, Clarke
estabelece que a aplicação de um sistema de CFRP pressupõe que a sua temperatura de
transição vítrea seja 10°C a 20°C superior ao valor da temperatura máxima diária nesse local.
Embora existam compósitos FRP e, mais concretamente, CFRP com elevadas resistências à
humidade, todas as formulações poliméricas estão sujeitas a absorver humidade. Este efeito
tem consequências no comportamento dos compósitos, destacando-se a redução da
temperatura de transição vítrea e a redução das suas propriedades mecânicas [2.2, 2.27].
2.4.3 - Fluência e relaxação
Os compósitos reforçados com fibras, devido às propriedades viscoelásticas do material
(polímeros termoendurecíveis), podem apresentar diferentes comportamentos à fluência e à
a)
b)
b)
Figura 2.8. a) Cordões de CFRP [2.24]; b) Varões de CFRP [2.25]
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
24
relaxação quando sujeitos a acções constantes no tempo. Estas variações de deformação e
tensão num compósito são, fundamentalmente, dominadas pela ocorrência de mecanismos de
alteração na matriz, ao nível das forças internas de ligação. Dependem de factores como o
grau de cura da resina, o volume e a orientação das fibras, o processo de fabrico do FRP e,
ainda, de agentes do meio, como a temperatura e a humidade. Neste contexto, as fibras de
carbono, aramida e vidro têm excelente resistência.
Quanto maior for a temperatura de transição vítrea do compósito, maior é a resistência do
material à fluência. Os compósitos reforçados unidireccionalmente apresentam melhor
comportamento na direcção das fibras do que os bidirecionais e os multidireccionais. O
aumento de tensões de tracção, combinado com ambientes de elevada amplitude
higrotérmica e agentes químicos agressivos, pode conduzir ao amolecimento da resina, à
diminuição da ligação interlaminar e, por último, à antecipação no tempo da ruína por fluência
[2.28].
Num trabalho recente, realizado por Yamaguchi [2.29], foram realizados ensaios de
investigação das propriedades em fluência de varões de GFRP, AFRP e CFRP. Estes varões, com
55% de volume de fibras, foram ensaiados durantes 1000 horas à temperatura ambiente de
22±1°C. Neste estudo, Yamaguchi conclui que, ao inverso dos varões de GFRP e AFRP, os
varões de CFRP não apresentaram praticamente nenhuma deformação por fluência, nem
perda significativa de tensão por relaxação.
2.5 - Reforço de vigas à flexão com laminados de CFRP
Nesta secção aborda-se, numa primeira fase, as duas principais técnicas de reforço à flexão de
vigas de betão armado. Estas designam-se por EBR (Externally Bonded Reinforcement), onde os
laminados são colados na face exterior da viga, e por NSM (Near Surface Mounted), onde os
laminados são inseridos em rasgos criados na face da viga de betão armado. Numa segunda
fase, analisa-se as directivas e recomendações de dimensionamento, de ambos os sistemas,
segundo o documento normativo ACI 440.2R-08 [2.30] e o Bulletin 14 da fib [2.6].
2.5.1 - Sistema EBR
Existem diversos sistemas de reforço à flexão, no entanto, o EBR (Externally Bonded
Reinforcement) é o mais comum, uma vez que é o mais simples de aplicar. O sistema EBR
consiste na colagem de um laminado CFRP na face do elemento a reforçar.
Para a aplicação deste método, são necessários três componentes, o substrato, o adesivo e o
laminado de CFRP. A técnica inicia-se pela preparação do substrato, neste caso a face inferior
de uma viga de betão armado. Nesta deverá ser criada uma rugosidade livre de pós, óleos e
sujidade, de modo a garantir uma boa base de aderência do adesivo. Este trabalho poderá ser
realizado com o auxílio de um martelo de agulhas (ver figura 2.9 a). Posteriormente,
regulariza-se e extrai-se os pequenos detritos que já estejam soltos com a aplicação de uma
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
25
escova de aço e, por fim, aplica-se um sopro de ar comprimido para retirar as poeiras. Na
figura 2.9 b) ilustra-se o aspecto final de uma viga pronta a receber a aplicação do reforço.
A fase seguinte de aplicação da técnica prende-se com a preparação do adesivo, geralmente
epóxido. Com o adesivo preparado e o laminado de CFRP cortado na dimensão desejada, e
limpo com sopro de ar comprimido e várias passagens de acetona, procede-se ao barramento
do substrato com o adesivo. De seguida, e dentro do tempo de utilização da resina, aplica-se,
também, adesivo no laminado, sendo esta alisada por recurso a uma bitola. Na figura 2.10 a)
ilustra-se a técnica de alisamento da resina no laminado e na figura 2.10 b) mostra-se o
aspecto final da viga após barramento com resina epóxida.
Por fim, procede-se à colagem do laminado à viga de betão armado por simples encosto. Esta
técnica é a mais simples de aplicar, uma vez que não envolve mão-de-obra especializada,
envolve poucos utensílios e materiais e apresenta elevados rendimentos.
a) b)
a) b)
Figura 2.9. a) Criação de rugosidade na superfície do betão com recurso a martelo de agulhas; b) Superfície do betão pronta a receber laminado.
Figura 2.10. a) Utilização da bitola para regularizar a espessura de adesivo no laminado; b) Superfície da viga após barramento do adesivo.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
26
2.5.2 - Sistema NSM
A técnica NSM (Near Surface Mounted) nasceu, nos últimos anos, da necessidade de aumentar
a capacidade resistente do sistema de reforço CFRP. Esta técnica consiste na colocação de
laminados de CFRP (também podem ser varões ou barras) no interior de rasgos realizados no
betão de recobrimento. Em comparação com o sistema EBR, esta técnica tem a particularidade
de o reforço estar protegido mecanicamente e quimicamente no interior do betão, e o facto
de retardar uma rotura por descolamento prematuro. O sistema NSM apresenta as seguintes
vantagens [2.2]:
Maior resistência ao descolamento/arrancamento;
Maior protecção face aos actos de vandalismo;
Redução da quantidade de CFRP para um mesmo acrescento de resistência com o
sistema EBR;
Redução da superfície de betão a tratar;
Maior resistência ao fogo.
A aplicação desta técnica envolve a preparação do substrato, da resina e dos laminados de
CFRP.
A primeira fase de aplicação do sistema NSM consiste na preparação do substracto. Neste
deverão ser criados rasgos, com recurso a uma rebarbadora ou máquina de corte de
processamento de pedra, os quais devem ser posteriormente limpos de poeiras, óleos e
detritos. Após a criação dos rasgos, o interior destes é soprado com ar comprimido para
garantir que se encontram limpos.
A segunda fase consiste na preparação do adesivo, e da sua aplicação no substracto e no
laminado. A aplicação do adesivo no laminado é semelhante à da técnica EBR, com a
particularidade de ser necessário aplicar em ambos os lados do laminado. A preocupação de
Figura 2.12. Colocação do laminado de CFRP no interior do rasgo.
Figura 2.11. Preenchimento dos rasgos com resina epóxida.
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
27
uniformizar a espessura de adesivo no laminado não se coloca para esta técnica, uma vez que
este vai ficar totalmente embebido. O preenchimento dos rasgos com adesivo é feito com
recurso a espátulas onde é essencial garantir que a totalidade do rasgo se encontra preenchido
sem bolhas de ar. Na figura 2.11 é possível ver o preenchimento dos rasgos com adesivo
epóxido.
A terceira e última fase de aplicação do sistema NSM prende-se com a colocação dos
laminados no interior do rasgo, garantindo a sua horizontalidade e que estes ficam centrados
no mesmo. Terá de se ter o cuidado de retirar o excesso de adesivo, para que este fique à face
com o betão, e preencher qualquer vazio que a colocação dos laminados possa ter causado. Na
figura 2.12 ilustra-se a colocação do laminado no rasgo, já preenchido de adesivo, com os
devidos cuidados de modo a garantir que fica centrado no mesmo.
Tendo em conta as vantagens da técnica NSM em relação à técnica EBR, conclui-se que a
primeira técnica não é tão utilizada uma vez que apresenta algumas limitações. A principal
limitação é a profundidade dos rasgos estar condicionada pela espessura do betão de
recobrimento. Tem-se ainda como desvantagens o facto de ser uma técnica mais trabalhosa,
que envolve mais pessoal, instrumentos e ferramentas especializadas e ainda o tratamento do
substrato ser mais complexo que o efectuado na técnica EBR.
2.6 - Indicações gerais de dimensionamento segundo o ACI 440 e o
FibBulletin 14
Neste capítulo apresentam-se as recomendações de dimensionamento do reforço à flexão de
vigas de betão armado com laminados de CFRP. Neste estudo, os documentos seguidos para o
dimensionamento dos reforços foram o ACI 440 [2.30] e o Bulletin 14 da fib [2.6]. O ACI 440
será utilizado para dimensionar o reforço, enquanto o Bulletin 14 da fib dá algumas
recomendações nas questões de aderência do CFRP ao betão.
Outros documentos normativos internacionais definem critérios de dimensionamento,
verificações de segurança e fornecem recomendações para aplicação destes sistemas,
nomeadamente os seguintes:
Documentos de homologação alemães do Deutches Institut fur Bautechnik (DIBt); NR.
Z 36.12 – 29 e NR. Z 36.12-54 [2.31, 2.32];
Documentos da Swiss Society of Engineers and Architects (SIA): D0128 [2.33];
Relatórios técnicos da Concrete Society da Grã-Bretanha: Technical Report 55 e
Technical Report 57 [2.34, 2.35];
Regulamento canadiano The Canadian CSA S806 Code [2.36];
Regulamento egípcio The Egyptian FRP Code [2.37];
Documentos da Japan Society of Civil Engineers (JSCE) [2.38, 2.39];
Documento da CNR - Advisory committee of technical recommendations for
construction – Italy [2.40].
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
28
2.6.1 - Hipóteses de cálculo
O dimensionamento de sistemas de reforço de estruturas de betão armado com laminados de
CFRP colados exteriormente (EBR) baseia-se nos princípios dos estados limite. Devem ser
respeitados os requisitos de estados limite último, a limitação de tensões em serviço e a
verificação da ductilidade do sistema. Nestas verificações são admitidas as seguintes hipóteses
[2.2, 2.30]:
A ligação do sistema de reforço (laminado de CFRP) ao betão é considerada perfeita.
Na realidade, esta ligação não é perfeita uma vez que existe escorregamento entre o
laminado e o betão. Tal acontece devido às tensões de corte presentes no adesivo
quando o sistema está em serviço. No entanto, esta deformação não é significativa,
podendo ser desprezada;
As extensões de todos os materiais (reforço, betão e aço) são directamente
proporcionais à distância à linha neutra, ou seja, as secções mantêm-se planas após o
carregamento;
No momento de aplicação do reforço de CFRP, as acções a que a estrutura está sujeita
provocam uma reação elástica por parte da mesma;
Os cálculos de dimensionamento são baseados nas dimensões existentes, disposição
de armaduras e nas propriedades dos materiais do elemento a reforçar;
A extensão de compressão máxima admissível no betão é de 3‰;
Ignora-se a resistência à tracção do betão;
O comportamento do reforço de CFRP é linear até à rotura.
2.6.2 - Propriedade dos materiais e limites de reforço
Os valores das propriedades dos materiais de construção, fornecidos pelos seus fabricantes,
por norma, não têm em conta o factor de exposição ambiental a longo prazo. Deste modo, de
forma a ter em conta a redução das propriedades do CFRP com esta exposição, o ACI 440
recomenda que estes sejam reduzidos por aplicação de um factor de redução ambiental. Os
valores de cálculo da tensão última de resistência dos laminados (σfu) e da respectiva extensão
última (εfu) são calculados através da multiplicação dos valores nominais fornecidos pelo
fabricante (σfu* e εfu*, respectivamente) pelo factor de redução ambiental (CE). Os valores de
CE, fornecidos pelo ACI 440, dependem das condições de exposição e são fornecidos na tabela
2.5. A determinação do módulo de elasticidade do compósito CFRP (Ef) é feita através da Lei de
Hooke. As expressões (2.1), (2.2) e (2.3) enunciam os processos descritos [2.2, 2.30].
Refira-se que, se os fabricantes fornecerem os valores das propriedades dos materiais a utilizar
no dimensionamento, o factor de redução ambiental (CE) é unitário e, na prática, os valores
fornecidos não são reduzidos.
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
29
Tabela 2.5. Factor de redução ambiental para várias condições de exposição [2.30].
2.6.3 - Estado limite último de flexão
Segundo o ACI 440, a verificação de segurança ao estado limite último de flexão passa pela
confirmação da expressão (2.4),
onde,
- Factor de redução da resistência;
Mn - Momento flector resistente nominal;
Mu – Momento flector actuante.
O momento actuante é determinado tendo em conta a aplicação de um carregamento
majorado segundo a seguinte combinação de acções,
em que,
wu – Valor da carga de dimensionamento;
wDL – Valor da carga permanente;
wLL – Valor da carga variável.
O momento resistente nominal é determinado com base no método do diagrama rectangular
simplificado. Para o caso, todas as hipóteses definidas em 2.6.1 são consideradas válidas. Na
figura 2.13 a) apresenta-se uma secção rectangular genérica reforçada à flexão com um
laminado de CFRP e nas figuras 2.12 b) e 2.13 c) apresentam-se, respectivamente, os
diagramas de extensões e tensões em estado limite último de flexão. É importante notar que,
na quase totalidade dos casos, a estrutura é reforçada enquanto uma determinada carga actua
sobre ela. Como tal, a face inferior está tracionada e, consequentemente, pela relação tensão-
deformação de todos os materiais, apresenta uma extensão considerada inicial (εbi). O mesmo
acontece com a face superior, comprimida.
Condições de exposição Factor de redução
ambiental (CE)
Ambiente interior 0.95
Ambiente exterior (estruturas em ambientes não fechados)
0.85
Ambiente agressivo (complexos industriais químicos e estações de tratamento de águas
residuais) 0.85
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
30
Na figura 2.13 indicam-se diversos parâmetros cujo significado é o seguinte:
εc - Extensão de compressão do betão, que deverá ser no máximo 3‰ (extensão na
rotura por compressão =3‰);
εs - Extensão das armaduras tracionadas;
εf - Extensão do laminado;
fc’ - Valor característico da resistência à compressão do betão;
C - Força resultante das tensões de compressão no betão;
Ts - Força resultante das tensões de tracção nas armaduras;
Tf - Força resultante das tensões de tracção no laminado;
c2 - Distância entre a fibra superior da secção e a posição da linha neutra;
b - Largura da secção de betão;
bf - Largura do laminado;
d - Distância entre a fibra superior da secção e o centro de gravidade das armaduras;
hf - Distância entre a fibra superior da secção e o centro do laminado;
b1 - Rácio entre a distância entre a fibra superior da secção e a posição da linha neutra
e altura do diagrama de compressões no betão;
As – Área de armadura;
Af – Área de laminado de CFRP.
Para betões de classe até C30/35 ou com resistência característica à compressão até 35 MPa, o
parâmetro b1 tem o valor de 0.85. Se o betão utilizado na estrutura de betão armado tiver
uma resistência característica à compressão superior a 35 MPa, o valor de b1 deverá ser
reduzido de 0.05 por cada 7 MPa acima de 35 MPa, até a um mínimo de 0.65.
As forças resultantes C, Ts e Tf são determinadas através das seguintes expressões,
Figura 2.13. a) Secção genérica reforçada com laminado de CFRP; b) Diagrama de extensões em estado limite último; c) diagrama de tensões em estado limite último [2.2].
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
31
em que,
Ef – Módulo de elasticidade do laminado CFRP.
fs – Tensão de tracção das armaduras.
De modo a precaver as situações de rotura do sistema por destacamento do betão, o ACI 440
refere que a extensão do reforço (εr) deverá respeitar a seguinte condição,
√
em que,
- Valor limite da extensão do laminado;
- Espessura do laminado de reforço.
Para a determinação do valor do momento flector resistente nominal (Mn), é necessário
calcular a posição da linha neutra, isto é, determinar o parâmetro c2. O cálculo da posição da
linha neutra é efectuado por equilíbrio das forças C, Ts e Tf. No entanto, para se proceder ao
equilíbrio, terá de se verificar se um dos seguintes quatro modos de rotura ocorre:
1º Modo de rotura – Rotura por esmagamento do betão após a cedência das
armaduras.
2º Modo de rotura – Rotura por esmagamento do betão anterior à cedência das
armaduras.
3º Modo de rotura – Rotura pelo reforço após a cedência das armaduras.
4º Modo de rotura – Rotura pelo reforço anterior à cedência das armaduras.
No 1º modo de rotura, a tensão nas armaduras traccionadas (fs) assume o valor da respectiva
tensão de cedência (fyk) enquanto a extensão no betão é 3‰ (εcu ). Tal como se observa na
figura 2.13 c), de acordo com a hipótese assumida, o diagrama de extensões no instante da
rotura apresenta um andamento linear, pelo que o valor da extensão no reforço pode ser
calculado a partir da extensão no betão. Desta forma, é possível determinar a posição da linha
neutra. Finalmente, é necessário averiguar a validade deste mecanismo de rotura. Recorrendo
à posição calculada da linha neutra, verifica-se se a extensão nas armaduras é superior à que
provoca a sua cedência (εsyk) e se a extensão no laminado é inferior ao seu valor limite (εfd). O
procedimento de cálculo anterior resume-se da seguinte forma [2.2]:
1º Modo:
O procedimento de cálculo é semelhante para os outros três modos de rotura, resumindo-se
nos seguintes passos:
2º Modo:
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
32
3º Modo:
4º Modo:
Tendo sido determinado o modo de rotura do sistema de reforço a implementar, pode
calcular-se o momento flector resistente nominal através da seguinte expressão:
(
) (
)
em que:
- Factor de redução da capacidade mecãnica do laminado de CFRP tendo o valor
recomendado de 0.85.
Após determinado o momento Mn, pode-se afectar o factor de redução e verificar a
expressão (2.4). A determinação de é feita através da seguinte expressão presente no
ACI440.
2.6.4 - Aderência do betão ao CFRP
Para os modos de rotura associados ao destacamento do betão ou à perda de aderência do
sistema de reforço, o ACI440.2R-08 não sugere nenhuma verificação de segurança. Para evitar
estes modos de rotura, o documento americano estabelece uma verificação para o valor
máximo da extensão do laminado de carbono (expressão (2.9)). De modo a complementar esta
verificação, seguiu-se as recomendações do Bulletin 14 da fib [2.6].
De modo a evitar a rotura do sistema de reforço por destacamento do laminado numa zona
afastada das extremidades devido a elevadas tensões de corte na ligação betão-CFRP, o
Bulletin 14 da fib recomenda que as seguintes expressões sejam respeitadas,
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
33
em que,
V – Esforço transverso na secção em estudo.
fcbd – tensão de corte resistente do betão.
A tensão de corte resistente do betão é dada pela seguinte expressão,
(2.13)
em que é o coeficiente minorativo de resistência do betão com valor igual a 1.5.
De modo a evitar a rotura do sistema de reforço por destacamento do laminado na zona de
extremidade, o Bulletin 14 da fib refere a seguinte verificação de segurança,
em que,
- Força de tracção no laminado na respectiva secção de dispensa;
- Força de tracção resistente na extremidade.
A força de tracção no laminado, na respectiva secção de dispensa, pode ser determinada
através da expressão (2.15),
(
)
em que,
- Esforço transverso na secção
;
- Momento flector na secção
.
A secção corresponde ao ponto em que o diagrama de momento flector da viga sujeita à
carga de dimensionamento iguala o momento flector resistente da secção não reforçada.
Refira-se que deve ser considerada a translação do diagrama de momento flector, que tem em
conta as forças de tracção geradas pelo esforço transverso [2.2].
A força de tracção máxima resistente ( ) na extremidade do laminado acontece quando
se tem um comprimento de amarração máximo (lb,max). As expressões (2.16) e (2.17) permitem
calcular ambos os parâmetros.
√
√
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
34
Em que,
α – Factor de redução que tem em conta a influência das fendas de corte na
resistência da ligação, que tem o valor de 0.9;
bf – Largura do laminado;
kc – Factor que tem em conta a compacidade do betão, geralmente igual a 1.0, excepto
quando o laminado adere a betão de baixa compacidade, situação em que se
considera igual a 0.67;
kb – Factor que tem em conta a geometria da ligação, variando entre 1.0 e 1.3, e sendo
dado pela expressão (2.18).
√
onde a relação
tem de produzir um valor superior a 0.33.
No caso de se adoptar um valor de amarração inferior ao máximo, a expressão da força de
tracção resistente na extremidade do laminado assume a seguinte formulação(2.19).
(
)
2.6.5 - Recomendações em situações de serviço e de incêndio
Em condições de serviço, o ACI 440 não sugere nenhuma verificação adicional para além das
habitualmente realizadas em estruturas de betão armado. Questões como a abertura máxima
de fendas e deslocamentos máximos em vigas reforçadas com um sistema CFRP, são
respondidas de maneira semelhante às estruturas de betão correntes. No entanto, de modo a
evitar a ocorrência de deformações inelásticas, o ACI440 recomenda que a tensão de cedência
das armaduras não seja atingida para carregamentos de serviço, principalmente para os de
caracter cíclico. De modo a responder a esta recomendação, o mesmo documento refere que
a tensão nas armaduras não deve exceder 80% do valor característico da tensão de cedência e
que a tensão de compressão no betão não deve exceder 45% da resistência característica do
betão à compressão [2.2, 2.30].
Tanto o ACI440 como outros documentos já referidos, reconhecem a ineficiência dos sistemas
de reforço CFRP a temperaturas elevadas. Para o caso, o documento americano recomenda
que a verificação ao incêndio seja feita tendo em conta que o reforço é inexistente, isto é, que
não se considere a contribuição da resistência do sistema CFRP nas verificações de segurança
em serviço. O único caso onde esta poderá ser considerada é aquele em que se demonstre que
a temperatura do sistema de reforço se mantém abaixo de um valor crítico. Este caso é
possível pela aplicação de sistemas de protecção à acção do fogo. Assim, a capacidade
resistente do elemento não reforçado (considerando a deterioração das propriedades
mecânicas devido às temperaturas elevadas) deverá ser superior aos esforços causados pelo
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
35
carregamento em situação de incêndio [2.2]. O valor da temperatura crítica do sistema pode
ser considerado o menor dos valores de temperatura de transição vítrea dos materiais
constituintes do reforço, seja a resina do compósito CFRP ou a resina do adesivo, sendo
geralmente a do adesivo a mais condicionante.
Quando um sistema de reforço por colagem de laminados de CFRP é implementado, terá de se
ter em conta o facto de este poder ser alvo de actos de vandalismo ou acidente que
provoquem a perda parcial ou total do compósito.. O ACI 440.2R-08 refere que, nas condições
acima descritas, o elemento de betão armado deve resistir à seguinte combinação de acções,
onde:
- Factor de redução da resistência;
Rn – Resistência nominal do elemento;
SDL – Acção permanente considerada no dimensionamento;
SLL – Acção variável considerada no dimensionamento.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
36
2.7 - Bibliografia
[2.1] J. R. Correia, “Perfis Pultrudidos de Fibra de Vidro (GFRP) - Aplicação de Vigas Mistas
GFRP-Betão na Construção”, Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Construção,
Instituto Superior Técnico, Março, 2004.
[2.2] J. P. Firmo, “ Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com
laminados de fibras de carbono (CFRP) - Desenvolvimento de sistemas de protecção ao fogo”,
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico,
Dezembro, 2010.
[2.3] J. Busel, J. Lockwood, “Product selection guide: FRP Composite Products for Bridge
Applications”, The market development alliance of the FRP composites industry, Harrison, New
York, 2000, (citado em [2.1]).
[2.4] L. C. Bank, “Composites for Construction – Structural Design with FRP Materials”, John
Wiley & Sons, New Jersey, 2006.
[2.5] S. J. E. Dias, “Verificação experimental do reforço com CFRP de estruturas de betão à
flexão”, Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, FEUP, Março
2001.
[2.6] Fib bulletin 14, “Externally bonded FRP reinforcement for RC structures”, Fédération
Internacionale du Béton (fib), Task Group 9.3 FRP, Lausanne, 2001.
[2.7] T. Keller, “Use of Fibre Reinforced Polymers in Bridge Construction”, Structural
Engineering Documents, No. 7, IABSE, 131 p., Zurich, 2003.
[2.8] E.J. Barbero, “Introduction to Composite Materials Design”, Taylor & Francis, 336 p.,
Philadelphia, 1998.
[2.9] M. N. Alias, R. Brown, (1992), “Damage to composites from electrochemical processes”,
Corrosion, Vol. 48, 373–378 p., 1992, (citado em [2.4]).
[2.10] ACI Committee 440, “State-of-the-Art report on Fiber Reinforced Plastic (FRP)
Reinforcement for Concrete Structures”, ACI 440 R-96, American Concrete Institute,
Farmington Hills, Michigan, 1996.
[2.11] D. R. Ferreira, “Pilares de betão armado reforçados com laminados de fibras de
carbono”, Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Universidade do
Minho, 2000.
[2.12] W. Callister, “Materials Science and Engineering: An Introduction”, John Wiley & Sons,
New York, 1997.
[2.13] S. Halliwell, T. Reynolds, “Effective Use of Fibre Reinforced Polymers Materials in
Construction”, FBE Report 8, Centre for Composites in Construction, BRE Press, UK, 2004.
2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado
37
[2.14] J. R. Correia, “GFRP Pultruded Profiles in Civil Engineering - Hybrid Solutions, Bonded
Connections and Fire Behavior”, Tese para obtenção do Grau de Doutor em Engenharia Civil,
Instituto Superior Técnico, 2008.
[2.15] L. F. P. Juvandes, A. Marques, J. Figueiras, “Materiais Compósitos no Reforço de
Estruturas de Betão”, Relatório técnico, 112 p., FEUP, Março, 1996.
[2.16] T. Morgado, "Comportamento ao fogo de vigas de compósito de GFRP”, Dissertação
para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, 2012.
[2.17] B. Tang, “Fiber Reinforced Polymer Composites Application in USA”, First Korea/USA
Road Workshop Proceedings, 1997.
[2.18] L. F. P Juvandes, “Reforço e Reabilitação de Estruturas de Betão Usando Materiais
Compósitos de CFRP”, Tese para a obtenção do Grau de Doutor em Engenharia Civil, FEUP,
Setembro, 1999.
[2.19] L. C. Hollaway, M. B. Leeming, “Strengthening of reinforced concrete structures, using
externally-bonded FRP composites in structural and civil engineering, Woodhead Publishing,
1999.
[2.20] B. Täljsten, “Strengthening of existing concrete structures with epoxy bonded plates of
steel or fiber reinforced plastics, Dissertação para obtenção do Grau de Doutor em Engenharia
Civil, Lulea University of Technology, 1994
[2.21] U. Meier, “Post strengthening by continuous fiber laminates in Europe”, Symp. Non-
Metallic (FRP) Reinforcement for Concrete Structures (FRPRCS-3), Japan Concrete Institute,
Japão, Outubro, 1997.
[2.22] Página da internet: www.yttxw.en.alibaba.com (visitada em 14/07/2013)
[2.23] Página da internet: www.anchor-bolt.en.made-in-china.com (visitada em 14/07/2013)
[2.24] Página da internet: www.filamentwinding.wordpress.com (visitada em 14/07/2013)
[2.25] ISIS, “An Introduction to FRP Composites for Construction”, Educational Module 2,
Canadá, Março, 2006.
[2.26] J. L. Clarke, “Structural design of polymer composites – EUROCOMP design code
handbook”, The European Structural Polymeric Composites Groups, E&FN, 751 p., Londres,
1996.
[2.27] L. F. P. Juvandes, J. A. Figueiras, A. T. Marques, “Comportamento experimental de vigas
de betão armado reforçadas com laminados de CFRP”, 1º relatório experimental, 165 p., FEUP,
Maio, 1998.
[2.28] L. F. P. Juvandes, “Materiais Compósitos Reforçados com Fibras – FRP”, Ciências dos
materiais, FEUP, Dezembro, 2002.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
38
[2.29] T. Yamaguchi, Y. Kato, T. Nishimura, “Creep rupture of FRP rods made of aramid, carbon
and glass fibers”, proceedings of the third International Symposium on Non-Metalic (FRP)
Reinforcement for Concrete structures (FRPRCS-3), JCI, pp. 179-186, Japão, Outubro, 1997.
[2.30] ACI Committee 440, “Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP
Systems for Strengthening Concrete Structures”, ACI 440.2R-08, American Concrete Institute,
Farmington Hills, Michigan, 73 p., 2008.
[2.31] NR. Z-36.12-29 – “Sika Carbodur”, autorização geral de construção dada pela Deutches
Institut fur Bautechnik (DIBt), 28 p., Berlim, Novembro, 1997.
[2.32] NR. Z-36.12-54 – “S&P Kohlefaserlamellen”, autorização geral de construção dada pela
Deutches Institut fur Bautechnik (DIBt), 31 p., Berlim, Outubro, 1998.
[2.33] “Nachtragliche verstarkung von bauwerken mit CFK-lamellen”, publicação da série –
Documentos SIA, Sociedade Suíça de Engenheiros e de Arquitectos, Zurich, Setembro, 1997.
[2.34] TR55, “Design Guidance for Strengthening Concrete Structures using Fibre Composite
Materials: acceptance, inspection and monitoring”, Technical Report 55, Concrete Society,
Crowthome, UK, 2000.
[2.35] TR57, “Strengthening Concrete Structures using Fibre Composite Materials: acceptance,
inspection and monitoring”, Technical Report 57, Concrete Society, Crowthome, UK, 2003.
[2.36] CSA S806, “Design and Construction of Building Components with Fibre-Reinforced
Polymers”, C. S. Association, Rexdale, Canadá, 2002.
[2.37] ECP208, “The Egyptian Fiber Reinforced Code”, 2005.
[2.38] JSCE, “Recommendation for Design and Construction of Concrete Structures using
Continuous Fiber Reinforcing Materials”, Tokyo, Japan, 1997.
[2.39] JSCE, “Recommendations for Upgrading of Concrete Structures with Use of CFRP
Sheets”, Tokyo, Japan, 2000.
[2.40] CNR, “Guide for the design and construction of externally bonded FRP systems for
strengthening Existing Structures”, Rome, Italy, 2004.
[2.41] Página da internet: http://darozhistoriamilitar.blogspot.pt/2012/07/marinha-italiana-
localiza-o-encouracado.html (visitada em 20/06/2013)
[2.42] Página da internet: http://www.saabgroup.com/en/About-Saab/Saab-History/Stories-
of-Innovation/Saab-75-years/ (visitada em 20/06/2013)
[2.43] Página da internet: http://www.taylorandcrawley.com/current-stock/Race-Cars/
(visitada em 20/06/2013)
[2.44] Página da internet: http://www.easycomposites.co.uk/products/carbon-fibre-
strip/2mm-x-12mm-carbon-fibre-flat-bar-strip.aspx (visitada em 12/07/2013)
[2.45] Página da internet: http://www.jeccomposites.com (visitada em 12/07/2013)
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
39
3 - Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado
reforçadas com sistemas FRP
O reforço de estruturas com sistemas FRP tem vindo a aumentar muito nos últimos anos. No
entanto, não obstante as inúmeras vantagens já enumeradas no presente trabalho, existe
ainda alguma preocupação com a aplicação destes sistemas. Isto deve-se, essencialmente, ao
elevado custo dos materiais a aplicar e ao comportamento destes quando sujeitos a
temperaturas elevadas. É sabido que os materiais constituintes do sistema de reforço, neste
caso, o laminado CFRP ou o adesivo de colagem, apresentam baixa resistência a temperaturas
elevadas, ocorrendo uma redução de desempenho muito considerável para temperaturas
superiores à temperatura de transição vítrea de qualquer dos materiais. A somar a este
problema tem-se que, na presença de elevadas temperaturas, os compósitos CFRP emitem
fumos e gases tóxicos, limitando a sua aplicação no caso de dimensionamento de reforços
onde o incêndio é tido em conta como acção de projecto.
Este capítulo inicia-se com uma descrição dos três processos de transmissão de calor
(condução, convecção e radiação), seguido da definição da acção de um incêndio. São também
abordados os efeitos que temperaturas elevadas têm sobre os diversos constituintes do
sistema (betão, aço, material FRP e adesivo de colagem) e a ligação betão-CFRP. Continua-se
com a distinção entre sistemas de protecção ao fogo passivos e sistemas de protecção ao fogo
activos, enunciando as características de alguns destes sistemas. Por fim, expõe-se algumas
das conclusões obtidas em estudos experimentais sobre vigas de betão armado reforçadas
com laminados de CFRP.
3.1 - Processos de transmissão de calor
Sempre que existe um gradiente de temperaturas dentro de um sistema ou quando dois
sistemas a temperaturas diferentes são colocados em contacto, existe transferência de
energia. A este processo dá-se o nome de transmissão de calor. O calor em transferência não
pode ser observado ou medido directamente, no entanto, os seus efeitos podem ser
identificados e quantificados através de análises e medições [3.1].
Nos seguintes pontos faz-se uma breve descrição dos três processos de transmissão de calor
(condução, convecção e radiação).
3.1.1 - Condução
O mecanismo de transmissão de calor num gás pode ser explicado, a um nível molecular, pelos
conceitos da teoria cinética dos gases. A energia cinética de uma molécula está relacionada
com a sua temperatura. Moléculas que estejam numa zona de elevada temperatura têm,
consequentemente, maiores velocidades das que estão em zonas de menor temperatura. Uma
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
40
vez que as moléculas estão continuamente em movimento, quando colidem, existe
transferência de energia e momento.
Quando uma molécula que está mais quente e com mais velocidade colide com outra molécula
mais fria e com menor velocidade, a primeira transfere energia para a segunda e,
consequentemente, calor, aumentando-lhe a temperatura.
A condutibilidade térmica de um dado material depende da sua composição química, do seu
estado físico, da sua textura e da própria temperatura a que este se encontra. Através da
expressão 3.1, que descreve a Lei de Fourier com a consideração de uma distribuição linear de
temperaturas num material, conclui-se que o fluxo de calor entre dois pontos será tanto
menor, quanto menor for o valor da condutibilidade térmica do material constituinte do meio
[3.2].
3.1.2 - Convecção
O processo de convecção diferencia-se do de condução pelo facto de existir uma deslocação
de material. Enquanto na convecção a transferência de calor se dá pela transferência de
energia átomo a átomo, no processo de convecção a propagação do calor dá-se pelo
movimento do fluido envolvendo transporte de matéria. Este manifesta-se apenas nos gases e
líquidos e consiste numa troca de energia calorífica entre partes de um fluido em movimento.
O fenómeno de transferência de calor por convecção natural surge da mistura de fluidos que
se encontram a temperaturas distintas ou pelo aquecimento de um fluido. O facto de se ter
uma parte do gás ou líquido a uma temperatura mais elevada que a outra parte faz com que a
parte mais quente, sendo menos densa, tenda a subir, devido ao fenómeno de impulsão. De
maneira semelhante, mas inversa, a parcela de fluido a temperatura inferior tende a descer,
ocupando o lugar que antes era ocupado pelo fluido aquecido. A repetição deste processo é
constante enquanto todo o fluido não estiver a uma temperatura constante, ou o
aquecimento exterior ao fluido for mantido, criando-se as correntes de convecção. Estas são
correntes ascendentes dadas pelo movimento e troca de posição dos fluidos a temperaturas
diferentes [3.1, 3.3, 3.4].
A convecção forçada ocorre quando o movimento do fluido é forçado por um meio exterior,
podendo-se referir como exemplos os ventiladores mecânicos e o vento atmosférico. Em
situação de incêndio, a transferência de calor por convecção envolve gases quentes do
incêndio que passam por um elemento estrutural inicialmente frio, transferindo-lhe calor. A
taxa de aquecimento depende da velocidade do fluido à superfície do objecto, das
propriedades térmicas do fluido e do sólido, bem como da temperatura do sólido. A convecção
é um fenómeno bastante complexo, e que deve ter em conta diversos factores [3.1, 3.2].
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
41
3.1.3 - Radiação
A radiação é o processo de transferência de calor através de ondas electromagnéticas, assim
como as ondas de rádio, as microondas, a luz visível, a radiação ultravioleta (UV), os raios X e
os raios gama. Ao contrário da condução e convecção, este processo não depende da presença
de um meio material para ocorrer, podendo ocorrer também em ambientes carentes de
material ou vácuo [3.1, 3.4].
A emissão de ondas devido às oscilações de cargas elétricas num dado corpo depende da
temperatura a que esse corpo ou material se encontra. Por outro lado, como todos os
emissores são também receptores (cargas eléctricas), qualquer corpo ou material pode
também absorver radiação. A transferência de calor por radiação geralmente envolve a faixa
do espectro conhecida por infravermelho (IV). Qualquer objeto liberta energia radiante sendo
que objetos a uma maior temperatura libertam mais energia radiante que objetos a uma
menor temperatura [3.2, 3.4].
As qualidades físicas de um objeto determinam a capacidade do mesmo absorver ou reflectir
radiação. Normalmente, superfícies rugosas e/ou opacas são bons receptores de calor através
do processo de radiação, sendo, portanto, facilmente aquecidos por este. Superfícies lisas e
polidas são usualmente bons refletores de modo que não permanecem eficientemente
aquecidas. Objetos que são bons receptores são, frequentemente, bons emissores. Objetos
que são bons refletores são, frequentemente, maus emissores. Da mesma forma, objetos de
cor escura absorvem melhor a energia radiante do que objetos de cor clara.
3.2 - Definição da acção do incêndio
Para se proceder à definição da acção de um incêndio e à explicação das fases que um
incêndio atravessa é importante perceber o conceito de fogo. O fogo pode ser descrito, de
um modo sintético, como sendo um fenómeno físico-químico, no qual ocorre uma reacção
química exotérmica que origina a libertação de energia sob a forma de calor e de radiação.
[3.5]. Para a ocorrência de fogo, é necessário a presença de três elementos: a energia de
activação, o comburente e o combustível. Sem a presença de um destes elementos a
existência de fogo não é possível. A este sistema dá-se o nome de triângulo do fogo que se
pode observar na figura 3.1.
Figura 3.1 Triângulo do fogo. (Adaptado de [3.27])
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
42
A energia de activação é aquela que funciona como fonte de ignição. Como exemplo destas
fontes de ignição têm-se a energia eléctrica, um isqueiro, um cigarro aceso, os queimadores a
gás, entre outros. Quanto ao combustível, este é o material que é consumido pela reacção e
poderá ser do mais diverso, desde a madeira à carga de incêndio de um edifício. O comburente
é o que alimenta a reacção (oxigénio).
Na presente secção deste texto far-se-á a descrição das quatro fases de um incêndio: (i)
ignição, (ii) propagação, (iii) desenvolvimento e (iv) arrefecimento ou extinção. Após esta
descrição, proceder-se-á à identificação das curvas de incêndio padrão, nominais e
paramétricas.
3.2.1 - Fases de um incêndio
Como já foi referido, um incêndio tem quatro fases distintas, sendo a fase de ignição a
primeira fase para o desenvolvimento de um incêndio. Esta tem início quando, na presença do
comburente, o oxigénio, existe energia suficiente para activar o material combustível. Esta
energia é, habitualmente, fruto de um acidente, seja ele um curto-circuito ou faíscas de uma
operação de corte de metal ou soldadura. Nesta fase, as temperaturas apresentam ainda
valores relativamente baixos, não sendo estes comprometedores da integridade da estrutura
[3.2, 3.6].
A segunda fase, que tem o nome de propagação, acontece quando o material que entra em
combustão aumenta. Isto acontece pela proximidade do material em combustão com novo
material que ainda não está em combustão (combustível). Se o incêndio se der no interior de
um edifício, o produto resultante da combustão, os gases e fumos, estão a uma temperatura
mais elevada que o restante ar e, como tal, com uma densidade inferior, têm tendência a
apresentar um movimento ascendente, acumulando-se no tecto do compartimento onde
deflagrou o incêndio. Sabendo que nesta fase as temperaturas podem atingir valores entre
500 ºC e 600 ºC, a massa de gases e fumos que se acumula no topo do piso apresenta um
poder de transmissão de calor bastante elevado. Isto poderá levar ao aquecimento dos
elementos estruturais (lajes, vigas e topo de pilares) por radiação comprometendo o seu
funcionamento. Com o evoluir do incêndio, a produção de gases e fumos vai sendo renovada,
reforçando o ciclo de aquecimento até ao momento em que se dá a inflamação geral do
compartimento. A este fenómeno dá-se o nome de flash point ou flash over, sendo que a
partir deste momento as temperaturas aumentam violentamente [3.2, 3.7].
A terceira fase de um incêndio dá pelo nome de desenvolvimento e caracteriza-se por uma
estabilização das temperaturas, geralmente acima de 1000 ºC, até ao total consumo de todo o
material combustível ou de todo o comburente (oxigénio). Esta é a fase crítica de um incêndio,
sendo nesta fase, quando não se extingue o incêndio por meios auxiliares, o momento de
maior risco de colapso da estrutura. De seguida, com o início da quarta e última fase de um
incêndio (arrefecimento), assiste-se a uma descida generalizada das temperaturas no interior
do compartimento até à sua extinção. Na figura 3.2 apresenta-se uma curva geral de
desenvolvimento de um incêndio com as diferentes fases identificadas.
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
43
3.2.2 - Curvas de incêndio padrão: nominais e paramétricas
Uma curva de incêndio padrão tem a função de representar a evolução de um incêndio em
relação à temperatura e ao tempo. Destas, podem distinguir-se dois tipos, as nominais e as
paramétricas, que se passam a descrever.
A principal diferença das curvas nominais para as paramétricas consiste em que as primeiras
apenas apresentam um ramo ascendente. Estas têm em consideração que a temperatura dos
gases produzidos pelo incêndio é sempre crescente ao longo do tempo, independentemente
da carga de incêndio e das características do ambiente. A curva utilizada no programa
experimental deste estudo, e uma das curvas nominais mais utilizadas em estudos estruturais
para avaliação de capacidade resistente ao fogo, é a presente na ISO 834 [3.9]. Na figura 3.3
apresenta-se a curva nominal definida pela norma ISO 834.
Figura 3.2. Curva temperatura-tempo de um incendio geral; a) fase de ignição, b) fase de propagação, c) fase de desenvolvimento e d) fase de extinção. (adaptado de [3.8])
Figura 3.3. Curva de incêndio ISO 834.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
44
Por comparação da figura 3.2 com a 3.3, percebe-se que, de facto, a curva nominal presente
na ISO 834 não tem em conta a fase de arrefecimento de um incêndio, que se dá quando a
quase totalidade dos materiais combustíveis já foram consumidos. Como tal, esta não
representa a evolução real de um incêndio, mas sim uma situação mais pessimista onde a
temperatura vai sempre crescendo ao longo do incêndio. Na expressão (3.1) fornece-se a
fórmula segundo a qual a curva ISO 834 se forma.
Em que:
- Temperatura do incêndio, em graus Celsius;
- Tempo decorrido desde o início do incêndio, em minutos.
Como outros exemplos de curvas nominais de incendio têm-se as presentes na parte 1.2 do
Eurocódigo 1 [3.10]. Neste são apresentadas duas curvas nominais, a curva para incêndios com
hidrocarbonetos e a curva para incêndios exteriores. Embora sejam semelhantes à curva
prevista na norma ISO 834, as suas diferenças predem-se com o facto da curva de
hidrocarbonetos atingir temperaturas mais elevadas mais rapidamente, enquanto a curva de
incêndio exterior atinge temperaturas inferiores às da ISO 834.
Quanto às curvas paramétricas, semelhantemente às curvas nominais, estas pretendem
reproduzir a evolução de um incêndio. A grande diferença prende-se, como já foi referido, com
o facto de estas terem em conta uma fase de arrefecimento do incêndio, dependendo de
diversos factores tais como a carga de incêndio e as condições de arejamento do local do
incêndio. Embora estas façam uma representação mais verdadeira do incêndio, não são
habitualmente utilizadas em estudos experimentais, uma vez que para cada caso de incêndio
teria de se determinar uma curva paramétrica para esse mesmo incêndio, sendo essa curva
única e apenas verdadeira para esse local nessas condições.
3.3 - Efeito da temperatura nas propriedades dos materiais
A generalidade dos materiais utilizados na construção são afectados quando sujeitos a
temperaturas elevadas. Nesta secção analisa-se e descreve-se os efeitos de temperaturas
elevadas nas propriedades e características do betão, aço, material FRP e adesivos de colagem.
3.3.1 - Betão
Em 1996, Bazant e Kaplan [3.11] publicaram um estudo em que sintetizaram inúmeros
trabalhos experimentais sobre a influência de temperaturas elevadas em estruturas de betão
armado. Neste artigo, concluem que o efeito da temperatura no betão armado prende-se,
essencialmente, com a evaporação da água de constituição do betão e com a sua alteração
química e física. O aumento da temperatura neste material manifesta-se através dos seguintes
fenómenos:
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
45
Evaporação da água livre da pasta de cimento e agregados a partir dos 100 °C;
Desidratação do cimento a partir dos 180 °C;
Decomposição do hidróxido de cálcio a partir dos 500 °C;
Decomposição do silicato de cálcio hidratado a partir dos 700 °C;
Decomposição do carbonato de cálcio nos agregados calcários a partir dos 800 °C;
Início da fusão da pasta de cimento e agregados a partir dos 1150 °C.
A evaporação da água livre do betão com o consequente aumento de pressão de vapor água,
pode levar a um fenómeno designado por spalling, em que, pedaços de betão são arrancados
devido ao aumento de volume do mesmo que, restringido pelo betão circundante não
aquecido, acaba por fracturar e destacar-se do restante.
Quanto à resistência à compressão do betão, e de acordo com Bazant e Kaplan, para valores
de apenas 90 °C esta é afectada em 65% a 90% (figura 3.4) da sua resistência à temperatura
ambiente. Estes valores não estão de acordo com a parte 1-2 do Eurocódigo 2 que despreza a
influência da temperatura na resistência à compressão do betão para valores inferiores a
100°C. A redução da resistência à compressão do betão é causada, essencialmente, pela
evaporação da água livre do betão, criando microfissuração, e pela perda de ligação entre a
pasta de cimento e os agregados devido a diferentes coeficientes de dilatação térmica.
É importante referir que, para valores de temperatura entre 100 °C e 200 °C, Bazant e Kaplan
referem que é possível a existência de um aumento na resistência à compressão do betão. Este
efeito poderá dever-se à secagem rápida do betão e a consequentes alterações da sua
estrutura porosa. Também este resultado não está de acordo com o Eurocódigo 2, que admite
que a partir dos 100 °C a resistência à compressão do betão apenas decresce.
A resistência à tracção do betão é mais afectada pelas temperaturas elevadas que a resistência
à compressão do betão. Por esta razão, e por esta já ser tão menor que à compressão em
condições normais, o Eurocódigo 2 sugere que esta seja desprezada. No entanto, caso seja
Figura 3.4. Influência da temperatura na resistência à compressão do betão (adaptado de [3.2, 3.12]).
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
46
necessário considerá-la, o Eurocódigo 2 fornece uma curva de redução da resistência à tracção
tendo em conta a evolução das temperaturas. Tal como na resistência à compressão, admite-
se que para temperaturas até 100 °C esta não é afectada, apresentando de seguida uma perda
de resistência linear até se atingir a temperatura de 600°C, correspondente a 0% de resistência
à tracção em relação à temperatura normal, a sua resistência à tracção residual. Na figura 3.5
apresenta-se o gráfico do desenvolvimento da resistência à tracção do betão com o evoluir da
temperatura e os limites superior e inferior sugeridos por Bazant e Kaplan.
Também o módulo de elasticidade do betão tende a diminuir com o aumento da temperatura.
Esta redução deve-se à perda de ligação na microestrutura da pasta de cimento sendo que o
aumento do efeito da fluência, também ele amplificado pelo aumento de temperatura, poderá
induzir uma diminuição adicional no módulo de elasticidade [3.2, 3.11]. Dada a grande
diversidade de factores envolvidos na definição do módulo de elasticidade (composição do
betão, humidade inicial, carregamento e fluxo de aquecimento), a sua determinação torna-se
muito difícil [3.11].
Quanto ao coeficiente de dilatação térmica, Bazant e Kaplan concluíram que este é maior
quanto maior for a percentagem de sílica nos agregados. Embora refiram que até aos 100 °C,
aquela propriedade se mantem aparentemente constante, para temperaturas superiores é
possível registar ligeiros aumentos.
3.3.2 - Aço
Tal como no betão, o aço responde de maneira diferente quando sujeito a uma temperatura
elevada. A resposta que cada tipo de aço apresenta em relação à temperatura elevada varia
consoante o seu processo de fabrico. Como exemplo, os aços laminados a quente têm um
comportamento diferente dos aços laminados a frio quando estão sob a acção de uma
Figura 3.5. Influência da temperatura na resistência à tracção do betão (adaptado de [3.2, 3.12]).
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
47
temperatura elevada. Nesta secção só se refere as consequências deste aumento de
temperatura nas características e propriedades do aço laminado a quente, uma vez que é a
opção mais utilizada como armaduras no betão armado, tendo sido o aço utilizado no fabrico
das vigas do presente estudo.
A tensão de cedência do aço é a propriedade mais fortemente afectada pela temperatura
elevada. Quando sujeito a este nível de temperaturas, o patamar de cedência, que se observa
no gráfico tensão-deformação de um aço, deixa de existir, sendo este substituído por uma
plastificação gradual do aço. Aços que inicialmente têm tensão de cedência mais elevadas que
outros (aço pré-esforço vs. aço comum) são mais afectados pelo aumento de temperatura. No
entanto, todos os aços, quando são novamente arrefecidos, apresentam um pequeno
incremento na tensão de cedência em relação à sua tensão de cedência inicial, num processo
semelhante, embora diferente, à têmpera. De acordo com o Eurocódigo 2, a tensão de
cedência do aço deverá ser reduzida para valores de temperatura a partir dos 400 °C, sendo
que aos 600 °C a tensão de cedência do aço já apresenta valores inferiores a metade do valor
obtido à temperatura ambiente (figura 3.6).
Quanto ao módulo de elasticidade, este apresenta uma redução semelhante à tensão de
cedência quando o aço é sujeito a altas temperaturas, sendo que essa redução se inicia para
valores inferiores de temperatura. Neste caso, a redução do módulo de elasticidade inicia-se
por volta dos 200 °C, sendo que aos 600 °C a percentagem de módulo de elasticidade residual
anda nos 35% (figura 3.7) [3.2, 3.12].
De acordo com o documento CEB 208 [3.14], o coeficiente de dilatação térmica do aço pode
ser considerado igual ao do betão (10-5 °C-1). Esta simplificação pode ser considerada válida
para betões correntes e até 400 °C, apesar de, em certos casos, o coeficiente de dilatação do
aço ser ligeiramente superior. Para temperaturas superiores a 400 °C, o valor deste coeficiente
aumenta mais rapidamente no betão [3.2, 3.13].
Figura 3.6. Influência da temperatura na tensão de cedência do aço laminado a quente (adaptado de [3.2, 3.12]).
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
48
3.3.3 - Material FRP
Nos materiais envolvidos num sistema de reforço de estruturas de betão armado com
compósitos de CFRP, aquele que é mais fortemente afectado é o material FRP. Este, em
relação ao aço e betão, sofre consequências mais drásticas ao nível das suas propriedades
físicas, químicas e mecânicas. Além disso, o seu mecanismo de decomposição térmica
apresenta algumas diferenças face ao aço e betão. Numa primeira fase, entre os 100°C e
200°C, o material, embora não se altere quimicamente, ao ser aquecido passa de um estado
rígido e frágil para viscoso e maleável. Acima de 200 °C, começam a ocorrer reacções químicas
que quebram as cadeias polimérica, em que são libertados fumos e gases, sendo alguns destes
inflamáveis e originando mais combustível ao incêndio contribuindo assim para o aumento de
temperatura [3.2, 3.14].
O efeito decorrente das temperaturas elevadas nos compósitos FRP varia muito de acordo
com o tipo de fibras e matrizes utilizadas na sua composição. Contudo, estudos internacionais
revelam que estes efeitos nas propriedades físicas e mecânicas são mais acentuados na matriz
polimérica, afectando, consequentemente, o comportamento do compósito FRP [3.2, 3.15].
Em 2003, Blontrock [3.16] reuniu os resultados de trabalhos experimentais de vários autores,
apresentando um gráfico (figura 3.8) com a evolução da resistência à tracção das fibras de
aramida, vidro e carbono quando sujeitas a altas temperaturas. Neste gráfico observa-se que
as fibras de aramida são as mais afectadas quando sujeitas a elevadas temperaturas, sendo
que a partir dos 400 °C apresentam apenas 45% da resistência à tracção inicial. As fibras de
vidro apresentam um comportamento intermédio entre as de aramida e carbono, com uma
redução média de 50% da sua resistência à tracção inicial para valores de temperatura de 600
°C. Por fim, as fibras de carbono apresentam um alto desempenho quando sujeitas a
temperaturas elevadas. Estas últimas, para valores superiores a 800 °C têm uma redução de
apenas 5% a 10% do seu valor inicial de resistência à tracção.
Figura 3.7. Influência da temperatura no módulo de elasticidade do aço laminado a quente (adaptado de [3.2, 3.12]).
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
49
Como já foi referido anteriormente (ponto 2.2.1.2), a matriz polimérica de um compósito FRP,
poderá ser termoendurecível ou termoplástica, sendo que dentro destes dois grupos há
resinas de diversas naturezas (por exemplo, epóxidas, viniléster e fenólicas entre outras).
Todas elas, quando atingem uma determinada temperatura, a temperatura de transição vítrea,
sofrem alterações no seu comportamento mecânico. Como cada tipo de resina tem o seu valor
de temperatura de transição vítrea, torna-se muito difícil caracterizar o efeito da temperatura
na matriz de um compósito FRP geral. Deste modo, pode afirmar-se que, para valores
próximos da temperatura de transição vítrea de uma dada resina, a sua resistência à tracção
começa a diminuir, podendo considerar-se que após esse valor a sua resistência é nula, uma
vez que a resina fluidifica.
O comportamento do compósito FRP a altas temperaturas está, obviamente, relacionado com
a maneira como os seus componentes se comportam a altas temperaturas. Deste modo, a
resistência à tracção do compósito FRP quando sujeito a elevadas temperaturas é também
afectada. Esta sofre uma considerável redução em relação à das fibras dada a presença e
funções da matriz polimérica. No entanto, em compósitos CFRP, embora a temperatura de
transição vítrea da resina da matriz se situe entre 50 °C a 80 °C, a estas temperaturas a
resistência do compósito não é muito afectada. Vários estudos internacionais sugerem que até
temperaturas de 150 °C se tem, apenas, uma redução de 20% da resistência à tracção à
temperatura ambiente (figura 3.9) [3.16].
Quanto à evolução do módulo de elasticidade do compósito FRP a elevadas temperaturas,
verifica-se que este apresenta um andamento semelhante à da resistência à tracção, sendo
que para valores de temperaturas menores este apresenta menor redução da propriedade
inicial (figura 3.10) [3.16].
Figura 3.8. Influência da temperatura na resistência à tracção das fibras de aramida, vidro e carbono. (adaptado de [3.2, 3.16])
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
50
3.3.4 - Adesivos de colagem
A maioria dos adesivos de colagem em sistemas de reforço de estruturas com compósitos FRP
são, semelhantemente à grande maioria das resinas utilizadas na matriz do compósito, resinas
epóxidas. Deste modo, é expectável que apresentem um comportamento semelhante ao da
matriz quando sujeitos a elevadas temperaturas.
Em 2009, Kramer [3.17] investigou o efeito que temperaturas elevadas provocavam na
resistência à tracção, no módulo de elasticidade e no coeficiente de dilatação térmica de
adesivos epóxidos. Neste estudo, Kramer sujeitou provetes, sob a forma de prismas, de
adesivo epóxido de dimensões 40 mm x 40 mm x 160 mm a ensaios de tracção por flexão a
temperaturas entre 20 °C negativos e 80 °C positivos. De referir que os adesivos comerciais
apresentam temperaturas de transição vítrea na ordem dos 55 °C. Pela observação dos
resultados, Kramer refere que para temperaturas negativas a resistência à tracção não é
Figura 3.9. Influência da temperatura na resistência à tracção dos compósitos CFRP (adaptado de [3.2, 3.16]).
Figura 3.10. Influência da temperatura no módulo de elasticidade dos compósitos CFRP (adaptado de [3.2, 3.16]).
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
51
consideravelmente afectada. No entanto, para temperaturas de 80 °C esta resistência
apresenta uma redução de 80% da sua resistência inicial (figura 3.11).
No mesmo estudo, foram ensaiados provetes com as mesmas dimensões dos anteriores para
avaliar a influência da temperatura no módulo de elasticidade (figura 3.12). Neste estudo,
criaram-se dois grupos de provetes, uns que foram armazenados à temperatura ambiente e
outros que dois dias antes do ensaio foram sujeitos a temperaturas de 80 °C. Em ambos os
grupos foi notória a redução acentuada do valor do módulo de elasticidade. No entanto, nos
provetes armazenados dois dias antes a 80 °C verificou-se uma redução do valor do módulo de
elasticidade para valores de temperatura superiores aos armazenados à temperatura
ambiente. Este facto sugere que a temperatura de transição vítrea do material poderá ser
elevada quando este é sujeito, previamente, a um ciclo de aquecimento-arrefecimento.
Quanto ao efeito no coeficiente de dilatação térmica, Kramer não é conclusivo, tendo obtido
resultados superiores quando os provetes forem sujeitos a níveis de temperatura superiores.
Kramer sugere que este facto poderá estar relacionado com alterações nas propriedades do
adesivo para temperaturas próximas da sua temperatura de transição vítrea.
Figura 3.11. Influência da temperatura na resistência à tracção em flexão do adesivo epóxido SIKADUR 30 (adaptado de [3.2, 3.17])
Figura 3.12. Influência da temperatura no módulo de elasticidade do adesivo epóxido SIKADUR 30 (adaptado de [3.2, 3.17])
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
52
3.4 - Efeito da temperatura na ligação betão-CFRP
Nesta secção, faz-se uma análise do efeito que a temperatura provoca na ligação do betão ao
CFRP. Como se referiu em pontos anteriores, os materiais constituintes do sistema de reforço
CFRP são muito afectados pelas temperaturas elevadas. Conclui-se que o adesivo de colagem é
o elemento mais afectado pela temperatura, sobretudo quando este valor se aproxima do
valor da temperatura de transição vítrea. Sendo este o responsável pela transferência de
tensões entre o betão e o laminado CFRP, é importante estudar a sua relação, isto é a
transferência de tensões, com a temperatura elevada.
Na figura 3.13 identifica-se um esquema de um ensaio realizado à temperatura ambiente por
Marreiros [3.18], o esquema é semelhante ao utilizado nesta dissertação, com os respectivos
b) digrama de tensões de corte, c) diagrama de tensões longitudinais no laminado e d) digrama
de tensões normais transversais ao laminado no pormenor 1.
Na extremidade do reforço ocorrem dois fenómenos devido à interrupção brusca do mesmo.
Por um lado, a interrupção provoca uma concentração de tensões de corte devido à
necessidade de “amarrar” a força na extremidade do compósito (figura 3.13 b). Por outro lado,
as tensões axiais no compósito têm a resultante no centro de gravidade do mesmo e não junto
ao betão, fazendo com que surjam esforços de flexão, que vão provocar tensões normais à
superfície de colagem entre o compósito e o betão (figura 3.13 d), que, embora inferiores às
tensões de corte, podem levar ao destacamento prematuro do compósito (efeito de
“peeling”).
Figura 3.13. a) Esquema de ensaio de uma viga reforçada à flexão com CFRP; b) Distribuição das tensões de corte na ligação betão- CFR; c) Distribuição das tensões normais no laminado à temperatura ambiente; d) Pormenor 1
das tensões normais transversais ao laminado na sua extremidade (adaptado de [3.18])
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
53
Como já foi referido, sendo o adesivo o responsável pela transferência de tensões entre o
betão e o CFRP, uma vez que o adesivo é o elemento mais afectado pela temperatura é
expectável, que esta transferência seja também afectada. Este problema já foi estudado por
diversos autores, Al-Mahaidi, et al. [3.19], em 2005, avaliaram o efeito da temperatura na
tensão máxima de corte na interface betão-CFRP. Nesse trabalho, os autores concluíram que a
partir de 50 °C ocorre uma redução drástica do valor da tensão máxima de corte, valor
coincidente com o valor da temperatura de transição vítrea do adesivo utilizado. Leone, et al.
[3.20] em 2006, obtiveram conclusões semelhantes, tendo referido que este efeito se deverá
essencialmente à redução do módulo de elasticidade do adesivo com o aumento das
temperaturas.
Os resultados obtidos pelos referidos autores permitem concluir que a distribuição de tensões
na interface betão-CFRP, mais concretamente a tensão máxima de corte, são severamente
afectados pelo aumento de temperatura. Deste modo, com a redução das tensões de corte na
extremidade do laminado, verifica-se uma distribuição de tensões mais uniforme ao longo do
comprimento de amarração [3.2].
Uma vez que todos os estudos enunciados foram realizados com valores de temperatura até
100 °C, e este nível de temperatura, num incêndio, é atingido em poucos minutos, os
resultados obtidos são válidos para um intervalo de tempo muito reduzido. Deste modo, se
não existir nenhum meio de protecção do reforço, estes sistemas estão condenados à rotura
em poucos minutos, uma vez que o adesivo e a matriz do compósito se decompõem
completamente para temperaturas elevadas. Com isto, o sistema de reforço deixa de fazer
efeito, estando a cabo do betão armado toda a resistência estrutural da estrutura. Deste
modo, para prolongar a eficácia do sistema de reforço, faz sentido avaliar o efeito de proteger
o sistema de reforço da acção do fogo.
3.5 - Sistemas de protecção ao fogo
Como foi referido, todos os componentes presentes num sistema de reforço CFRP são
altamente sensíveis à temperatura. Estando o seu funcionamento condicionado pela
temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem (aprox. 50°C) e, uma vez que essas
temperaturas são atingidas em poucos instantes durante um incêndio, de modo a prolongar o
funcionamento do sistema de reforço é essencial a protecção destes elementos. Para tal, pode
aplicar-se dois tipos de sistemas de protecção ao fogo, os sistemas activos e os sistemas
passivos.
Os sistemas activos de protecção ao fogo são sistemas que requerem a intervenção humana
ou de um mecanismo automatizado que responda ao incêndio ou aos fenómenos causados
por este. Estes sistemas têm a função de extinguir o fogo e ajudar na dissipação de calor,
permitindo aos ocupantes do edifício ter mais tempo para evacuarem o edifício em segurança.
Estes sistemas não se limitam só a equipamentos de ventilação e extinção de fogo, sendo os
sistemas de alarme e sinalização de emergência também considerados sistemas de protecção
activos. O sistema de protecção activo mais utilizado no combate a incêndios é o sistema de
aspersão (sprinklers), em que uma tubagem em carga no tecto do piso é accionada pela alta
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
54
temperatura que permite a aspersão de água de pequenos bocais e a consequente extinção do
incêndio [3.14, 3.21].
Os sistemas de protecção passivos, ao contrário dos activos, não necessitam de intervenção
humana ou de um mecanismo automatizado para estarem funcionais. Este tipo de protecção
baseia-se na prevenção da ignição do material combustível, limitando o desenvolvimento do
fogo. Usualmente, este tipo de protecção baseia-se no isolamento dos elementos estruturais
de um edifício bem como na criação de compartimentos antifogo, na aplicação de portas e
revestimentos antifogo [3.14, 3.21].
Embora estes sistemas tenham designações e funções diferentes, podem ser utilizados em
conjunto, sendo que a aplicação de um não invalida a aplicação do outro. No entanto, na
aplicação de sistemas de protecção para sistemas de reforço de estruturas com CFRP, os
sistemas mais utilizados são os passivos. Isto deve-se ao facto destes permitirem uma
protecção mais localizada, aplicada apenas nos elementos reforçados, ao contrário dos
sistemas activos (sprinklers) que são aplicados em grande extensão ou na totalidade de um
piso. Deste modo, nas secções seguintes, apenas se fará referência aos sistemas passivos.
3.5.1 - Sistemas passivos
3.5.1.1 - Revestimentos intumescentes
Os revestimentos intumescentes já estão estabelecidos como meio de protecção a estruturas
metálicas há alguns anos, permitindo incrementos no tempo de rotura de 30 a 120 minutos.
No entanto, nos últimos anos, tem-se estudado a viabilidade destes revestimentos como
material de protecção ao fogo também em elementos estruturais FRP [3.14].
Estes revestimentos são aplicados, normalmente, sobre a forma de tinta, podendo atingir uma
espessura máxima de 5 mm. Se for necessário aplicar espessuras superiores de material
intumescente, poderá utilizar-se revestimentos intumescente na forma de gel, mantas ou
tecidos (até 15 mm) [3.14]. Estes revestimentos são formados com diversos componentes
activos que, quando expostos a elevadas temperaturas, reagem, expandindo. Esta expansão,
que pode ir até 50 vezes o volume inicial, cria uma estrutura multicelular de origem carbonosa,
cuja função é diminuir a velocidade com que o calor chega ao substracto, ao elemento a
proteger [3.2, 3.14]. Na figura 3.14 é possível observar o processo de expansão da tinta
quando sujeita ao fogo.
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
55
A aplicação dos revestimentos intumescentes está condicionada pelo facto de, regra geral,
estes serem activados (começarem a expandir-se) para valores de temperatura entre 100°C e
300°C, enquanto o elemento mais frágil do sistema de reforço CFRP, o adesivo, apresenta
valores de temperatura de transição vítrea entre 50°C e 80°C. Embora não sejam um método,
só por si, muito útil para o fim em vista, a sua aplicação em simultâneo com outros
revestimentos poderá ser benéfica.
3.5.1.2 - Revestimentos à base de vermiculite e perlite
Os revestimentos à base de agregados de vermiculite e perlite são muito úteis devido ao
comportamento que ambas as rochas apresentam quando sujeitas a temperaturas elevadas.
Estes agregados têm propriedades que os permitem expandir, aumentando de volume, sendo
o produto derivado da sua exposição ao fogo, um produto de baixa condutividade térmica.
A vermiculite é uma rocha vulcânica constituída por finas lâminas separadas por partículas de
água microscópica. A partir destas partículas são criadas argamassas que podem ser aplicadas
por projecção ou por espátula (figura 3.15). No entanto, a primeira técnica é a mais comum,
uma vez que proporciona melhor aderência ao substracto. É ainda possível a criação de placas
de vermiculite, embora dada a sua dificuldade de produção, as mesmas quase nunca sejam
utilizadas [3.2, 3.23].
Figura 3.14. Tinta intumescente sob acção do fogo. [3.25]
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
56
Numa primeira fase de exposição ao incêndio, a protecção deste material é conferida
pela evaporação da água livre presente na argamassa, que é uma reacção endotérmica. Após
este fenómeno, para temperaturas entre 700ºC e 1000ºC, a água de constituição é
transformada em vapor através de reacções endotérmicas que separam as lâminas de
vermiculite, causando a expansão do material até 30 vezes o seu volume inicial num processo
denominado por “esfoliação”. Após a evaporação de toda a água de constituição, a protecção
é conferida pelas propriedades de isolamento intrínsecas à própria argamassa [3.2, 3.14].
A perlite é uma rocha siliciosa amorfa que incorpora na sua constituição uma quantidade
considerável de água (2 a 6%) e que também pode ser utilizada para produzir argamassas de
protecção ao fogo. O seu comportamento é bastante semelhante ao da vermiculite. Quando
atinge temperaturas elevadas, da ordem de 850ºC a 900ºC, a água de constituição evapora,
provocando a expansão do material até 20 vezes o volume inicial. A perlite pode ser misturada
com a vermiculite para produzir argamassas de protecção ao fogo, que geralmente também
são aplicadas por projecção [3.2, 3.23].
As principais características das argamassas à base de vermiculite e perlite podem ser
observadas na tabela 3.1.
Tabela 3.1 Propriedades das argamassas de vermiculite e perlite. (Adaptado de [3.23])
Propriedades Argamassa Vermiculite
Argamassa Perlite
Massa volúmica (kg/m3) 300 - 900 300 – 500
Calor específico (J/(kg°C)) Aprox. 920 Aprox. 700
Condutibilidade térmica (W/(m°C))
0.06 – 0.17 0.06 – 0.17
3.5.1.3 - Placas de gesso
O gesso é uma substância à base de sulfato de cálcio, que no estado seco contém cerca de 20%
de água cristalizada, produzida a partir do mineral gipsita, composto de sulfato de cálcio
hidratado. Devido à sua facilidade em absorver água, mantém a humidade do ar em áreas
Figura 3.15. a) Placas de vermiculite; b) aplicação de vermiculite por projecção [3.22].
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
57
fechadas, além de apresentar isolamento térmico e um modesto isolamento acústico. A
comercialização pode ser feita em placas, às quais é adicionada fibra de vidro, e, em alguns
casos, vermiculite, como suporte na utilização, evitando a sua desagregação. O gesso da placa
perde moléculas de água de hidratação durante o aquecimento, mantendo baixa a do
substracto [3.22].
Quando as placas de gesso são aquecidas, ocorrem duas reacções de desidratação: a primeira,
para temperaturas entre 100ºC e 120ºC, com o sulfato de cálcio di-hidratado a ser convertido
em sulfato de cálcio hemi-hidratado; e a segunda, entre 210ºC e 300ºC, em que o sulfato de
cálcio hemi-hidratado é transformado em sulfato de cálcio anidro. Estas reacções de carácter
endotérmico utilizam a energia transmitida pelo incêndio e retardam o aumento de
temperatura do elemento estrutural onde está aplicado o gesso. Refira-se que após estas
reacções as propriedades mecânicas do gesso sofrem uma degradação assinalável, pelo que a
incorporação de fibras que melhorem esse comportamento é essencial para garantir a sua
integridade [3.2, 3.14].
O tipo de fixação das placas é, geralmente, mecânico com recurso a aparafusamento. Estas
fixações deverão apresentar elevada resistência a temperaturas altas para que a rotura do
sistema de protecção se dê pelo próprio sistema (placas de gesso) ao invés do sistema de
fixação. Outro método de aplicação do material gesso como material protector ao fogo do
sistema de reforço FRP é o de espalhamento, não sendo tão habitual, por implicar um
manuseamento mais difícil e com acabamentos piores em relação às placas. Na tabela 3.2
apresenta-se as principais propriedades deste material.
Tabela 3.2. Propriedades das placas de gesso. (Adaptado de [3.23])
Propriedades Placas de Gesso
Massa volúmica (kg/m3) 800
Calor específico (J/(kg°C)) Aprox. 1700
Condutibilidade térmica (W/(m°C))
0.19 – 0.24
3.5.1.4 - Placas de silicato de cálcio
As placas de silicato de cálcio apresentam muitas semelhanças físicas e comportamentais com
as placas de gesso. Nestas placas, a aplicação também é feita com recurso a fixação mecânica,
por aparafusamento ou por colagem. Embora sejam mais caras que as placas de gesso, o seu
poder isolante é superior. No entanto, para aplicações onde seja necessário um sistema de
protecção com alguma resistência mecânica, estas são as adoptadas uma vez que têm
resistência mecânica superior às placas de gesso, embora ambas apresentem um
comportamento rígido com rotura frágil. O facto de serem submetidas a um processo de
autoclave com incorporação de fibras no interior das placas, garante uma estabilidade
dimensional quando sujeitas a temperaturas elevadas [3.2, 3.23].
A protecção ao fogo conferida pelas placas de silicato de cálcio, que tipicamente incorporam 3
a 5% de água, deve-se à sua capacidade de isolamento térmico, mas também a uma séria de
reacções endotérmicas que ocorrem em vários intervalos de temperaturas. Numa primeira
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
58
fase, quando se atinge 100ºC, ocorre a evaporação de água livre; seguidamente, entre 100ºC e
400ºC, dá-se a desidratação do silicato de cálcio; entre 400ºC e 600ºC ocorrem as reacções de
desidratação do hidróxido de cálcio; e, finalmente, para temperaturas entre 600ºC e 1000ºC,
ocorre a descarbonização do carbonato de cálcio [3.2].
Na tabela 3.3 identificam-se as principais propriedades das placas de silicato de cálcio sendo
estas propriedades médias das placas de silicato de cálcio presentes no mercado. De referir
que as placas de silicato de cálcio utilizadas no presente trabalho apresentam algumas
propriedades distintas (tabela 4.5).
Tabela 3.3. Propriedades das placas de silicato de cálcio. (Adaptado de [3.23])
Propriedades Placas de Silicato de Cálcio
Massa volúmica (kg/m3) 500 - 800
Calor específico (J/(kg°C)) 690
Condutibilidade térmica (W/(m°C))
0.16
3.5.1.5 - Projecção de fibras minerais
As fibras minerais podem ser utilizadas como principal constituinte de argamassas para
protecção de elementos estruturais ao fogo. As fibras são normalmente obtidas a partir de
rocha basáltica, sendo corrente a junção de escória de alto-forno (20 a 30% do peso total) com
o objectivo de diminuir a massa volúmica da argamassa. A protecção é conferida pelas
propriedades isolantes das próprias fibras, pois, ao contrário dos materiais referidos nos
pontos anteriores, a quantidade de água de constituição das fibras projectadas é praticamente
desprezável no comportamento deste isolamento a temperaturas elevadas [3.22].
A projecção de fibras minerais é habitualmente aplicada por projecção a baixa pressão (figura
3.16). Embora seja de fácil aplicação, de custos reduzidos e permita a protecção de elementos
de geometria irregular, produz bastante desperdício e a superfície de acabamento é irregular.
Deste modo, não é aconselhável a aplicação deste método em elementos à vista [3.2].
Na tabela 3.4 identificam-se as principais propriedades deste revestimento.
Figura 3.16. Projecção de fibras cerâmicas [3.26]
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
59
Tabela 3.4. Propriedades das fibras minerais. (Adaptado de [3.23])
3.5.1.6 - Mantas de fibras cerâmicas e placas de lã de rocha
As mantas de fibras cerâmicas são compostas por fibras de sílica e alumina. Estas fibras são
dispostas em várias direcções, sendo entrelaçadas entre si. O facto de estarem dispostas nas
condições referidas confere-lhes uma grande flexibilidade e resistência mecânica nas várias
direcções em que se apliquem. Embora sejam incombustíveis, não resistem a temperaturas
superiores a 1300 °C, sendo que para valores superiores de temperatura as suas propriedades
isolantes degradam-se rapidamente e as próprias fibras começam a desintegrar-se [3.2, 3.22].
Estas mantas apresentam-se sobre a forma de rolos com espessuras que podem variar de 10
mm a 50 mm. A sua fixação ao suporte é realizada com o auxílio de fixações mecânicas,
parafusos, agrafos ou pontos de cola. Pelo facto de estas apresentarem alguma fragilidade à
humidade, que as pode degradar, é necessário aplicar-lhes um tratamento superficial que sirva
de barreira à água e humidade.
As placas de lã de rocha são produzidas a partir de rocha basáltica. As fibras que as constituem
são dispostas de forma aleatória, procedendo-se depois à sua aglomeração através de resinas
termoendurecíveis. Tal como as mantas de fibras cerâmicas e outros revestimentos já
referidos, são aplicadas com recurso a fixações mecânicas. Na tabela 3.5 indicam-se as
propriedades termo-físicas destes revestimentos.
Tabela 3.5. Propriedades das mantas de fibras cerâmicas e placas de lã de rocha. (Adaptado de [3.23, 3.24])
Propriedades Mantas de fibras
cerâmicas Placas de lã de
rocha
Massa volúmica (kg/m3) 64 - 192 300
Calor específico (J/(kg°C))
Aprox. 1000 1200
Condutibilidade térmica (W/(m°C))
0.10 – 0.25 0.12
Propriedades Fibras minerais
Massa volúmica (kg/m3) 180 - 350
Calor específico (J/(kg°C)) 1000
Condutibilidade térmica (W/(m°C))
0.08 – 0.10
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
60
3.6 - Bibliografia
[3.1] F. Kreith, “Princípios da Transmissão de Calor”, Editora Edgard Blucher Ltda, 1977.
[3.2] J. P. Firmo, “ Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com
laminados de fibras de carbono (CFRP) - Desenvolvimento de sistemas de protecção ao fogo”,
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico,
Dezembro, 2010.
[3.3] Página da internet: http://penta3.ufrgs.br/CESTA/fisica/calor/conveccao.html (visitada em
1/8/2013)
[3.4] J. D. Deus, “Introdução à Física”, McGraw-Hill, 2000.
[3.5] T. Morgado, "Comportamento ao fogo de vigas de compósito de GFRP”, Dissertação para
a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, 2012.
[3.6] Fib bulletin 38, “State-of-the-art Report - Fire Design of Concrete Structures – Materials,
Structures and Modelling”, Fédération Internacionale du béton (fib), Lausanne, 2007.
[3.7] L.M. Marçalo, “Resistência ao fogo em lajes mistas. Aplicação da parte 1.2 do Eurocódigo
4”, Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior
Técnico, Setembro, 2007.
[3.8] E. L. Baranoski, “Análise do Risco de Incêndio em Assentamentos Urbanos Precários –
Diagnóstico da Região de Ocupação do Guarituba- Município de Piraquara – Paraná”,
Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Construção Civil, Universidade Federal do
Paraná, Março, 2008.
[3.9] ISO 834, “Fire resistance tests. Elements of building construction”, International
Standards Organization, Genève, 1975.
[3.10] NP EN 1991-1-2, “Acções em estruturas, Parte 1-2: Acções em estruturas expostas ao
fogo”, IPQ, Lisboa, 2010.
[3.11] Z. P. Bazant, M. F. Kaplan, “Concrete at high temperatures: Material properties and
mathematical models”, Concrete design and construction series, Essex, Longman Group
Limited, 1996.
[3.12] E. L. Klamer, “Influence of temperature on concrete beams strengthened in flexure with
CFRP”, Tese para obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil, Eindhoven University of
Technology, Netherlands, 2009.
[3.13] CEB, “CEB Bulletin d'information nº 208: Fire design of concrete structures”, Comité
Euro‐International du Béton, Lausanne, 1991.
[3.14] J.R. Correia, “GFRP pultruded profiles in civil engineering: hybrid solutions, bonded
connections and fire behavior”, Tese para obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil,
Instituto Superior Técnico, 2008.
3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP
61
[3.15] A. P. Mouritz, A. G. Gibson, “Fire properties of polymer composite materials”, Springer,
Dordrecht, 2006.
[3.16] H. Blontrock, "Analyse en modellering van de brandweerstand van betonelementen
uitwendig versterkt met opgelijmde composietlaminaten.", Ghent University, 2003
[3.17] E. L. Klamer, “Influence of temperature on concrete beams strengthened in flexure with
CFRP”, Tese para obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil, Eindhoven University of
Technology, Netherlands, 2009.
[3.18] R. P. C. Marreiros, “Degradação da aderência entre CFRP e betão armado devida a
envelhecimento acelerado”, Dissertação para a obtenção do grau de Mestre em Engenharia
Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa, 2005.
[3.19] R. Al-Mahaidi, J. C. P. H. Gamage, M. B. Wong, “Performance of CFRP strengthened
concrete members under elevated temperatures”, Proceedings of the International
Symposium on Bond Behavior of FRP in Structures, International Institute for FRP in
Construction, pp. 113-118, 2005.
[3.20] M. Leone, M. A. Aiello, S. Matthys, "The influence of service temperature on bond
between FRP reinforcement and concrete", Fédération Internationale du Béton (fib),
Proceedings of the 2nd International Congress, Naples, 2006.
[3.21] Ministério da Administração Interna, Diário da República, 1.ª série, N.º 250, Portaria n.º
1532/2008 de 29 de Dezembro.
[3.22] T. M. C. G. Pinto, “ Estudo de tintas intumescentes na protecção de elementos
estruturais em condições de incêndio”, Dissertação para obtenção do grau de Mestre em
Engenharia Industrial, Escola Superior de Tecnologia e Gestão do Instituto Politécnico de
Bragança, 2008.
[3.23] M. M. Martins, “Dimensionamento de estruturas de aço em situação de incêndio”,
Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Engenharia de Estruturas, Universidade
Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, 2000.
[3.24] A. Santiago, “Análise e dimensionamento ao fogo”, Documentos de apoio às aulas de
Doutoramento em Construção Metálica e Mista, Faculdade de Ciência e Engenharia da
Universidade de Coimbra, 2010.
[3.25] Página da internet:
http://www.lugarcerto.com.br/app/402,58/2011/05/20/interna_showroom,44773/fabricante-
lanca-tinta-que-oferece-seguranca-contra-incendio.shtml (visitada em 12/08/2013)
[3.26] Página da internet: http://www.metalica.com.br/protecao-de-estruturas-metalicas-
frente-ao-fogo (visitada em12/08/2013)
[3.27] Página da internet:
http://es.dofuswiki.wikia.com/wiki/Archivo:Fuego_tri%C3%A1ngulo.png (visitada em
10/08/2013)
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
62
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
63
4 - Estudo experimental do comportamento de vigas de betão
armado reforçadas com laminados de CFRP
No presente capítulo far-se-á uma descrição dos ensaios a realizar bem como dos principais
objectivos e questões a responder. Para o caso, descrevem-se e quantificam-se as
propriedades dos materiais envolvidos na criação das vigas de betão armado, no sistema de
reforço e no sistema de protecção. Enumeram-se os resultados obtidos por outros autores na
caracterização do sistema de reforço bem como o dimensionamento das vigas de betão
armado utilizadas para a presente campanha experimental. Por fim, descreve-se o método de
fabrico das vigas ensaiadas e o sistema e procedimento de ensaio dos ensaios de resistência ao
fogo.
4.1 - Programa experimental e objectivos
É sabido que as propriedades mecânicas dos materiais que compõem as técnicas de reforço
estudadas (EBR e NSM) sofrem uma degradação acentuada com o aumento de temperatura.
De facto, para temperaturas próximas da temperatura de transição vítrea dos laminados CFRP
ou do adesivo que os cola ao betão, a integridade do sistema fica comprometido, sendo este o
principal entrave à sua aplicação em edifícios. Esta tese tem como principais objectivos os
seguintes:
Estudar experimentalmente a influência da técnica de reforço (técnica EBR e NSM)
no comportamento ao fogo das vigas;
Estudar experimentalmente a influência do tipo de adesivo de colagem (epóxido
ou cimentício) no comportamento ao fogo das vigas reforçadas pela técnica NSM;
Estudar experimentalmente a geometria do sistema de protecção ao fogo (placas
de silicato de cálcio) mais adequada ao sistema de reforço com laminados de CFRP;
Os ensaios que constituíram o corpo do programa experimental do presente trabalho foram
realizados no Laboratório de Estruturas e Resistência de Materiais (LERM) do Instituto Superior
Técnico, sendo que o incêndio padrão adoptado está de acordo com o definido na norma ISO
834 e o sistema de protecção baseia-se aplicação de painéis de silicato de cálcio (SC).
De modo a responder aos objectivos da presente campanha experimental realizaram-se
ensaios de resistência ao fogo a um total de dezassete vigas. Uma destas dezassete vigas foi
ensaiada sem qualquer tipo de protecção ao fogo, bem como sem nenhum reforço estrutural à
flexão, e será a viga de referência. De seguida, ensaiaram-se oito vigas de betão armado
reforçadas à flexão por colagem de laminados CFRP na face sujeita à tracção, face inferior. Esta
técnica designa-se de EBR (Externally Bonded Reinforcement. O adesivo utilizado para a
colagem dos laminados nesta técnica foi o epóxido, sendo que, no decorrer da campanha
experimental se descobriu um adesivo epóxido com uma temperatura de transição vítrea
superior, optando-se por se realizar dois dos oito ensaios com este novo adesivo. As restantes
oito vigas foram reforçadas com laminados de carbono de acordo com a técnica NSM (Near
Surface Mounted). Esta consiste na criação de rasgos ao longo da face sujeita à flexão da viga
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
64
no interior dos quais foram introduzidos laminados de carbono. Destas oito vigas, quatro têm
aplicado um adesivo epóxido, enquanto as restantes quatro têm um adesivo cimentício.
Refira-se que as espessuras adoptadas para os sistemas de protecção foram condicionadas
pelas dimensões de painéis de SC comercializadas por empresas de protecção ao fogo, sendo
que se utilizou diversas geometrias de sistema de protecção ao incêndio para ambas as
técnicas de reforço. Na tabela 4.1 encontram-se detalhadas a nomenclatura das vigas
ensaiadas, a geometria do sistema de protecção, a técnica de reforço e o adesivo utilizado
para cada viga, sendo que a descrição do sistema de protecção se encontra no ponto 4.5.1.2.
Tabela 4.1. Descrição geral das vigas utilizadas nos ensaios de resistência ao fogo.
4.2 - Materiais
No presente programa experimental foram utilizados cinco tipos de materiais na composição
das vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de CFRP. Nos pontos seguintes
faz-se uma descrição das propriedades à temperatura ambiente dos mesmos. Os cinco
Denominação Técnica de
reforço Tipo de adesivo
Espessura da
protecção ao fogo Zona
amarração Zona
corrente RC - - - -
EBR
EBR Epóxido S&P 220
- - EBR-25-0-25 25 mm -
EBR-25-25-25 25 mm 25 mm EBR-50-25-50 50 mm 25 mm
EBR-75-25-75-L* 75 mm 25 mm
EBR-75-50-75-L* 75 mm 50 mm EBR-50-25-50-Tg-L* Araldite 2014 50 mm 25 mm
EBR-50-25-50-Tg+S&P-L* Araldite 2014+S&P 50 mm 25 mm NSM-E
NSM Epóxido S&P 220
- - NSM-E-25-0-25 25 mm -
NSM-E-25-25-25 25 mm 25 mm NSM-E-50-25-50 50 mm 25 mm
NSM-C
NSM Cimentício
- - NSM-C-25-0-25 25 mm -
NSM-C-25-25-25 25 mm 25 mm NSM-C-50-25-50 50 mm 25 mm
Nota: * Ensaios realizados com protecção lateral adicional com 25 mm de espessura (falha no
isolamento lateral do forno)
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
65
materiais utilizados são os seguintes: betão (4.2.1), aço em varão (4.2.2), laminados de CFRP
(4.2.3), adesivo epóxido (4.2.4), adesivo cimentício (4.2.5) e materiais de protecção ao fogo
(4.2.6).
4.2.1 - Betão
O betão utilizado para a construção das vigas foi produzido pela empresa UNIBETÃO, sendo o
mesmo da classe C25/30 com classe de exposição XC2. O diâmetro máximo do agregado é 22
mm e o ligante utilizado é um cimento Portland CEM II/A-L 42,5R.
De modo a quantificar a resistência do betão, ensaiaram-se 5 provetes cúbicos com 15 cm de
aresta e 5 provetes cilíndricos de 30 cm de altura e 15 cm de diâmetro. Com estes provetes
pôde-se quantificar a resistência à compressão do betão bem como a sua resistência à tracção,
esta última determinada através de um ensaio de compressão diametral. Os provetes,
ensaiados 28 dias após a sua betonagem, foram curados numa câmara com humidade relativa
de 100% e temperatura constante de 20ºC. É de referir que todos os provetes foram pesados
antes da realização dos ensaios de modo a averiguar a potencial presença de vazios nos
mesmos. Dada a semelhança de peso entre os diferentes provetes concluiu-se que os mesmos
não seriam significantes.
Os ensaios à compressão foram realizados de acordo com o preconizado na norma NP EN
12390-3 [4.1]. Para tal, recorreu-se a uma prensa hidráulica com uma taxa de aplicação de
carga de 11,3 kN/s (0,5 MPa/s). Na tabela presente no Anexo I apresentam-se os resultados
dos ensaios, tendo-se obtido uma média de fcm,28dias= 29.48 ± 0.75 MPa de resistência à
compressão.
Admitindo que a distribuição de resistências obtidas segue uma distribuição normal, o valor da
resistência característica à compressão dos cubos pode ser obtida através da expressão 4.1,
(4.1)
onde:
fck,cubos – resistência característica à compressão dos cubos;
fcm,28dias – resistência média à compressão dos cubos;
Sn – desvio-padrão da resistência à compressão dos cubos.
Da expressão 4.1 obtém-se como resistência característica do betão à compressão o valor de
28,25 MPa. Admitindo que a resistência característica à compressão em cilindros (fck,cilindros) é
aproximadamente 80% da mesma resistência para os cubos, obtém-se como resistência
característica à compressão em cilindros o valor de 22,60 MPa. De acordo com os valores de
resistências características à compressão obtidas, conclui-se que se está perante um betão de
uma classe intermédia entre C25/30 e C20/25, sendo que na guia de remessa do betão a
informação quanto à classe de resistência do betão era que o mesmo era C25/30.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
66
Quanto ao módulo de elasticidade do betão, este foi determinado como preconizado no EC2
secção 1.1 (ver expressão 4.2) [4.2]. Para a determinação do mesmo não foram realizados
ensaios experimentais, mas determinou-se uma estimativa tendo em conta os resultados dos
ensaios de resistência à compressão do betão,
(
)
onde:
Ecm – valor estimado para o módulo de elasticidade secante;
fcm,cubos – resistência média à compressão em cubos.
Para a referida expressão 4.2 obteve-se como estimativa do módulo de elasticidade do betão o
valor de 27,39 GPa.
Para a determinação da resistência à tracção do betão, foram ensaiados cinco provetes
cilíndricos. O ensaio realizado foi o de compressão diametral de acordo com norma NP EN
12390-6 [4.3]. À semelhança dos provetes cúbicos, estes também foram curados em câmara
saturada, e ensaiados 28 dias após a sua betonagem. Para a realização do ensaio recorreu-se a
uma prensa hidráulica com uma taxa de aplicação de carga de 1,3 KN/s e registaram-se os
valores das cargas máximas exactamente antes da rotura dos provetes. Na expressão 4.3 é
possível verificar a fórmula que transforma as cargas máximas obtidas nas respectivas tensões
de tracção resistentes,
onde:
fct – resistência à tracção [MPa];
F – força máxima [KN];
L – altura dos provetes cilíndricos [mm];
Dc – diâmetro dos provetes cilíndricos [mm].
Com a aplicação da referida expressão 4.3 aos cinco provetes ensaiados foi possível
determinar a resistência do betão à tracção. Na tabela do Anexo II apresentam-se os
resultados dos ensaios realizados, que permitiram determinar a resistência média à tracção do
betão, fctm,28dias= 2.25 ± 0.15 MPa.
À semelhança da determinação da resistência característica do betão à compressão, admite-se
que para a determinação da resistência característica à tracção do betão também os
resultados destes ensaios seguem uma distribuição normal. Deste modo, e adaptando a
expressão 4.1 anteriormente utilizada, obtém-se o valor de 2,00 MPa para a resistência
característica à tracção do betão (fctk).
Na tabela 4.2 apresentam-se, resumidamente, as características do betão determinadas
segundo os ensaios e fórmulas anteriormente referidos.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
67
Tabela 4.2. Características do betão utilizado.
Característica [Unidades] Média ± Desvio-Padrão
fcm,cubos [MPa] 29,48 ± 0,75
fcm,cilindros [MPa] 23,58 ± 0,60
fck,cubos [MPa] 28,25 ± 0,75
fck,cilindros [MPa] 22,60 ± 0,60
Ecm [GPa] 27,39 ± 0,21
fctm [MPa] 2,25 ± 0,15
fctk [MPa] 2,00 ± 0,15
É de referir que tanto as resistências à compressão média e característica dos cilindros, foram
calculadas tendo por base a hipótese de serem aproximadamente 80% das mesmas
resistências em cubos.
4.2.2 - Aço em varão
O aço utilizado na construção das vigas do presente estudo foi fornecido pela empresa
MEGAFER, sendo o mesmo do tipo A500 NR SD. Ao contrário do betão, para o aço, não foram
realizados quaisquer ensaios de caracterização do mesmo, tendo-se utilizado os valores
presentes na tabela 4.3 para os diversos cálculos efectuados. A tabela foi preenchida com os
valores presentes no Eurocódigo 2 e com o resultado dos ensaios realizados pela própria
empresa fornecedora.
Tabela 4.3. Características do aço em varão utilizado[4.19].
Característica [Unidades] Valor
fyk [MPa] 500
fyd [MPa] 435
fym [MPa] 546
fum [MPa] 711
Es [GPa] 200
esyk [‰] 2.50
esyd [‰] 2.18
euym [‰] 3.56
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
68
As características anteriormente referidas têm o significado seguinte:
fyk – valor característico da tensão de cedência;
fyd – valor de cálculo da tensão de cedência;
fym – valor médio da tensão de cedência;
fum – valor médio da tensão de rotura;
Es – módulo de elasticidade;
esyk – valor característico da extensão de cedência;
esyd – valor de cálculo da extensão de cedência;
esym – valor médio da extensão de cedência.
4.2.3 - Laminado de CFRP
Quanto aos laminados de CFRP, estes são produzidos pela empresa S&P Clever Reinforcement
Company e apresentam uma secção transversal de 10 mm por 1,4 mm e 20 mm por 1,4 mm,
para as técnicas NSM (Near Surface Mounted) e EBR (Externally Bonded Reinforcement),
respectivamente. Estes laminados utilizados no reforço à flexão das vigas ensaiadas,
apresentam um módulo de elasticidade de 165 GPa e as suas designações comerciais são S&P
Laminates CFK 150 / 2000, onde varia apenas a secção transversal. São caracterizados pela
presença de fibras orientadas longitudinalmente, de modo a conferir a máxima resistência à
tracção e, quando devidamente aplicados, a melhor solução para reforços à flexão. A matriz
polimérica onde as fibras se encontram embebidas é uma resina de base epóxida, com uma
concentração máxima de fibras de 70%. Este valor, segundo a S&P Clever Reinforcement
Company, encontra-se limitado devido a dificuldades técnicas no fabrico. É de referir que dada
a geometria dos reforços utlizados não houve necessidade de os cortar. Este corte, a ser
necessário, implicaria demasiadas imperfeições ao próprio laminado, danificando-o. Na tabela
4.4 apresentam-se as características gerais dos laminados utilizados. Embora a empresa S&P
Clever Reinforcement Company forneça valores de dimensionamento, Firmo [4.12]
determinou-as experimentalmente, sendo estes últimos os valores indicados na tabela.
Tabela 4.4. Características do laminado CFRP utilizado.
Característica [Unidade] S&P Laminates CFK 150 / 2000
bf [mm] x tf [mm] 10 x 1.4 (NSM) e 20 x 1.4 (EBR)
Af [mm2] 14 (NSM) e 28 (EBR)
Ef [GPa] 170.9
εfu [‰] 16.0
σfu [MPa] 2741.7
Na tabela 4.4 os símbolos têm o seguinte significado:
bf – largura do laminado de CFRP;
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
69
tf – espessura do laminado de CFRP;
Af – área da secção do laminado de CFRP;
Ef – módulo de elasticidade do laminado de CFRP;
εfu – extensão de rotura do laminado de CFRP;
σfu – tensão de rotura do laminado de CFRP.
4.2.4 - Adesivos de colagem epóxidos
No presente estudo utilizaram-se três tipos de adesivos diferentes, dois de base epóxida e um
de base cimentícia. No presente ponto faz-se uma breve descrição dos adesivos de base
epóxida.
O primeiro adesivo de base epóxida utilizado é produzido pela empresa S&P Clever
Reinforcement Company e tem como designação comercial S&P Resin 220 epoxy adhesive.
Trata-se de uma resina de dois componentes, A e B, sendo que a mistura correcta para a sua
aplicação é de 4:1. Isto significa que para cada 4 partes de componente A terá de ser
misturado uma parte de componente B, em peso ou em volume, uma vez que ambos os
componentes apresentam a mesma massa volúmica, de valor igual a 1750 Kg/m3. Quanto às
resistências à tracção (σtu), à compressão (σcu) e à tracção por flexão (σfu), o fabricante informa
que são superiores a 3 MPa, 90 MPa e 30 MPa, respectivamente, sendo estes os valores
mínimos. A temperatura de transição vítrea (Tg) é superior a 56°C, confirmando que e estes
sistemas, quando sujeitos a altas temperaturas, perdem a sua eficácia pelo facto da
temperatura de transição vítrea do adesivo ser muito reduzida. Firmo [4.5] realizou ensaios de
tracção ao mesmo adesivo epóxido utilizado no presente trabalho. Firmo [4.5] determinou,
entre outros, a tensão de rotura à tracção (σtu), a extensão de rotura à tracção (εtu) e o módulo
de elasticidade do adesivo à tracção (Et), tendo obtido os valores de 17.33 MPa, 2482 μstrain e
8.76 GPa, respectivamente. O valor da tensão de rotura à tracção determinado por Firmo [4.5]
vai de encontro às informações dadas pela S&P Clever Reinforcement Company, confirmando
que o seu valor é superior a 3 MPa.
No decorrer do programa experimental, decidiu-se testar a aplicação de outra resina epóxida,
Araldite 2014, como adesivo de colagem. Esta decisão resultou do facto de esta apresentar
uma temperatura de transição vítrea consideravelmente superior ao normal (85°C). Embora
esta não esteja especificada para colar betão a laminado de CFRP, é muito utilizada na colagem
de CFRP com CFRP. O módulo de elasticidade desta resina é 5 GPa [4.18].
4.2.5 - Adesivo de colagem cimentício
O adesivo de colagem de base cimentícia é, na verdade, uma mistura entre material cimentício
e resina epóxida, e tem o nome comercial de Adicrete ER sendo comercializado em Portugal
pela empresa Quimidois. Em estudos realizados por Macedo, et al. [4.4] na Universidade do
Minho, estimou-se a resistência à compressão e flexão do adesivo. Deste modo, determinou-
se que a resistência à compressão é 66,6 MPa e a resistência à tracção por flexão é 16.7 MPa.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
70
Quanto à temperatura de transição vítrea do adesivo cimentício, Firmo [4.13] determinou-a
através de ensaios de DMA (análises mecânicas dinâmicas) tendo obtido o valor de Td,c = 44 ⁰C.
4.2.6 - Sistema de protecção ao fogo
Quanto ao sistema de protecção ao fogo o material escolhido foi o silicato de cálcio, fornecido
sobre a forma de placas, com a designação PROMATECT-L500, comercializados pela empresa
Promat. O silicato de cálcio é considerado um material não combustível e uma boa solução
para sistemas de protecção dada a sua reduzida condutividade térmica. A sua aparência é
semelhante à das placas de gesso, comummente designadas de Pladur, sendo que uma das
faces apresenta um acabamento polido e a outra um acabamento rugoso em forma de favos
de mel. Esta última face é a que, efectivamente, fica em contacto com o suporte, dado que a
rugosidade ajuda à sua colagem ou fixação mecânica. As placas utilizadas apresentam uma
espessura de 25 mm. Na tabela 4.5 é possível verificar as principais características das
mesmas, onde σcu – tensão resistente à compressão; σtu – tensão resistente à tracção e σfu –
tensão resistente à tracção por flexão
Tabela 4.5. Características das placas de silicato de cálcio utilizadas [4.20, 4.21].
Características [Unidades] PROMATECT - L500
σcu [MPa] 5.5
σtu [MPa] 1.2
σfu [MPa] 3.0
Massa volúmica [Kg/m3] 500
Condutividade térmica [W/mK] 0.09
Coeficiente de expansão [m/mK] 7.0 x 10-6
Calor específico (J/(kg°C)) 690
4.3 - Determinação das propriedades térmicas e termomecânicas do
sistema de reforço
As propriedades térmicas e termomecânicas do principal sistema de reforço utilizado,
incluindo o laminado de CFRP e o primeiro adesivo epóxido, foram determinadas por Firmo
[4.5] em 2010 através de ensaios de calometria diferencial de varrimento e termogravimetria
(DSC/TGA) e de análises mecânicas dinâmicas (DMA). Estes ensaios foram realizados no
Laboratório Nacional de Engenharia Civil (LNEC) e no Departamento de Engenharia Química e
Biológica do IST.
É de referir que para o segundo adesivo epóxido e para o adesivo cimentício utilizado no
presente trabalho não foram realizados ensaios DMA por limitações de tempo e como tal,
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
71
admite-se que a temperatura de transição vítrea dos mesmos correspondem aos valores
fornecidos pelos fabricantes e determinados por outros autores. (Tg=85 ⁰C e Tg=44 ⁰C).
4.3.1 - Análises mecânicas dinâmicas (DMA)
O objectivo da análise mecânica dinâmica é determinar a temperatura de transição vítrea (Tg)
de um dado material. Esta temperatura marca a transição entre o estado vítreo e o estado
viscoso, correspondendo ao ponto a partir do qual se verifica uma diminuição significativa das
propriedades mecânicas do material em estudo.
De uma forma geral, a deformação de um material polimérico quando sujeito a um
carregamento é composta por uma componente elástica e outra inelástica ou viscosa que
depende do tempo. Por esta razão, é possível afirmar que grande parte dos materiais
poliméricos exibe um comportamento viscoelástico. Num ensaio de DMA, os provetes são
sujeitos a uma força oscilatória sinusoidal com frequência fixa e, enquanto a temperatura
aumenta com uma taxa de aquecimento constante, as amplitudes dos ciclos de carregamento
e da deformação e o ângulo entre esses ciclos são registados. Devido à resposta viscoelástica
do material, as curvas tensão-tempo (σ–t) e extensão-tempo (ε-t) exibem um desfasamento,
causado por um atraso na deformação. Quando as duas curvas são sobrepostas, as áreas
comuns representam a rigidez do material, ou módulo de armazenamento, E’, que se relaciona
com a energia armazenada em cada ciclo de carregamento. As áreas que não se sobrepõem
representam a contribuição viscosa da deformação, ou módulo de perda, E’’, que reflecte a
energia dissipada em cada ciclo, normalmente sob a forma de calor. O ângulo de fase, δ, é
definido pela diferença entre a tensão e a deformação. Em materiais puramente elásticos este
ângulo é nulo; em materiais puramente viscosos o ângulo de fase é 90º e em polímeros são
usuais valores intermédios. A tangente deste ângulo, tan(δ), denominada por factor de perda,
é igual ao quociente entre o módulo de perda e o módulo de armazenamento, tan(δ)= E’’/ E’, e
é utilizada para avaliar o amortecimento do material [4.5, 4.6, 4.7].
Devido ao facto do módulo de armazenamento, do módulo de perda e do factor de perda
sofrerem comportamentos diferentes quando a temperatura se aproxima da temperatura de
transição vítrea do material e tendo em conta que estas alterações, aumentos ou diminuições,
não ocorrem exactamente à mesma temperatura, é possível obter várias curvas de estimação
da temperatura de transição vítrea do material tendo em conta cada uma destas
propriedades. A norma ASTM E1640 [4.8] sugere, de forma conservativa, que a determinação
da temperatura de transição vítrea se realize através da curva obtida pela variação do módulo
de armazenamento com a temperatura (figura 4.1).
Como já foi referido, em 2010 Firmo [4.5] ensaiou provetes de adesivo epóxido S&P e de
laminado de CFRP, de acordo com a norma ISO 6721 Os provetes foram sujeitos a uma taxa de
aquecimento de 2°C/min e a uma frequência de oscilação de 1 Hz. Uma vez que um incêndio
atinge taxas de aquecimento bastante superiores, Firmo optou por realizar mais ensaios com
taxas de aquecimento de 5 °C/min e 10 °C/min. Nas figuras 4.2 e 4.3 apresentam-se os
resultados obtidos por Firmo para os provetes de CFRP e os provetes de adesivo epóxido,
respectivamente, para diferentes taxas de aquecimento.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
72
f
Figura 4.1. Determinação da temperatura de transição vítrea de acordo com a norma ASTM E1640-99 (adaptado de [4.5, 4.8])
Figura 4.3. Resultados dos ensaios de DMA aos provetes de adesivo epóxido: módulo de armazenamento, módulo de perda e factor de perda em função da temperatura, para diferentes taxas de aquecimento. (adaptado
de [4.5]).
Figura 4.2. Resultados dos ensaios de DMA aos provetes de CFRP: módulo de armazenamento, módulo de perda e factor de perda em função da temperatura, para diferentes taxas de aquecimentos. (adaptado de [4.5])
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
73
Por observação das figuras 4.2 e 4.3, verifica-se que a variação do módulo de armazenamento,
do módulo de perda e do factor de perda é mais acentuada, e ocorre para valores de
temperatura menores nas curvas referentes aos ensaios do adesivo, concluindo-se que este
material é mais afectado e apresenta uma temperatura de transição vítrea inferior ao
laminado de CFRP. Na tabela 4.6 apresenta-se as estimativas obtidas por Firmo [4.5] para a
temperatura de transição vítrea do adesivo epóxido e do laminado de CFRP obtido através das
curvas do módulo de armazenamento, módulo de perda e factor de perda
Tabela 4.6. Temperaturas de transição vítrea obtidas pelas diferentes curvas e para cada taxa de aquecimento. (adaptado de [4.5])
Material
Taxa de
aquecimento
[°C/min]
Tg, E’ [°C] Tg, E’’ [°C] Tg, tan(d) [°C]
CFRP
2 137.6 152.5 168.5
5 144.4 153.5 175.3
10 153.4 164.1 190.2
Adesivo
2 53.8 54.5 62.4
5 58.9 59.4 66.1
10 59.8 62.1 68.9
Como foi referido e se pode observar na tabela 4.6, a estimativa mais conservativa obtém-se
através da curva do módulo de armazenamento E’, tal como a norma ASTM E1640 [4.8]
sugere. É ainda importante verificar a multiplicidade de valores de temperatura de transição
vítrea que se podem obter variando apenas a taxa de aquecimento do material, bem como a
curva a utilizar na sua determinação. Como tal, seguindo a recomendação da norma ASTM
E1640, Firmo [4.5], através da construção geométrica presente na figura 4.1, obteve os valores
de 138 °C e 54 °C para a temperatura de transição vítrea do laminado de CFRP e adesivo
epóxido, respectivamente.
4.3.2 - Ensaios de calometria diferencial de varrimento e termogravimetria
(DSC/TGA)
O ensaio de calometria diferencial de varrimento e termogravimetria tem como objectivo
determinar as variações de massa e de energia em função da temperatura. Estes ensaios,
realizados segundo a norma ISO 11357, produzem curvas da evolução da massa e da energia
em função do tempo. Através da curva da evolução da massa com a temperatura é possível
determinar a temperatura de decomposição (Td) do material em estudo. Na figura 4.4
apresenta-se uma curva típica massa-temperatura de um ensaio DSC/TGA a um material FRP.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
74
Nesta figura é possível identificar 5 pontos notáveis que representam estimativas do valor de
Td. No entanto, como os documentos normativos não são claros na definição do ponto a
utilizar, é comum considerar Td,m como a temperatura de decomposição do material [4.5].
Neste tipo de ensaios, as amostras de material são colocadas dentro de um forno, sendo
sujeitas a uma taxa de aquecimento predefinida num determinado meio ambiente. Durante
todo o processo, a massa da amostra de material é constantemente monitorizada, permitindo
elaborar curvas que descrevem a sua variação em função da temperatura. Além disso, a
diferença entre o fluxo de calor fornecido à amostra em análise e um material de referência
são medidos em função da temperatura, o que permite identificar variações de energia ao
longo do processo de aquecimento e a natureza das reacções que ocorrem, nomeadamente o
seu carácter endotérmico ou exotérmico. O material de referência tem de ser termicamente
inactivo no intervalo de temperaturas ao qual será sujeita a amostra em estudo, e as suas
propriedades térmicas devem ser conhecidas e suficientemente homogéneas para que seja
possível a calibração do aparelho de ensaio [4.5, 4.6, 4.9].
Firmo [4.5] ensaiou provetes paralelepipédicos de CFRP e provetes de resina com natureza
semelhante aos utilizados no ensaio de DMA. Os provetes foram sujeitos a uma taxa de
aquecimento de 10 °C/min em ar atmosférico, até à temperatura de 1000 °C e 800 °C,
respectivamente. No decorrer do ensaio, parâmetros tais como a temperatura, a massa, o
tempo decorrido e o fluxo de calor fornecido foram registados e os resultados compilados nos
gráficos das figuras 4.5 e 4.6.
Por observação do gráfico da figura 4.5 é possível confirmar que, aparentemente, ocorrem
duas diminuições significativas de massa remanescente no ensaio ao laminado CFRP. Uma
redução ocorre entre 350 °C e 425 °C e a outra entre 625 °C e 775°C e, pela observação da
derivada da massa em ordem ao tempo, verifica-se que a segunda redução significativa de
massa ocorre a um ritmo bastante superior ao primeiro. Este acontecimento poderá ser
justificado pelo facto de na primeira diminuição se assistir à decomposição da matriz
polimérica e na segunda diminuição se assistir à decomposição das fibras de carbono. Quanto
Figura 4.4. Curva típica massa-temperatura de um polímero reforçado com fibras. (adaptado de [4.5, 4.6])
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
75
ao adesivo, a diminuição da massa tem início por volta dos 200 °C estagnando aos 500 °C com
72% de massa remanescente, podendo concluir-se que 72% da massa do adesivo são
compostos inorgânicos e, como tal, não inflamáveis.
Através da figura 4.5, em consonância com a figura 4.6, observa-se que as reduções
significativas de massa, quer no CFRP quer no adesivo, são acompanhadas de um pico no
gráfico do fluxo de energia. Estes picos exotérmicos devem-se, essencialmente, ao calor
libertado aquando da ignição e queima das fibras de carbono no CFRP e queima do material
orgânico no adesivo.
As temperaturas de decomposição de ambos os materiais foram estimadas de acordo com o
método gráfico identificado na figura 4.4, sendo que para o caso do laminado CFRP se aplicou
Figura 4.5. Massa remanescente em função da temperatura e respectiva derivada. (adaptado de [4.5])
Figura 4.6. Fluxo de energia em função da temperatura. (adaptado de [4.5])
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
76
o método para a primeira diminuição de massa. Os valores obtidos são Td,m=380,3°C e
Td,m=379,1°C para o laminado de CFRP e para o adesivo epóxido, respectivamente [4.5].
Quanto à temperatura de decomposição do adesivo cimentício (Adicrete ER), Firmo [4.13]
determinou que este tinha o valor de Td,c = 393.8°C. Por falta de tempo no decorrer da
campanha experimental não foi possível determinar o mesmo parâmetro para o adesivo
epóxido Araldite 2014, tendo-se apenas o valor da sua temperatura de transição vítrea.
4.3.3 - Material de protecção
Em 2008, Correia [4.6] realizou ensaios de DSC/TGA a três materiais de protecção: argamassa
de vermiculite e perlite, placas de silicato de cálcio e revestimento intumescente. Para o
presente estudo e uma vez que o único material de protecção utilizado foi o silicato de cálcio,
far-se-á referência, neste ponto, aos resultados obtidos por Correia.
Nos gráficos obtidos através do ensaio de DSC/TGA observa-se que a variação da massa da
amostra de silicato de cálcio sofre uma redução praticamente linear até cerca de 700°C. A
partir de 700°C, verifica-se uma estagnação da percentagem de massa remanescente de cerca
de 82%. A perda de massa contínua com o aumento da temperatura reflecte a ordem dos
fenómenos a que o material está sujeito. Até 700°C é possível assistir ao processo de
evaporação da água livre, à desidratação do gel de silicato de cálcio, à desidratação do
hidróxido de cálcio e à descarbonatação do carbonato de cálcio [4.6].
Quanto ao gráfico correspondente ao fluxo de energia, este apresenta um pequeno pico
endotérmico para valores entre 115 °C e 150 °C, sendo este justificados pela evaporação da
água livre do material.
4.4 - Ensaios de flexão das vigas de referência
De modo a caracterizar o comportamento mecânico das vigas utilizadas no presente estudo,
realizaram-se ensaios de flexão a vigas de referência. Estes ensaios fazem parte do estudo
desenvolvido por Firmo [4.13] na sua tese de doutoramento e Correia [4.10] na sua
dissertação de mestrado. Uma vez que as vigas estudadas por estes autores são iguais às
utilizadas no presente estudo, neste ponto, descreve-se sumariamente os resultados obtidos
por estes autores. O objectivo desta secção consiste em confirmar experimentalmente o
dimensionamento efectuado e determinar o comportamento das vigas para o nível de carga
em situação de incêndio, aplicado nos ensaios de resistência ao fogo no âmbito da presente
dissertação.
O fabrico das vigas que foram sujeitas aos ensaios de flexão foram produzidas no Laboratório
de Estruturas e Resistência de Materiais do IST e, por uma questão de simplicidade, são
designadas da seguinte forma:
Viga RC - viga de referência em betão armado;
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
77
Viga EBR - viga de referência em betão armado reforçada à flexão, pela técnica EBR,
com laminados de CFRP;
Viga NSM-E - viga de referência em betão armado reforçada à flexão, pela técnica
NSM, com laminados de CFRP e resina epóxida;
Viga NSM-C - viga de referência em betão armado reforçada à flexão, pela técnica
NSM, com laminados de CFRP e resina cimentícia.
O tipo de carregamento destas duas vigas foi idêntico ao utilizado nos ensaios de resistência
ao fogo: duas cargas concentradas aplicadas a uma distância dos apoios de 1/3 de vão, igual a
1.26 m. O modelo de cálculo adoptado está ilustrado na figura 4.7. Refira-se que o
comprimento total da viga é 1.5 metros, no entanto, para efeitos de cálculo, foram
desprezadas as consolas indicadas a traço interrompido na figura 4.7.
Na presente secção descreve-se (i) o dimensionamento das vigas de betão armado e do
sistema de reforço (4.4.1), (ii) o método de fabrico das vigas (4.4.2), (iii) o esquema e
procedimento de ensaio (4.4.3) e (iv) os resultados obtidos (4.4.4).
4.4.1 - Dimensionamento das vigas de betão armado e do sistema de reforço
As dimensões adoptadas para a secção das vigas de betão armado foram 10 cm de largura e 12
cm de altura. A estas dimensões corresponde uma esbelteza geométrica de 10,83(3)
(Lvão/hsecção). Uma vez que não existe uma carga de dimensionamento, as armaduras foram
calculadas tendo em conta uma taxa de armadura usual para vigas de betão armado. Nas
figuras 4.8 e 4.9 apresenta-se a distribuição longitudinal das armaduras e a pormenorização de
uma secção genérica, respectivamente.
0.5P 0.5P
0.42 m0.42 m 0.42 m 0.12 m0.12 m
1.50 m
Figura 4.7. Modelo de cálculo adoptado.
Figura 4.8. Distribuição longitudinal das armaduras das vigas
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
78
4.4.1.1 - Viga RC – Viga de referência em betão armado
O dimensionamento da viga de betão armado sem reforço de CFRP iniciou-se pela verificação
de que a armadura longitudinal aplicada era superior à mínima admitida no Eurocódigo 2.
Após esta verificação, e de acordo com o método do diagrama rectangular simplificado,
calculou-se o momento flector resistente obtendo-se o valor de Mrd,RC = 2.16 KN.m.
De seguida, determinou-se o valor de esforço transverso resistente, verificando-se, de acordo
com o Eurocódigo 2, que a área de armadura adoptada resistente ao esforço transverso é
muito superior ao valor mínimo adoptado na norma. O valor obtido para o esforço transverso
resistente é Vrd,RC = 33.67 KN.
Tendo em conta os valores de momento resistente e esforço transverso resistente já
calculados, bem como os diagramas de esforços associados ao modelo de cálculo (figura 4.10),
determinou-se que o valor de cálculo para a carga resistente é Prd,RC=10.29KN.
Figura 4.9. Pormenorização de armaduras numa secção genérica das vigas.
Figura 4.10. Diagrama de esforço transverso (V) e de momento flector (M) para o carregamento indicado.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
79
O momento de fendilhação da viga de betão armado é dado pelo produto do módulo de flexão
elástico (Wel) pelo valor médio de resistência do betão à tracção (fctm,28dias). Quanto à carga que
provoca a fendilhação, esta é obtida de maneira semelhante ao valor de cálculo da carga
resistente. Os valores obtidos são Mcr,RC=0.62 KN.m e Pcr,RC=2.97 KN.
De acordo com o Eurocódigo 0 [4.16], a acção de incêndio é caracterizada como uma acção
acidental, enquanto o Eurocódigo 1 [4.17] define as regras das combinações de acções
mecânicas em situação de incêndio. Por sugestão do Eurocódigo 1, utilizou-se a fórmula
simplificada presente na expressão (4.4) para determinar o valor de cálculo da carga de
incêndio, referente à combinação de incêndio,
em que:
- valor de cálculo da carga de incêndio;
- coeficiente de redução;
- valor de cálculo da carga resistente.
Para determinar o valor de cálculo da carga de incêndio, utilizou-se a expressão (4.4),
adoptando , como sugerido no Eurocódigo 1, e obteve-se PRC,fire= 7.20 KN. Na tabela
4.7 apresenta-se um resumo dos parâmetros determinados.
Tabela 4.7. Parâmetros da viga RC.
Parâmetro Valor
Mrd,RC [KN.m] 2.16
Prd, RC [KN] 10.29
Vrd, RC [KN] 33.67
Mcr, RC [KN.m] 0.62
Pcr, RC [KN] 2.97
PRC,fire [KN] 7.20
4.4.1.2 - Viga EBR – Viga de referência reforçadas à flexão pela técnica EBR
Nesta secção apresenta-se o dimensionamento da viga reforçada à flexão pela técnica EBR.
Uma vez que a viga que dá origem à viga EBR é uma viga RC, sem reforço, todas as áreas de
armadura bem como as dimensões da secção são semelhantes às do ponto anterior.
O modelo de cálculo da viga EBR é semelhante ao da viga RC (figura 4.10), uma vez que tanto o
vão da viga como a distribuição da carga aplicada é igual. No entanto, devido ao reforço, o seu
comportamento é diferente bem como o corte longitudinal e a secção genérica da viga, dada a
presença do reforço. Nas figuras 4.11 e 4.12 ilustra-se o corte longitudinal da viga EBR com a
distribuição dos estribos e uma secção genérica com a posição das armaduras e do sistema de
reforço, respectivamente.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
80
Dada a limitação imposta pelo fabricante do laminado, não se calculou qual a largura e
espessura de laminado necessário dadas as condições de carregamento. Ao invés, aplicou-se
uma das opções de laminado fornecidas pelo fabricante e determinou-se todos os parâmetros
resistentes com essa configuração de reforço e carregamento.
A verificação de segurança ao estado limite último de flexão foi efectuada com recurso ao
método do diagrama rectangular simplificado (como em 4.4.1.1). Teve-se em conta as
recomendações presentes no ACI 440.2R-08 [4.11] referentes à extensão máxima no betão
(εc= 3‰), à tensão na armadura ordinária, que deverá ser inferior a 85% da tensão de
cedência, à tensão de compressão no betão, que deverá ser inferior a 45% da sua tensão
resistente, e à tensão no CFRP, que deverá ser inferior a 45% de σfu.
Tendo em conta as considerações atrás referidas, obteve-se como momento resistente de
dimensionamento da viga EBR Mrd,EBR=3.51 kN.m com uma carga de rotura de
dimensionamento associado Prd,EBR=16.72 kN
Quanto às verificações ao estado limite último de esforço transverso, estas são semelhantes às
utilizadas para a viga RC, pelo que se obteve Vrd,EBR=33.67 kN.
De maneira semelhante ao descrito em 4.4.1.1, obteve-se como valor de cálculo da carga do
fogo PEBR,fire= 11.70 KN. Na tabela 4.8 apresenta-se um resumo dos parâmetros determinados.
Figura 4.12. Pormenorização da secção de meio vão da viga EBR.
Figura 4.11. Corte longitudinal da viga EBR.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
81
Tabela 4.8. Parâmetros da viga EBR.
4.4.1.3 - Vigas NSM-E e NSM-C – Vigas de referência reforçadas à flexão pela técnica
NSM
A técnica NSM é muito semelhante à técnica EBR, destacando-se as diferenças pelo facto do
reforço na NSM ser aplicado num rasgo no interior do betão, enquanto na técnica EBR o
laminado é colado à superfície deste. Por outro lado, os critérios de dimensionamento das
vigas NSM são diferentes. Para o caso das vigas NSM-E e NSM-C, o cálculo do momento
resistente de dimensionamento e carga de rotura de dimensionamento derivam do cálculo de
uma expressão obtida experimentalmente por Barros et al. [4.14] (expressão 4.5),
Na figura 4.13 apresenta-se a secção genérica das vigas NSM-E e NSM-C com a posição do
reforço.
Quanto ao dimensionamento e cálculo dos parâmetros resistentes, estes são em tudo
semelhantes aos da viga EBR. As únicas diferenças prendem-se, essencialmente, com a posição
dos laminados, o número de laminados (que influencia a área de laminado em utilização) e a
posição da linha neutra. Todas as verificações de segurança são iguais, com a única diferença
que os valores utilizados em certos parâmetros são diferentes, dada a diferente geometria do
reforço. Deste modo, na tabela 4.9, apresentam-se os respectivos valores de momento
Parâmetro Valor
Mrd,EBR [KN.m] 3.51
Prd, EBR [KN] 16.72
Vrd, EBR [KN] 33.67
PEBR,fire [KN] 11.70
Figura 4.13. Pormenorização da secção de meio vão das vigas NSM-E e NSM-C.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
82
resistente de dimensionamento, carga de rotura de dimensionamento, esforço transverso
resistente, momento de fendilhação e carga de fendilhação.
Tabela 4.9. Parâmetros das vigas NSM-E e NSM-C.
Parâmetro Valor
Mrd,NSM-E,NSM-C [kN.m] 4.43
Prd,NSM-E,NSM-C [kN] 21.1
Vrd,NSM-E,NSM-C [kN] 33.67
PNSM-E,NSM-C,fire [kN] 14.77
4.4.2 - Fabrico das vigas
As vigas RC, EBR, NSM-E e NSM-C foram todas fabricadas no Laboratório de Estruturas e
Resistência de Materiais do IST. Na primeira fase de construção, procedeu-se à montagem das
armaduras de acordo com a disposição ilustrada nas figuras 4.8 e 4.9. Após esta primeira fase
de construção, as armaduras foram inseridas em cofragens de contraplacado, previamente
pulverizadas com óleo descofrante, com os espaçadores devidamente colocados de modo a
garantir um correcto recobrimento (figura 4.14).
O betão utilizado foi produzido pela empresa Unibetão, sendo que à sua chegada ao IST se
realizaram os imprescindíveis ensaios de consistência e se encheram os provetes cúbicos e
cilíndricos para mais tarde se averiguar as suas características de resistência. A colocação do
betão nas cofragens foi realizada com recurso a pás, baldes e colheres de pedreiro.
Num processo que acontecia em simultâneo com a colocação do betão nas cofragens, este ia
sendo vibrado e compactado com recurso a um vibrador de agulhas. Após a correcta vibração
do betão e de se garantir que todas as armaduras se encontravam convenientemente
envolvidas no betão, procedeu-se à regularização da superfície do betão com recurso a colher
de pedreiro, régua metálica e talocha (figura 4.15). Procurou garantir-se que as vigas, nos dias
Figura 4.14. Cofragens com as armaduras e espaçadores roseta inseridos.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
83
após à sua betonagem, eram mantidas num ambiente húmido e constantemente regadas de
modo a garantir um adequado processo de cura.
Quanto à viga EBR, esta foi alvo de outras intervenções pormenorizadamente descritas em
2.5.1 que envolveram a preparação da superfície do betão com recurso a martelo de agulhas,
seguida da limpeza com recurso a escova de aço e sopro de ar comprimido. Posteriormente,
realizou-se a preparação da resina, a limpeza dos laminados e a correcta colagem dos
laminados à superfície do betão tratada.
As vigas NSM-E e NSM-C também foram alvo de intervenções posteriores ao processo de cura.
Estas intervenções estão descritas em 2.5.2, destacando-se a realização dos rasgos no betão
com recurso a uma máquina de corte industrial de pedra, a limpeza no interior dos rasgos, a
preparação das resinas epóxida (NSM-E) e cimentícia (NSM-C) e a correcta aplicação dos
laminados após a sua limpeza.
4.4.3 - Esquema e procedimento de ensaio
O esquema de ensaio adoptado para o ensaio das vigas de referência à temperatura ambiente
está ilustrado na figura 4.16. Este encontra-se de acordo com o modelo de cálculo utilizado em
4.4.1.1. Caracteriza-se por uma viga simplesmente apoiada com um carregamento simétrico. O
carregamento é composto por duas cargas pontuais distanciadas dos apoios de 1/3 do vão
livre da viga (1.26 m). A carga, aplicada com um macaco hidráulico da marca Enerpac com
capacidade de 200 kN, foi transmitida através de uma viga de distribuição metálica.
De modo a medir a força total aplicada, utilizou-se uma célula de carga com 200 kN de
capacidade, da marca Novatec. Para medir o deslocamento a meio vão da viga utilizou-se um
deflectómetro da marca APEK com 50 mm de curso e 0,01 mm de precisão.
Figura 4.15. Alisamento da superfície do betão com recurso a talocha.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
84
0.42 m 0.42 m 0.42 m
Medição do deslocamento a meio vão
Medição da força
total
Todos os valores registados (carga, deslocamento a meio vão e extensões), foram registados
em computador através de uma unidade de aquisição de dados de 100 canais da marca HBM,
modelo UPM100.
O procedimento laboratorial adoptado consistiu em ensaios monotónicos, caracterizados pela
aplicação contínua de carga até à rotura das vigas. Uma vez que o sistema de controlo do
macaco hidráulico foi operado manualmente, não foi possível definir uma velocidade fixa de
carregamento das vigas. No entanto, tentou-se que esta fosse relativamente lenta, e
aproximadamente constante em todas as vigas ensaiadas. A velocidade média de aplicação da
carga ao longo dos 13 ensaios foi de 0,10 KN/s [4.10].
4.4.4 - Resultados e discussão
Neste ponto far-se-á uma breve síntese dos resultados obtidos por Firmo [4.13] e Correia
[4.10] nas suas campanhas experimentais bem com uma análise aos resultados obtidos. No
entanto, esta análise não será exaustiva, será meramente indicativa com pequenos
comentários aos resultados obtidos.
A análise das curvas força-deslocamento permite concluir que, tendo como base o
comportamento da viga de referência (RC), e independentemente do tipo de técnica de
reforço, a presença dos laminados de CFRP proporcionou, após o início da fendilhação do
betão, aumentos de rigidez e de capacidade de carga na rotura, associados a menores
deformações [4.10].
Destaca-se também a perda de ductilidade das vigas reforçadas face à viga RC (que apresenta
maiores deformações entre a fendilhação e a rotura), particularmente a viga EBR que, para
níveis de carga não muito superiores aos da viga RC, apresentou uma rotura frágil associada ao
destacamento do laminado. Este é um tipo de rotura que não se pretende que ocorra nas
estruturas, uma vez que, para além de ser uma rotura sem aviso prévio, nesta situação de
Figura 4.16. Esquema de ensaio à temperatura ambiente.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
85
reforço, a capacidade resistente do laminado explorada foi mínima (10,1 %), constituindo um
desperdício das qualidades deste material [4.10].
É de referir que na campanha experimental desenvolvida por Firmo [4.13] e Correia [4.10],
apenas se realizaram três ensaios com interesse científico para o presente estudo. O ensaio à
viga de referência RC, à viga EBR e à viga NSM-E. Nessa campanha, foram ainda determinados
os valores das cargas de rotura de dimensionamento para os valores médios das características
do betão (Prm), sendo estes, como era de esperar, superiores aos de dimensionamento
referidos nos pontos anteriores. Quanto à viga NSM-C, com adesivo cimentício, não se
realizaram ensaios de flexão à temperatura ambiente, no entanto é expectável que os
resultados obtidos sejam semelhantes aos obtidos para a viga NSM-E, uma vez que, embora a
resina desempenhe um papel importante no reforço, a taxa de reforço é o mais importante, e
na viga MSN-E e NSM-C essa taxa é igual. Na tabela 4.10 apresentam-se os resultados obtidos
nos ensaios à viga RC, viga EBR e viga NSM-E, com os respectivos valores de carga resistente de
dimensionamento e médio.
Tabela 4.10. Parâmetros de dimensionamento e experimentais das vigas de referência.
Parâmetro
Viga Prd (KN) Prm (KN) Pfire (KN) Pu (KN)
RC 10.29 15.43 7.20 18.93
EBR 16.72 26.19 11.70 32.85
NSM-E 21.10 31.93 14.77 39.90
NSM-C 21.10 31.93 14.77 -
4.5 - Ensaios de resistência ao fogo
Os ensaios de resistência ao fogo constituíram o corpo principal do programa experimental da
presente dissertação e foram realizados no Laboratório de Estruturas e Resistência de
Materiais do IST. O presente estudo surgiu na continuidade das conclusões obtidas por Firmo
[4.5], que sugere que sejam estudados novos sistemas de protecção, que seja feito um estudo
semelhante ao por ele realizado utilizando a técnica NSM, bem como a utilização de adesivo
cimentício. Os ensaios realizados no presente ponto tiveram como objectivo avaliar os
seguintes aspectos:
O comportamento do sistema de reforço quando sujeito a um incêndio padrão,
nomeadamente o seu tempo de resistência e o respectivo modo de rotura;
O incremento no tempo de resistência ao fogo do sistema de reforço pela adopção de
várias geometrias de protecção passiva;
O possível efeito benéfico do isolamento térmico das zonas de ancoragem nas vigas
reforçadas;
O possível efeito benéfico da utilização de adesivo cimentício para colagem dos
laminados;
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
86
O possível melhor comportamento ao fogo de vigas reforçadas à flexão segundo a
técnica NSM em comparação com a técnica EBR;
O comportamento mecânico das vigas em situação de incêndio, no que diz respeito à
evolução dos deslocamentos a meio vão.
De modo a averiguar as hipóteses e objectivos anteriormente referidos ensaiaram-se 17 vigas
de betão armado: 1 sem reforço, 8 reforçadas à flexão pela técnica EBR com diversas
geometrias de protecção ao fogo, 4 reforçadas à flexão pela técnica NSM com adesivo epóxido
e diversas geometrias de protecção ao fogo e as últimas 4 reforçadas à flexão pela técnica
NSM com adesivo cimentício e diversas geometrias de protecção ao fogo.
É de referir que durante a campanha experimental decidiu testar-se a aplicação de um
segundo adesivo epóxido (Araldite 2014), uma vez que este, embora fosse cerca de 10 vezes
mais caro (com aplicação em componentes aeronáuticos), apresentava uma temperatura de
transição vítrea superior aos restantes adesivos utilizados.
4.5.1 - Fabrico das vigas
Todo o processo de fabrico das vigas sujeitas aos ensaios de resistência ao fogo é semelhante
ao processo de fabrico das vigas sujeitas aos ensaios de flexão à temperatura ambiente,
descrito em 4.4.2. No entanto, existem alguma diferenças, uma vez que para as vigas que
foram ensaiadas ao fogo foi necessário instrumentá-las com alguns equipamentos de medição
de temperaturas e deslocamentos, além da própria protecção ao fogo. Nos pontos seguintes
far-se-á uma descrição do método de aplicação destes instrumentos e protecção ao fogo.
4.5.1.1 - Colocação dos termopares
As medições de temperatura durante os ensaios foram efectuadas com recurso a termopares
do tipo K. Instrumentaram-se todas as secções de meio vão de cada viga ensaiada ao incêndio
com 6 termopares no interior do betão. A disposição dos termopares no interior da viga foi
determinada tendo em conta vários aspectos. Como tal, decidiu colocar-se um termopar à
superfície do betão exposto ao incêndio, uma vez que seria a zona mais afectada da viga.
Decidiu-se também colocar termopares nas armaduras inferiores, sujeitas à tracção e mais
próximas da acção do incêndio, colocando-se dois termopares nesta zona, um em cada
armadura inferior. Os restantes três termopares foram colocados a um terço da altura da viga,
na armadura superior da viga e à superfície do betão na face que não se encontraria exposta
ao incêndio. Na figura 4.17 ilustra-se a posição dos termopares a meio vão no interior de uma
viga de betão armado de referência, bem como a sua designação que se mantém inalterada
até ao fim do presente estudo.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
87
a) b)
De modo a garantir que a posição dos termopares T1 a T6 não fosse alterada aquando da
betonagem das vigas, estes foram mantidos no lugar com recurso a braçadeiras de plástico e
um espeto de madeira que os encaminhava até ao exterior através da face superior. É de
referir que os termopares T2, T3 e T5, todos eles destinados a medir a temperatura nas
armaduras, foram soldados a estas de modo a se obter melhores leituras e não se correr o
risco de afastamento das armaduras aquando da betonagem das vigas (figura 4.18 a) e b)).
Quanto à colocação dos restantes termopares nas vigas, o seu número esteve sempre
condicionado pelo número de canais de leitura do aparelho de aquisição de dados (16). Deste
modo, descontando os 6 termopares já introduzidos na secção de meio vão, só se poderia
determinar mais 10 temperaturas.
A posição dos termopares na direcção longitudinal das vigas foi definida em função da técnica
de reforço utilizada em cada viga. Como tal, ilustram-se nas figuras 4.19 e 4.20 a posição e
denominação dos termopares aplicados na direcção longitudinal das vigas de acordo com a
técnica de reforço utilizada.
Figura 4.17. Pormenor do posicionamento dos termopares a meio vão.
Figura 4.18. a) Pormenor da soldadura do termopar T2,T3 e T5; b) Pormenor da fixação dos termopares a meio vão.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
88
É de referir que, para a técnica EBR, os termopares T8 a T14 foram colocados na interface
betão-laminado, embebidos na resina que os une. Do mesmo modo, para a técnica NSM, os
termopares T8 a T15 encontram-se embebidos no adesivo, no interior do rasgo no betão, a
metade da sua profundidade (figura 4.21 a) e b)).
Quanto ao termopar T15, para a técnica EBR, este foi colocado por cima do laminado, na
interface laminado-sistema de protecção. Para a técnica NSM, os termopares T16 e T16’ foram
instalados no exterior da viga, em contacto com o adesivo, na interface adesivo-sistema de
protecção.
Figura 4.19. Posição dos termopares na direcção longitudinal da viga para a técnica de reforço EBR.
Figura 4.20. Posição dos termopares na direcção longitudinal da viga para a técnica de reforço NSM.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
89
a) b)
La=20 cm
2.5
cm
30 cm
La=20 cm
5 cm
5 cm 5 cm
2.5 cm
32,5 cm
La=20 cm
La=20 cm
25 cm
La=20 cm
2.5
cm
2.5 cm 2.5 cm
75-50-75
U 25-0-25
25-25-25 50-25-50
75-25-75
32,5 cm
La=20 cm
7.5
cm
5 cm 7.5 cm
2.5 cm7.
5 cm
5 cm 7.5 cm
5 cm
4.5.1.2 - Aplicação dos sistemas de protecção
No presente programa experimental utilizou-se como sistema de protecção ao fogo placas de
silicato de cálcio com espessura de 25mm. As placas foram fornecidas com dimensões de 1.20
m por 2.5 m, cortadas nas dimensões desejadas e aplicadas após a instalação dos laminados de
CFRP.
Como se pode observar na tabela 4.1, foram estudados vários sistemas de protecção. De modo
a melhor compreender a sua disposição e geometria, apresenta-se na figura 4.22 um resumo
de todas as geometrias do sistema de protecção de vigas utilizados.
Figura 4.21. a)Colocação dos termopares no interior do adesivo (NSM); b) Colocação dos termopares na interface betão laminado (EBR).
Figura 4.22. Geometria dos vários sistemas de protecção utilizados com a sua designação.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
90
a) b)
A aplicação das placas de silicato de cálcio já cortadas nas dimensões correctas foi realizada
através de colagem com mástique refractário. Para a técnica EBR, uma vez que o laminado de
CFRP seria colado à superfície, foi necessário realizar um pequeno rasgo com a profundidade
do laminado na placa de silicato de cálcio para que este assentasse na sua totalidade na viga
reforçada. Fizeram-se também pequenos rasgos com recurso a espátulas, no local onde os
cabos dos termopares estariam, de modo a não criar folga entre o sistema de protecção e a
superfície do betão. Na figura 4.23 a) e b) demonstram-se as técnicas utilizadas na criação dos
rasgos anteriormente descritas.
Outro tipo de fixação utilizado foi o de chapas quinadas aparafusadas ao betão em furos
previamente executados. Estas chapas, sem função estrutural, serviriam apenas para garantir
que, se o sistema de protecção partisse ou a cola falhasse, a protecção se manteria na mesma
posição a realizar a sua função, embora mais debilitada uma vez que o calor poderia entrar
pelas fendas que a placa de silicato apresentasse. Na figura 4.24 a), b) e c) ilustram-se os
processos de fixação mecânica, colagem e chapas metálicas.
Figura 4.24. a) Aplicação de mástique e espalhamento com espátula; b) Realização dos furos prévios para aparafusamento das chapas quinadas; c) Pormenor do sistema de protecção de uma viga fixado com mástique
refractário e aparafusamento de chapas metálicas quinadas.
É de referir que na aplicação das placas de silicato de cálcio se teve o cuidado de realizar
alguma pressão aquando da sua colagem. Esta pressão foi efectuada com a colocação de pesos
em cima das placas enquanto se preparavam os furos para o aparafusamento das chapas
metálicas.
a) b) c)
Figura 4.23. a)Criação do rasgo longitudinal na placa de silicato para incorporar o laminado; b) Criação dos rasgos transversais na placa de silicato para incorporar os termopares.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
91
a) b)
Nas vigas cuja geometria do sistema de protecção implicava a sobreposição de uma ou duas
placas de silicato de cálcio, o sistema de colagem entre estas foi também à base de mástique
refractário. Teve-se ainda o cuidado de preencher todas as juntas entre placas de silicato de
cálcio e o betão e as placas de silicato de cálcio com mástique refractário, bem como nos
pormenores por onde os termopares saíam debaixo do sistema de protecção.
Por fim, e de modo a criar uma barreira que preenchesse as possíveis deformações do
isolamento do forno, evitando a perda de calor pelas zonas laterais das vigas, colou-se fita
intumescente em todo o comprimento de viga exposto ao fogo.
4.5.2 - Sistema e procedimento de ensaio
Nos pontos seguintes far-se-á uma descrição dos equipamentos utilizados na realização destes
ensaios, bem como da instrumentação utilizada e do procedimento de ensaio adoptado.
4.5.2.1 - Forno
Os ensaios de resistência ao fogo foram realizados no forno a gás propano do Laboratório de
Construção do IST. Este forno tem dimensões exteriores de 1.35 m de largura, 2.10 m de altura
e 1.20 m de profundidade. As paredes e o topo do forno são revestidos a lã cerâmica, com
cerca de 20 cm de espessura. Quanto ao fundo, este é revestido a tijolos refractários. O
interior do forno, tendo em conta a presença da lã cerâmica, apresenta uma secção de
dimensão aproximada de 0.95 m por 0.80 m. Esta é aproximada uma vez que a lã não é
absolutamente plana e ,como tal, as dimensões podem variar ligeiramente, menos do que 1
cm (figura 4.25).
Figura 4.25. a) Vista frontal do forno com a abertura frontal fechada; b) Vista frontal do forno com a abertura frontal aberta. (adaptado de [4.5])
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
92
O forno apresenta duas aberturas na sua estrutura: uma frontal, normalmente utilizada em
ensaios de resistência ao forno de portas ou elementos verticais, e uma de topo, onde se
realizam ensaios a elementos horizontais, habitualmente lajes ou vigas.
No interior do forno encontram-se 6 queimadores a gás, sendo que cada uma das paredes
laterais tem 3 queimadores. Estes encontram-se desnivelados uns dos outros de modo a
optimizar o volume preenchido com chama durante o processo de aquecimento do forno. Para
que seja possível registar a temperatura no interior do forno existem 3 termopares no seu
interior. Os 3 termopares encontram-se bem distribuídos na direcção vertical do forno,
existindo um perto do fundo, outro a meia altura e, por fim, outro junto ao topo do forno.
Todas as leituras do forno são realizadas por uma unidade de controlo do forno, exterior a
este, que permite ligar e desligar o forno, ler a temperatura real e a teórica e regular a
quantidade de gás a introduzir nos queimadores a cada momento para que a curva real de
tempo-temperatura seja, tanto quanto possível, o mais próxima possível da curva teórica
definida.
4.5.2.2 - Sistemas de apoio e de selagem lateral das vigas
Para a realização dos ensaios ao fogo foi necessário montar um pórtico de carga envolvente ao
forno. A montagem realizou-se de maneira a que a travessa ficasse alinhada com o centro do
forno, para que o calor que atingisse viga fosse o mais uniforme possível. Para haver uma
correcta extracção de fumos, instalou-se, por cima do forno, uma campânula à qual está ligada
um sistema de extracção de fumos.
Os apoios das vigas (com dimensões 6 cm x 10 cm) foram soldados a chapas metálicas
adjacentes às paredes laterais do forno, para que durante todo o programa experimental a sua
posição não sofresse alterações. Cada uma dessas chapas foi suspensa na travessa do pórtico
com recurso a 4 varões roscados de 24 mm de diâmetro. Para assegurar que as chapas
permaneciam imóveis, foram soldados varões horizontais que, por sua vez, se fixaram aos
montantes. Este sistema, completamente isolado do forno, permitiu garantir uma distância
entre apoios de 1.26 m. Na figura 4.26 a) apresenta-se uma vista geral de uma viga colocada
sobre o forno após o ensaio e na figura 4.26 b) o pormenor dos apoios. Refira-se que a altura
dos apoios foi calibrada de forma a que quando fosse aplicado o carregamento, a face inferior
das vigas não tocasse nas paredes do forno [4.5].
É de referir que, para certos ensaios, foi necessário colocar sobre os apoios uma ou duas
chapas metálicas, consoante a geometria do sistema de protecção adoptado, com 2 cm de
espessura cada. Este procedimento foi absolutamente necessário de modo a ‘criar altura’ para
que a protecção não tocasse nas paredes interiores do forno, ou que a viga não ficasse apoiada
sobre estas.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
93
Módulo 1 Módulo 1Mód. 2 Mód. 2
Figura 4.26. a) Vista geral de uma viga sobre o forno após o ensaio; b) Pormenor do apoio da viga.
Para cobrir e isolar a área no topo do forno não ocupada pela viga, utilizaram-se 2 tipos de
tampas: um par de tampas fixas à face anterior e posterior do forno e duas amovíveis na zona
mais central. Adoptou-se este sistema de tampas amovíveis uma vez que facilitava a
montagem do ensaio e colocação da viga nos apoios. Pelo facto das tampas amovíveis serem
justas às faces laterais das vigas, a sua colocação e retirada sucessiva na montagem e
desmontagem do ensaio provocou uma deformação na lã cerâmica que as reveste. Deste
modo, após alguns ensaios, verificou-se a necessidade de começar a preencher a folga criada
por esta deformação com pedaços de lã cerâmica. Como se observa na figura 4.26 b) a
presença da fita intumescente ajudou também a evitar as perdas de calor pela folga criada. Na
figura 4.27 apresenta-se um corte esquemático do forno com os dois tipos de tampas
instaladas.
4.5.2.3 - Definição da curva de incêndio padrão
Para a realização dos ensaios de resistência ao fogo foi necessário adoptar uma curva teórica
de incêndio padrão. A curva que se adoptou foi a presente na norma ISO 834 [4.15], que se
descreve de seguida,
em que:
- temperatura do incêndio em graus Celsius;
T0 – temperatura inicial do forno em graus Celsius;
- tempo decorrido desde o início do incêndio em minutos.
a) b)
Figura 4.27. Corte esquemático do forno e do isolamento lateral das vigas.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
94
A curva definida pela expressão 4.5 tem como objectivo simular a evolução da temperatura
durante um incêndio num edifício. Poderiam ter sido utilizadas outras curvas que se ajustam
melhor à evolução das temperaturas num incêndio real, no entanto, a curva presente na
norma ISO 834 permite a comparação com resultados obtidos por outros autores, e é uma
curva ‘pessimista’ garantindo que o ensaio se desenvolve pelo lado da segurança. Na figura 3.3
ilustra-se a curva temperatura-tempo do incêndio padrão definida pela expressão 4.5.
4.5.2.4 - Sistema de carregamento gravítico
O sistema de carregamento gravítico é constituído por uma viga de distribuição, por pesos
suspensos em cada uma das extremidade desta viga e por peças metálicas que garantem a
transmissão de cargas para a viga a ensaiar. Na figura 4.28 apresenta-se o esquema de ensaio
no qual está representado o sistema de carregamento gravítico. Todos os elementos notáveis
estão identificados, assim como a dimensão dos vãos da viga.
Utilizou-se um apoio fixo e outro apoio móvel, distanciados de 1.26 m, para que a deformação
na viga não transmitisse esforços aos apoios que não a reacção vertical. A viga de transmissão
de carga foi utilizada para aplicar duas cargas pontuais à viga em estudo, espaçadas entre si de
0.42 m, equivalente a um terço do vão livre da viga.
Como pesos do sistema de carregamento gravítico utilizou-se blocos de betão, sacos de
cimento de 50 kg e provetes cúbicos de betão. A utilização das três variedades e gamas de
pesos permitiu obter grande rigor quando comparado com o peso teórico a colocar. A sua
suspensão estava a cargo de dois cadernais suspensos na viga de distribuição, um em cada
extremidade, que elevavam os blocos de betão através de duas cintas presas nas extremidades
de um varão de aço que atravessava o bloco de betão. É de referir que quer o carregamento,
quer a descarga, foi efectuado lentamente e, garantindo que ambos os cadernais funcionavam
simultaneamente, mantendo uma distribuição de carga simétrica na viga.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
95
4.5.2.5 - Instrumentação
Como referido, em todas as vigas ensaiadas no presente estudo foram colocados termopares
de modo a medir a evolução das temperaturas no seu interior, exterior e interface betão-
laminado. Colocou-se também um termopar junto à face superior da viga para registar a
temperatura do ar em contacto com esta. Todos os dados de temperaturas dos termopares do
tipo K foram registados em computador por intermédio de uma unidade de aquisição de dados
com 16 canais da marca HBM e modelo Quantum MX1609. As leituras de temperaturas
referentes ao interior do forno, foram registadas directamente no computador com a ligação
de um cabo ao controlador do forno.
O registo dos valores de deslocamento a meio vão das vigas ensaiadas, fez-se com recurso a
um deflectómetro de fio da marca TML, modelo CDP-500, com 500 mm de curso. Para o
instalar, foi necessário realizar um furo na face superior da viga, na secção de meio vão, no
qual se colocou um ‘camarão’, semelhante a um parafuso com uma argola. Ao ‘camarão’ fixou-
se o fio do deflectómetro já colocado na sua posição final (sobre o banzo superior da travessa
do pórtico) e garantindo que este se mantinha imóvel durante o ensaio. O deflectómetro foi
colocado numa caixa de silicato de cálcio forrada com lã cerâmica, fabricada especificamente
para este efeito.
0.42 m
0.95 m
Viga
ensaiada
Forno
T(t)
ISO 834
Pesos
Apoio
Pesos
0.42 m 0.42 m
Campânula
(exaustão)
Viga de transmissão
de carga
Pórtico de
reacção
Laminado
Figura 4.28. Esquema de ensaio com o sistema de carregamento gravítico representado [4.5].
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
96
4.5.2.6 - Procedimento de ensaio
O ensaio foi realizado em duas fases distintas. Numa primeira fase, colocou-se a viga de
distribuição de cargas na posição correcta, com as duas peças metálicas que transmitiam as
cargas sobre as marcações realizadas na viga anteriormente. Em seguida, procedeu-se ao
carregamento do sistema com a elevação dos pesos com os cadernais em simultâneo, sendo
que este passo foi realizado lentamente de maneira a garantir que quer a viga a ensaiar, quer o
sistema de carregamento se encontrava equilibrado. A posição final dos pesos foi garantida
com uma folga de 15 cm para o pavimento, para que estes nunca entrassem em contacto com
o solo durante o processo de deformação da viga ensaiada. Após a carga da viga, a norma ISO
834 recomenda que se aguarde 30 minutos de maneira a que as deformações introduzidas na
viga estabilizem. Após a realização de alguns ensaios, verificou-se que as deformações
estabilizavam ao fim de poucos segundos. No entanto, decidiu-se aguardar sempre um mínimo
de 10 minutos antes de se ligar o forno.
Na segunda fase dos ensaios, ligaram-se os queimadores a gás do forno e a viga começou a ser
submetida a um incremento de temperatura, definido pela curva tempo-temperatura definida
na ISO 834, aplicado na face inferior da viga, a face reforçada. O ensaio decorreu até à rotura
do sistema de reforço, ao qual se adicionou 10 a 15 minutos de ensaio, ou até ter decorrido o
tempo máximo de funcionamento do forno, definido em 210 minutos, após os quais os
queimadores foram desligados.
Após a realização de cada ensaio, foi necessário aguardar que o forno arrefecesse para que as
temperaturas permitissem o manuseamento das vigas ensaiadas. De modo a acelerar este
processo, procedeu-se à retirada das tampas de topo amovíveis e, por vezes, à porta frontal do
forno.
4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP
97
4.6 - Bibliografia
[4.1] NP EN 12390-3, ”Ensaios de betão endurecido, Parte 3: Resistência à compressão de
provetes de ensaio”, IPQ, Lisboa, 2009.
[4.2] NP EN 1992-1-1, “Projecto de estruturas de betão, Parte 1-1: Regras gerais e regras para
edifícios”, IPQ, Lisboa, 2010.
[4.3] NP EN 12390-6, “Ensaios ao betão endurecido, Parte 6: Resistência à tracção por
compressão dos provetes”, IPQ, Lisboa, 2003.
[4.4] L. Macedo, I. Costa, J. Barros, “Avaliação da influência das propriedades de adesivos e da
geometria de laminados de fibra de carbono no comportamento de ensaios de arranque“,
Universidade do Minho, 2008.
[4.5] J. P. Firmo, “ Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com
laminados de fibras de carbono (CFRP) - Desenvolvimento de sistemas de protecção ao fogo”,
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico,
Dezembro, 2010.
[4.6] J. R. Correia, “GFRP pultruded profiles in civil engineering - hybrid solutions, bonded
connections and fire behavior”, Tese para obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil,
Instituto Superior Técnico, 2008.
[4.7] ISO 6721, “Plastics – Determination of dynamic mechanical properties – Part 1: General
principles”, International Standards Organization, Genève, 1994.
[4.8] ASTM E1640, “Standard test method for assignment of the glass transition temperature
by Dynamic Mechanical Analysis”, American Society for Testing and Materials, West
Conshohocken, PA, 1999.
[4.9] ISO 11357, “Plastics - Differential scanning calorimetry (DSC) - Part 1: General principles”,
International Standards Organization, Genève, 1997.
[4.10] T. A. S. Correia, “Vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de
carbono (CFRP) instalados em rasgos ou colados à superfície”, Dissertação para obtenção do
Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Setembro, 2013.
[4.11] ACI Committee 440, “Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP
Systems for Strengthening Concrete Structures”, ACI 440.2R-08, American Concrete Institute,
Farmington Hills, Michigan, 73 p., 2008.
[4.12] J. P. Firmo, J. R. Correia, P. França, “Fire behavior of reinforced concrete beams
strengthened with CFRP laminates - Protection systems with insulation of the anchorage
zones”, Composites Part B: Engineering, Volume 43, Issue 3, 1545–1556 p., Abril, 2012.
[4.13] J.P. Firmo, "Ensaios mecânicos em adesivo cimentício", 2013 (não publicado).
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
98
[4.14] J. A. O. Barros, S. J. E. Dias, J. L. T. Lima, “Efficacy of CFRP-based techniques for the
flexural and shear strengthening of concrete beams”, Cement and Concrete Composites,
Volume 29, Issue 3, 203–217 p., Março, 2007.
[4.15] ISO 834, “Fire resistance tests. Elements of building construction”, International
Standards Organization, Genève, 1975.
[4.16] NP EN 1990:2009, “Bases para o projecto de estruturas”, IPQ, Lisboa, 2009.
[4.17] NP EN 1991-1-2, “Acções em estruturas, Parte 1-2: Acções em estruturas expostas ao
fogo”, IPQ, Lisboa, 2010.
[4.18] Documento comercial do adesivo “Araldite 2014 Structural Adhesive” disponível em
http://www.freemansupply.com/datasheets/Araldite/2014.pdf
[4.19] Guia de remessa do aço utilizado.
[4.20] Documento comercial das placas de silicato de cálcio “Promatect-L500” disponível em
http://www.promat-ap.com/pdf/pe.pdf
[4.21] M. M. Martins, “Dimensionamento de estruturas de aço em situação de incêndio”,
Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Engenharia de Estruturas, Universidade
Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, 2000.
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
99
5 - Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
Neste capítulo apresenta-se a análise e discussão dos resultados obtidos nos ensaios de
resistência ao fogo. Para tal, apresenta-se e discute-se os valores das leituras dos termopares
instalados nas vigas, bem como os valores do deslocamento a meio vão para cada ensaio. De
modo a demonstrar que o forno funcionou adequadamente no decorrer da campanha
experimental, apresenta-se as curvas tempo-temperatura deste no seu interior durante todos
os ensaios. Por fim, faz-se uma análise comparativa dos resultados dos ensaios, um
enquadramento do campo de aplicação de cada viga de acordo com a regulamentação em
vigor em Portugal e descreve-se os fenómenos identificados nas vigas após os ensaios.
5.1 - Evolução da temperatura no interior do forno
Apresenta-se na figura 5.1. a evolução da temperatura no interior do forno durante os ensaios
realizados. Na mesma figura, apresenta-se também a curva teórica temperatura-tempo
presente na ISO 834 [5.1], definida anteriormente, e adoptada nos ensaios como objecto de
comparação com as temperaturas reais.
Figura 5.1. Compilação das temperaturas do forno de todos os ensaios.
Como se pode observar na figura 5.1, todos os ensaios tiveram uma evolução das
temperaturas bastante semelhante. De facto, todas as curvas apresentam uma boa
aproximação à curva teórica ISO 834, destacando-se alguns momentos em que estas se
desviam ligeiramente da curva teórica. Na fase inicial de alguns ensaios, foi comum verificar-se
uma temperatura real do forno superior à curva teórica. Isto deve-se ao facto de nos primeiros
minutos a elevada taxa de aquecimento do incêndio padrão obrigar a que os queimadores
funcionem na sua potência máxima, onde a precisão e rapidez com que o controlador regula a
introdução de gás não é tão apurada.
0
200
400
600
800
1000
1200
0 20 40 60 80 100 120 140 160
Tem
pe
ratu
ra ( C
)
Tempo (min)
Temperatura Forno
RC EBR
EBR-25-0-25 EBR-25-25-25
EBR-50-25-50 EBR-50-25-50-L
EBR-50-25-50-Tg+S&P-L EBR-75-25-75-L
EBR-75-50-75-L NSM-E
NSM-C NSM-E-25-0-25
NSM-E-25-25-25 NSM-E-50-25-50
NSM-C-25-0-25 NSM-C-25-25-25
NSM-C-50-25-50 ISO 834
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
100
No período entre 10 e 30 minutos, registaram-se os maiores desvios em relação à curva
teórica. Na grande maioria dos ensaios, neste período, registaram-se temperaturas reais
ligeiramente inferiores à teórica. Esta diferença apenas ultrapassou 100 °C, o valor limite para
a validação do ensaio, num ensaio, o da viga NSM-C-50-25-50, em que, aos 9.5 minutos de
ensaio, se verificou um pico de diferença de 119°C. Esta diferença de mais de 100 °C perdurou
apenas cerca de 6 minutos, o que se considerou irrelevante para a não validação do ensaio,
uma vez que este foi um ensaio que demorou cerca de 115 minutos. Além desta questão,
verificou-se que este acontecimento teve lugar numa fase muito inicial do ensaio, e como a
diferença de temperaturas estabilizou na gama de 15°C após o desvio referido, considerou-se
como válido o ensaio da viga NSM-C-50-25-50.
A temperatura máxima que se atingiu no forno foi no ensaio da viga NSM-E-50-25-50, com
1066°C atingidos ao fim de 135.7 minutos de ensaio. Neste ensaio, como em todos os outros, a
rotura deu-se antes do fim do ensaio, no entanto, decidiu-se prolongar os ensaios por mais uns
minutos de modo a observar o comportamento mecânico da viga após a rotura do sistema de
reforço.
5.2 - Evolução da temperatura no interior e exterior das vigas
Neste ponto do presente trabalho analisa-se a evolução das temperaturas na secção de meio
vão de cada viga, bem como na sua direcção longitudinal. Para o caso, apresentam-se gráficos
tempo-temperatura da totalidade dos termopares instalados em cada viga. A apresentação
destes gráficos e a sua discussão, está organizada em três grupos: o primeiro para a viga de
referência não reforçada, o segundo para as vigas reforçadas pela técnica EBR e o terceiro para
as vigas reforçadas pela técnica NSM. No Anexo III é apresentada uma análise descritiva das
leituras dos termopares de todos os ensaios realizados individualmente.
5.2.1 - Viga RC
O termopar T1, colocado à superfície do betão na secção mais próxima do incêndio, é o que
apresenta um andamento de temperaturas mais próximo da curva de incêndio padrão.
Por observação do diagrama tempo-temperatura da viga RC (figura 5.2), verifica-se que os
termopares T2 e T3 apresentam um andamento de temperaturas muito semelhante. Tal está
de acordo com a disposição dos termopares na secção de meio vão (figura 4.17), uma vez que
ambos se encontram em posições simétricas em relação ao eixo da viga (armadura
longitudinal inferior), sendo expectável que registem a mesma temperatura.
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
101
Figura 5.2. Diagrama tempo-temperatura da viga RC.
Quanto aos termopares T4 e T6, ambos colocados no betão, para períodos diferentes, verifica-
se uma estagnação da temperatura em cerca de 100 °C. Este fenómeno é facilmente explicado
pela evaporação da água livre no betão. Quando o betão atinge a temperatura de 100 °C,
temperatura à qual a água evapora, inicia-se um processo de desidratação do betão, em que a
temperatura estagna, uma vez que mesmo que se forneça mais energia a essa secção de
betão, ela só aumentará de temperatura quando toda a água for evaporada. No entanto, as
secções mais próximas do incêndio continuam a aumentar de temperatura no mesmo período,
aumentando também o diferencial de temperaturas entre essas secções.
5.2.2 - Vigas EBR
Nesta secção do documento, faz-se uma análise detalhada à evolução das temperaturas no
interior da viga EBR não protegida. De seguida, após apresentação dos gráficos das restantes
vigas EBR, analisa-se a influência que a aplicação de um sistema de protecção ao incêndio e a
utilização de diferentes resinas epóxidas na colagem do laminado CFRP têm sobre as leituras
dos termopares no interior e exterior das vigas EBR.
5.2.2.1 - Viga EBR
Na figura 5.3 apresenta-se a evolução das temperaturas no interior da viga EBR, e na interface
betão laminado. Conclui-se que os termopares localizados na interface betão-laminado (T9 a
T14) apresentam uma evolução das temperaturas bastante semelhante até aos 2 minutos de
ensaio. Embora tenham diferenças de 40 °C, entre o mais quente e o mais frio, aos 2 minutos
de ensaio, estas não são relevantes uma vez que neste período o forno ainda não estabilizou a
sua temperatura nem esta é concordante com a curva teórica adoptada para o incêndio. No
entanto, há a destacar o facto de os termopares colocados mais ao centro do forno
apresentarem temperaturas ligeiramente superiores. Este facto poderá estar justificado pelas
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
0 20 40 60 80 100 120
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
102
condições de ensaio onde os termopares colocados nas extremidades das vigas se encontram
a pouca distância dos apoios e, como tal, do ambiente exterior. Este facto faz com que, por
efeitos de condução na direcção axial e falta de isolamento lateral (que se nota mais para
durações de ensaio superiores), a sua taxa de aquecimento seja inferior à taxa de aquecimento
verificada para os termopares colocados no centro da viga.
Figura 5.3. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR.
Quanto aos termopares colocados no interior da viga na secção de meio vão (T1 a T6), as
temperaturas estão todas de acordo com o esperado. Os termopares mais próximos da face
exposta ao incêndio apresentam temperaturas, para o mesmo instante, superiores às
restantes. Como se pode observar na figura 5.3, o andamento da temperatura no termopar T1
é bastante similar à apresentada pelo termopar T8, dada a proximidade entre ambos. No
entanto, e como seria de esperar, o termopar T8 apresenta sempre temperaturas superiores.
Destaca-se, novamente, o facto do termopar T4 estagnar a evolução da temperatura nos 100
°C, estando este fenómeno associado à evaporação da água livre do betão, como foi explicado
a propósito da viga RC.
De modo a avaliar o estado do adesivo de colagem no instante da rotura do laminado,
determinou-se o instante em que a resina atingia a temperatura de transição vítrea nas zonas
de ancoragem, esquerda e direita, e na zona central da viga. A temperatura na zona central da
viga (T8) atingiu a temperatura de transição vítrea da resina epóxida (54 ⁰C) ao fim de 0.65
min. A partir deste instante, o laminado da viga EBR começa a comportar-se como um tirante,
uma vez que na sua zona central a resina vai perdendo a sua capacidade de transmissão de
esforços. Nas zonas de ancoragem esquerda e direita, as temperaturas correspondentes à
média dos termopares T9 a T11 e T12 a T14, respectivamente, atingiram a temperatura de
transição vítrea ao fim de 1.43 min e 1.68 min, respectivamente.
Verifica-se que, quer na zona central da viga quer nas zonas de ancoragem, a temperatura de
decomposição da resina epóxida (379.1 ⁰C ) não foi atingida até ao instante de rotura do
0
100
200
300
400
500
600
0 2 4 6 8 10 12 14 16
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
Rotura do laminado
Tg
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
103
laminado. De facto, aos 2 minutos de ensaio, momento em que o laminado descolou, a
temperatura mínima registada no adesivo de colagem localizava-se na zona de ancoragem do
lado direito da viga com o valor de 60.8 ⁰C
A partir dos 2 minutos de ensaio (rotura do sistema de reforço), assistiu-se a um aumento
generalizado dos termopares T9 e T10. Como tal, o aumento de temperaturas dos termopares
T9 e T10 poderá ser justificado com este facto. Uma vez que os termopares simétricos em
relação à secção de meio vão da viga (T13 e T14) não apresentam um aumento na sua taxa de
aquecimento, pode-se concluir que o laminado descolou na extremidade esquerda da viga,
deixando expostos os termopares desse lado (T9, T10 e T11).
No instante de rotura do sistema de reforço (2 minutos), apenas as temperaturas dos
termopares T9 e T14, colocados na interface betão-laminado, se encontravam abaixo da
temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem.
5.2.2.2 - Vigas EBR com sistema de protecção
Nas figuras 5.4 a 5.10 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares nos restantes
ensaios das vigas EBR. Nestas figuras indicam-se também os valores das temperaturas de
transição vítrea dos adesivos de colagem utilizados em cada ensaio, representados por um
traço tracejado de cor preta, e o instante em que ocorreu a rotura do sistema de reforço para
cada ensaio, representado por um traço tracejado de cor vermelha.
Figura 5.4. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR 25-0-25.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 5 10 15 20 25 30 35
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
Rotura do laminado
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
104
Figura 5.5. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-25-25-25.
Figura 5.6. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50.
Figura 5.7. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-25-75-L.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 5 10 15 20 25 30 35
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
0
50
100
150
200
250
0 10 20 30 40 50 60
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
105
Figura 5.8. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-50-75-L.
Figura 5.9. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg-L.
Figura 5.10. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L.
0
20
40
60
80
100
120
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T4
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
0
50
100
150
200
250
300
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T3
T4
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
0
50
100
150
200
250
0 10 20 30 40 50 60
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg-Araldite 2014
Tg-S&P
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
106
O registo dos valores de temperatura no decorrer dos ensaios às vigas EBR foi realizado com
elevado sucesso. Em alguns ensaios não foi possível registar valores de certos termopares por
estes se encontrarem danificados. Estas falhas de leituras poderão ser justificadas por danos
causados nos termopares aquando da betonagem e vibração das vigas ou por corte dos cabos
dos termopares no transporte das vigas e montagem do ensaio.
Através dos diagramas das figuras 5.4 a 5.10, observou-se que as temperaturas registadas no
interior das vigas assumem o comportamento esperado e explicado no caso da viga EBR. De
facto, em todos os ensaios, verifica-se que as temperaturas registadas pelos termopares
colocados mais próximos da face inferior da viga, a face sujeita ao incêndio, são superiores às
temperaturas registadas por termopares colocados em planos superiores da viga. Verifica-se
ainda que os termopares no interior da viga registam são todos taxas de aquecimento
crescentes, embora a ritmos diferentes. Quanto mais próximo o termopar está da face
exposta, mais a sua curva tempo-temperatura se aproxima da curva de incêndio utilizada. Por
exemplo, o termopar T1, colocado à superfície do betão na face exposta ao incêndio, regista
um andamento semelhante ao da curva de incêndio, enquanto os termopares T2 ou T3,
embora registem um andamento semelhante à curva de incêndio utilizada e,
consequentemente, à curva do termopar T1, apresentam taxas de aquecimento inferiores.
Quanto ao termopar T1, é importante referir que segue uma distribuição de temperaturas
semelhante ao T8, com a particularidade de não apresentar certas oscilações que o T8
apresenta. Estas oscilações deverão ser causadas pela activação e desactivação dos
queimadores na tentativa do forno seguir a curva teórica de incêndio padrão. Este
acontecimento leva a que, em certos instantes, exista um rápido arrefecimento, uma vez que
nesta gama de temperaturas, um corte no fornecimento de calor leva a arrefecimentos muito
mais rápidos que numa gama de temperaturas mais baixa.
Nos ensaios das vigas EBR em que se aplicou um sistema de protecção ao incêndio na zona
central da viga, verificou-se que as temperaturas registadas pelos termopares no interior das
vigas sofrem alterações. Regista-se, para estes casos, uma diminuição na taxa de aquecimento
dos termopares T1 a T6, sendo que estes tendem a apresentar um crescimento mais linear à
medida que a espessura do sistema de protecção na zona central aumenta.
Um dos fenómenos observados na quase totalidade das vigas prende-se com a alteração do
comportamento das temperaturas registadas pelos termopares no instante de rotura da viga.
Tome-se como exemplo os ensaios das vigas EBR-50-25-50-Tg-S&P-L e EBR-75-50-75-L, em que
no instante de rotura do laminado da viga, os termopares colocados na secção de meio vão da
viga e mais próximos do incêndio sofrem um aumento brusco na sua taxa de aquecimento.
Este fenómeno poderá ser justificado pela quebra do sistema de protecção nessa zona
aquando da rotura do laminado. Outro factor que poderá influenciar este acontecimento é o
facto de, aquando da rotura do laminado por descolamento, este permitir que termopares
colocados na interface betão-laminado, ou mesmo o T1, que se encontra à face do betão,
fiquem expostos a uma acção mais directa do fogo e, como tal, a sua taxa de aquecimento
aumente.
Verificou-se que, na totalidade dos ensaios, os termopares colocados simetricamente em
relação à secção de meio vão da viga e nas mesmas condições de protecção ao incêndio não
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
107
apresentam temperaturas iguais, como seria de esperar. De facto, denota-se, que os
termopares colocados do lado direito da viga (T12 a T14) apresentam temperaturas
ligeiramente mais elevadas, para o mesmo instante, do que os termopares colocados do lado
esquerdo da viga (T9 a T11). Este facto prova que o forno aquece de maneira desigual no seu
interior, estando a zona direita mais quente que a zona esquerda do forno. Como se mostrou
em 4.5.2.1, os queimadores do forno estão desnivelados, sendo que o queimador colocado a
uma cota mais elevada se encontra na parede direita do forno, sendo esta a justificação para a
diferença de temperaturas, pouco significativa, a que se assiste.
Há ainda a destacar a temperatura superior que o par simétrico de termopares T11 e T12
apresenta em relação aos restantes. Isto poderá dever-se à questão do forno estar realmente
mais quento em zonas mais interiores, bem como sobre a acção directa da chama dos
queimadores, uma vez que estes ao injectarem gás projectam a chama para zonas mais
centrais do forno. Deste modo, zonas mais periféricas, junto às paredes do forno, não recebem
a acção directa da chama ou do calor adicional pelo facto de estarem acima desta.
Nos ensaios cujo sistema de protecção ao incêndio se encontra aplicado, assiste-se a uma
grande redução nas taxas de aquecimento dos termopares colocados no exterior da viga.
Tome-se o exemplo da viga EBR-25-25-25 que, nos primeiros 5 minutos de ensaio, não
apresenta variações significativas de registo de temperaturas pelos termopares colocados no
exterior da viga, os mais sujeitos à acção do incêndio. Numa altura em que o forno já se
encontra a temperaturas da ordem dos 500 °C, a placa de silicato de cálcio garante um bom
isolamento, com um diferencial de temperaturas de 480 °C em apenas 2.5 centímetros de
espessura. No mesmo ensaio assiste-se a alguns erros de leitura no termopar T5. Entre os
instantes 19.17 minutos e 19.28 minutos, registou-se uma falha de leitura; dado o pequeno
intervalo de erro e a ligeira diferença de temperaturas entre esses instantes decidiu-se unir
com uma recta os referidos pontos. Já a partir do minuto 20.37 não se obteve mais leituras.
Na tabela 5.1 apresenta-se para cada ensaio o tempo decorrido até se atingir a temperatura de
transição vítrea do adesivo de colagem nas zonas de ancoragem, esquerda e direita, e na zona
central. Apresenta-se ainda o tempo decorrido até à rotura do laminado de cada ensaio.
Por observação da tabela 5.1 verifica-se que, de uma maneira geral, com o aumento de
sistema de protecção aumenta o tempo decorrido até à rotura do laminado. A rotura do
laminado de todas as vigas EBR ensaiadas ocorre sempre num período de tempo após a
temperatura de transição vítrea já ter sido atingida em pelo menos uma das zonas de
ancoragem. Por norma, a zona de ancoragem a atingir a temperatura de transição vítrea mais
rapidamente é a do lado direito pelos motivos atrás descritos (desigualdade do aquecimento
do forno).
Com o aumento de espessura do sistema de protecção na zona corrente aumenta o tempo de
resistência ao incêndio, embora a uma magnitude inferior à causada pelo aumento de
espessura nas zonas de ancoragem. Tem-se o exemplo da viga EBR-25-25-25 com um aumento
de 4 minutos até à rotura do laminado, de 15 minutos para 19 minutos, em relação à viga EBR-
25-0-25. Quantos aos tempos decorridos até se atingir a temperatura de transição vítrea da
resina, o incremento na zona central é notório, de 1.58 minutos para 13.27 minutos, embora o
incremento nas zonas de ancoragem não seja tão significativo.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
108
Tabela 5.1. Tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina e rotura do sistema de reforço dos ensaios das vigas EBR.
Com o aumento de espessura do sistema de protecção nas zonas de ancoragem é possível
aumentar o tempo de resistência ao incêndio das vigas de maneira superior ao aumento
registado com o incremento de sistema de protecção na zona central. Tome-se o exemplo das
vigas EBR-25-25-25 e EBR 50-25-50 em que o aumento de espessura apenas nas zonas de
ancoragem garantiu um incremento nos tempos decorridos até se atingir a rotura do laminado
e a temperatura de transição vítrea nas zonas de ancoragem num factor aproximado de 2.
Embora a zona central mantenha um valor semelhante, o incremento de protecção em zonas
de ancoragem garante um aumento considerável na resistência final da viga.
Há também a destacar o bom comportamento que a resina epóxida de temperatura de
transição vítrea elevada (Araldite2014 com Tg = 85 ⁰C) apresenta. Tem-se como exemplo os
ensaios EBR-50-25-50-Tg-L e EBR-50-25-50, onde o aumento esperado do tempo decorrido até
se atingir a temperatura de transição vítrea da resina nas zonas de ancoragem e zona central
se confirma. Com este aumento garante-se, também, um incremento no tempo decorrido até
a rotura do laminado (de 39 minutos para 65 minutos), para vigas nas mesmas condições de
protecção.
Na viga em que se utilizou como adesivo de colagem as duas resinas epóxidas (EBR-50-25-50-
Tg+S&P-L) registou-se um ligeiro aumento na resistência ao incêndio em relação à viga EBR-50-
25-50. Verifica-se que o tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na
zona central da viga aumentou consideravelmente embora, teoricamente, este valor se
devesse manter semelhante. Este acontecimento poderá estar relacionado com uma falha do
sistema de protecção no decorrer do ensaio da viga EBR-50-25-50 ou pelo facto de no ensaio
da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L o problema do isolamento lateral das tampas amovíveis do
forno já estar identificado e, como tal, se ter colocado protecção lateral na viga EBR-50-25-50-
Tg+S&P-L. No entanto, embora o incremento no tempo decorrido até se atingir a temperatura
de transição vítrea na zona central seja considerável, o mesmo não se reflectiu na sua
Viga Resina Ancoragem [min] Central
[min]
Rotura do reforço [min] Esquerda Direita
EBR-25-0-25 Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)
Central: epóxida (54 ⁰C) 13.67 12.97 1.58 15.00
EBR-25-25-25 Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)
Central: epóxida (54 ⁰C) 21.88 16.50 13.27 19.00
EBR-50-25-50 Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)
Central: epóxida (54 ⁰C) 49.02 35.55 13.93 39.00
EBR-50-25-50-Tg-L
Ancoragem: epóxida (85 ⁰C) Central: epóxida (85 ⁰C)
72.33 65.85 30.10 65.00
EBR-50-25-50-Tg+S&P-L
Ancoragem: epóxida (85 ⁰C) Central: epóxida (54 ⁰C)
- - 20.98 44.00
EBR-75-25-75-L Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)
Central: epóxida (54 ⁰C) - 61.07 21.03 62.00
EBR-75-50-75-L Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)
Central: epóxida (54 ⁰C) - 65.58 34.43 70.00
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
109
resistência ao incêndio. Para o caso, registou-se um aumento em escala bastante inferior e
pouco relevante no tempo decorrido até à rotura do laminado (39 minutos para 44 minutos).
É de referir o facto de parecer estar-se a atingir um patamar de resistência ao incêndio das
vigas EBR ensaiadas, dadas as limitações arquitectónicas das geometrias de sistema de
protecção adoptadas. Tem-se como exemplo os ensaios das vigas EBR-75-25-75-L e EBR-75-50-
75-L com tempos decorridos até à rotura do laminado de 62 minutos e 70 minutos,
respectivamente. Este aumento, próximo de 10%, em relação ao aumento de sistema de
protecção aplicado, próximo de 40%, assume pouca relevância. Embora se registe um
aumento de cerca de 75 % no tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea
na zona central da viga, o mesmo não se pode dizer da zona de ancoragem, com um aumento
reduzido de 61.07 minutos para 65.58 minutos. Deste modo, confirma-se, mais uma vez, a
importância das zonas de ancoragem na resistência final das vigas.
É importante referir que nos ensaios das vigas EBR em nenhum instante se atingiu a
temperatura de decomposição do adesivo de colagem. Por outro lado, o laminado descolou
sempre para valores inferiores desta, mas sempre com pelo menos uma das zonas de
ancoragem, incluindo a central, a temperaturas superiores à temperatura de transição vítrea
do adesivo.
5.2.3 - Vigas NSM
Nesta secção do documento, faz-se uma análise detalhada à evolução das temperaturas no
interior das vigas NSM não protegidas (NSM-E e NSM-C). De seguida, após apresentação dos
gráficos das restantes vigas NSM, analisa-se a influência que a aplicação do sistema de
protecção ao incêndio e a utilização de diferentes resinas (epóxida vs. cimentícia) utilizadas na
colagem do laminado CFRP têm sobre as leituras dos termopares no interior e exterior das
vigas NSM. . Com o estudo bibliográfico realizado, levantou-se a suspeita da técnica de reforço
NSM garantir melhores resistências ao fogo uma vez que nesta técnica os laminados se
encontram mais protegidos, no interior do betão.
5.2.3.1 - Vigas NSM-E e NSM-C
Nas figuras 5.11 e 5.12 apresentam-se os resultados das leituras obtidas pelos termopares
instalados nas vigas NSM-E e NSM-C, respectivamente. Para o diagrama tempo-temperatura
da viga NSM-E, os termopares T1 e T6 apresentaram leituras erradas, tendo-se optado por os
retirar do gráfico. Quanto ao termopar T11, só se apresentam as leituras até ao minuto 14 de
ensaio, por ter apresentado leituras erradas a partir desse instante. As leituras dos termopares
do ensaio da viga NSM-C foram todas correctas, não se tendo identificado qualquer erro de
funcionamento dos termopares.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
110
Figura 5.11. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E.
Figura 5.12. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C.
Em condições ideais, os termopares T8 a T15 apresentariam temperaturas iguais nas situações
em que estão igualmente protegidos, como é o caso. No entanto, tal não se verificou, uma vez
que, tal como observado em ensaios anteriores, a temperatura no forno não foi igual em todos
os locais, embora tenha sido muito próxima. Das figuras 5.11 e 5.12 verifica-se um aumento
generalizado das temperaturas sem oscilações de relevo. Já que estas vigas não têm qualquer
protecção contra incêndio aplicado, seria de esperar tal facto.
Para o ensaio da viga NSM-E, as temperaturas no interior das vigas evoluíram conforme o
esperado. De facto, verifica-se que quanto mais afastadas da face exposta ao incêndio, menor
é a taxa de aquecimento do termopar. No ‘exterior’ da viga NSM-E (leia-se T8 a T15), obtêm-se
as 4 leituras mais elevadas e verifica-se que estas são muito próximas (T8, T9, T12 e T13). Este
facto é justificado pelo forno estar mais quente na sua zona central. Desde cedo que
termopares com temperaturas teoricamente semelhantes (T11 e T14) se distanciam. Uma vez
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
0 5 10 15 20 25 30
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T2
T3
T4
T5
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
0
100
200
300
400
500
600
0 5 10 15 20 25 30
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
111
determinado que o forno aquece mais do seu lado direito, seria de esperar que o T14
apresentasse temperaturas superiores ao T11, o que não aconteceu.
É de referir que quer a rotura do laminado na viga NSM-E, quer a rotura do laminado na viga
NSM-C, se deu ao minuto 17, não se registando alterações relevantes nas leituras dos
termopares a partir desse instante.
No ensaio da viga NSM-C, destaca-se a proximidade das curvas tempo-temperatura dos
termopares T1, T8, T9 e T11 a T14, todos eles colocados à mesma distância da face exposta ao
incêndio, com excepção do T1 que se encontrava à face do betão e, como tal, apresentou
temperaturas superiores. Quanto aos termopares T10 e T15, embora devessem apresentar
temperaturas semelhantes às referidas, mediram temperaturas razoavelmente inferiores,
embora mantendo a semelhança entre os dois, o que seria expectável.
Quanto ao interior da viga, para o ensaio da viga NSM-C, não se denotou nenhum
comportamento fora do normal, com todos os termopares a apresentarem uma evolução de
temperaturas similar à do ensaio da viga NSM-E e com a ordem de temperaturas esperada.
Na zona de ancoragem das vigas NSM-E e NSM-C verifica-se uma ligeira diferença no tempo
decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem. Realizou-se
um estudo de modo a determinar o tempo decorrido até que a temperatura na zona de
ancoragem da viga, dada pela média das três temperaturas em cada zona de ancoragem (T10 a
T12 e T13 a T15), atingisse a temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem. Para a
viga NSM-E, verificou-se que a resina na zona de ancoragem do lado esquerdo da viga atingiu a
temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem (54 ⁰C) ao fim de 3.78 min de ensaio,
enquanto que para a resina na zona de ancoragem do lado direito da viga esse valor foi de
4.15 min. Para o ensaio da viga NSM-C, os mesmo indicadores tomam os valores de 1.78 min e
1.87 min, para o lado esquerdo e direito da viga, respectivamente. Quanto ao valor da
temperatura na zona central da viga, dada pela média de temperaturas dos termopares T8 e
T9, esta atingiu a temperatura de transição vítrea do adesivo ao fim de 3.15 min e 1.63 min,
para as vigas NSM-E e NSM-C, respectivamente. Deste modo, no ensaio da viga NSM-E, o
tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea da resina epóxida foi o dobro
do tempo decorrido para se atingir a temperatura de transição vítrea da resina cimentícia no
ensaio da viga NSM-C, qualquer que seja o local na interface betão-laminado.
Embora a totalidade do adesivo de colagem já tenha atingido a sua temperatura de transição
vítrea ao fim de apenas 4.15 min e 1.87 min, para as vigas NSM-E e NSM-C, respectivamente,
este demonstrou uma capacidade de transmissão de esforços para além deste tempo bastante
considerável. Tem-se como facto explicativo desta afirmação o tempo de rotura do laminado
de ambas as vigas ser de 17 min, bastante depois de se ter atingido a temperatura teórica a
partir da qual o adesivo deixa de cumprir a sua função estrutural.
Quanto à temperatura de decomposição das resinas utilizadas, 379.1 ⁰C e 393.8 ⁰C para as
resinas epóxida e cimentícia, respectivamente, esta não foi atingida no decorrer dos dois
ensaios até ao instante da rotura do sistema de reforço. De facto, verifica-se que as vigas
sofreram rotura por descolamento do laminado para valores de temperatura na interface
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
112
betão-laminado inferiores aos valores de temperatura de decomposição dos adesivos de
colagem utilizados.
Pela observação dos resultados do ensaio da viga NSM-C (figura 5.12), não se identificam
grandes diferenças quanto ao ensaio da viga NSM-E (figura 5.11). A realização do mesmo
ensaio, com a alteração do adesivo de colagem de epóxido para cimentício, não introduziu
diferenças notáveis nas leituras dos termopares, nem no tempo de resistência até à rotura do
sistema de reforço, tendo-se obtido em ambos os ensaios um tempo de 17 minutos. De facto,
quer o tempo de rotura do laminado, quer o aumento esperado nas leituras dos termopares
no interior da viga, ou mesmo no exterior, foi bastante semelhante, com a única diferença a
prender-se com o facto de que para a viga NSM-C, as taxas de crescimento das temperaturas
dos termopares colocados na interface betão-laminado serem superiores em relação às da
viga NSM-E. Este fenómeno faz prever que o coeficiente de transmissão térmica do adesivo
cimentício seja superior ao do adesivo epóxido.
5.2.3.2 - Vigas NSM com sistema de protecção
Nas figuras 5.13 a 5.18 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares nos restantes
ensaios das vigas NSM. Nestas figuras indicam-se também os valores das temperaturas de
transição vítrea dos adesivos de colagem utilizados em cada ensaio, representados por um
traço tracejado de cor preta, e o instante em que ocorreu a rotura do sistema de reforço para
cada ensaio, representado por um traço tracejado de cor vermelha.
Figura 5.13. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-0-25.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
113
Figura 5.14. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-25-0-25.
Figura 5.15. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-25-25.
Figura 5.16. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-25-25-25.
0
100
200
300
400
500
600
700
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
0
100
200
300
400
500
600
700
0 20 40 60 80 100 120
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T4
T5
T6
T ar
T8
T10
T11
T12
T13
T14
T15
T16
T16'
Rotura do laminado
Tg
0
100
200
300
400
500
600
0 20 40 60 80 100
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
T16
T16'
Rotura do laminado
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
114
Figura 5.17. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-50-25-50.
Figura 5.18. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-50-25-50.
Os registos de temperaturas dos termopares dos ensaios das vigas NSM foram realizados com
elevada taxa de sucesso. No entanto, em 4 ensaios (NSM-C-25-0-25, NSM-E-25-25-25, NSM-C-
25-25-25 e NSM-E-50-25-50) ocorreram erros de leitura em alguns termopares. Enquanto uns
termopares registaram leituras válidas até certo momento e a partir daí deixaram de registar
valores, outros não registavam valores de temperatura desde o início do ensaio. Optou-se por
se excluir estes termopares dos diagramas tempo-temperatura dos respectivos ensaios.
Através dos diagramas das figuras 5.13 a 5.18, observou-se que as temperaturas registadas no
interior das vigas assumiram o comportamento esperado e explicado nos casos das vigas NSM-
E e NSM-C. Em todas as vigas verificou-se que as temperaturas registadas pelos termopares
colocados no interior destas apresentavam uma ordem crescente de taxa de aquecimento à
medida que a sua proximidade com a face exposta do incêndio ia diminuindo. Para os ensaios
das vigas NSM cuja zona central está desprotegida (NSM-E-25-0-25 e NSM-C-25-0-25), seria de
esperar uma grande proximidade nas leituras realizadas pelo termopar T1, colocado à
superfície do betão da face da viga exposta ao incêndio, como se verifica para o caso do ensaio
NSM-E-25-0-25. Quanto à viga NSM-C-25-0-25, não foi possível obter registos do termopar T1.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 20 40 60 80 100 120 140
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T16
T16'
Rotura do laminado
Tg
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 20 40 60 80 100 120
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
115
É de referir que nos ensaios em que se aplicou sistema de protecção contra incêndio na zona
central da viga e, consequentemente, se registam as temperaturas nos termopares T16 e T16’,
embora estes termopares e o termopar T1 se encontrem ‘praticamente’ na mesma cota, estes
registam temperaturas ligeiramente diferentes. Esta diferença, que chega a atingir valores na
ordem dos 80 ⁰C, prende-se não com a diferença milimétrica de cotas mas com alguns
problemas de isolamento lateral das vigas identificados posteriormente. Tal problema causou
uma entrada algo facilitada do calor pelas faces laterais da viga, quer seja pela junta de ligação
betão-sistema de protecção, quer por um processo de condução de calor através da face
lateral da viga. No entanto, considerou-se pouco relevante a diferença de temperaturas
registada pelos termopares T16/T16’ e T1, dada a gama de valores de temperatura que estes
atingiram.
Com a aplicação do sistema de protecção na zona central da viga regista-se, como seria de
esperar, uma diminuição na taxa de crescimento das curvas tempo-temperatura dos
termopares no interior da viga.
Ao contrário do que sucede com os ensaios nas vigas EBR, para as vigas NSM, no instante de
rotura do sistema de reforço, não se observam alterações de relevo no registo de
temperaturas dos termopares. No entanto, existe a excepção do ensaio da viga NSM-E-25-25-
25 (figura 5.15) que, aos 90 minutos de ensaio, instante da rotura do sistema de reforço,
registou um aumento brusco na taxa de aquecimento dos termopares T8 e T13, sendo que o
do T13 ocorreu alguns minutos antes para temperaturas de 180 ⁰C. Este fenómeno sugere
que, aquando do instante da rotura ou nos minutos anteriores, estes termopares ficaram
expostos, quer pela falha do sistema de protecção quer por a resina já ter ultrapassado há
muito a sua temperatura de transição vítrea, amolecendo e facilitando o arrancamento do
termopar.
Quanto às leituras registadas nos termopares colocados no ‘exterior’ da viga, no sentido
longitudinal da mesma (T8 a T15), observam-se os mesmo fenómenos registados para as vigas
EBR. Todos os termopares T8 a T15, em condições iguais de protecção contra o incêndio,
deveriam apresentar as mesmas temperaturas, o que não aconteceu. Registaram-se
temperaturas superiores no lado direito do forno e, consequentemente, na viga, registando-se
também temperaturas superiores nas zonas mais centrais do forno decrescendo até à periferia
do mesmo ou às paredes laterais.
Na tabela 5.2 apresenta-se o tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea
do adesivo de colagem nas zonas de ancoragem, esquerda e direita, e na zona central de cada
uma das vigas NSM. Apresenta-se ainda o tempo decorrido até à rotura do sistema de reforço
de cada ensaio.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
116
Tabela 5.2. Tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina e rotura do sistema de reforço dos ensaios das vigas NSM.
Através da tabela 5.2 é possível verificar que, à medida que se aumenta a espessura do
sistema de protecção, quer seja na zona de ancoragem ou na zona central da viga, de uma
maneira geral, o tempo decorrido até à rotura do sistema de reforço aumenta. No entanto,
registou-se que, ao contrário das vigas EBR, nas vigas NSM a protecção nas zonas de
ancoragem não desempenha um papel tão importante. Com a utilização das duas resinas
nestes ensaios, denota-se uma clara melhoria no comportamento ao incêndio da resina
epóxida sobre a resina cimentícia.
Aquando do instante de rotura do sistema de reforço nos ensaios das vigas NSM, toda a
extensão de adesivo de colagem dos laminados, epóxido ou cimentício, já se encontrava a
temperaturas superiores à temperatura de transição vítrea das mesmas. De facto, fazendo o
paralelismo com os ensaios das vigas EBR, o tempo decorrido até à rotura do laminado após
ser atingida a temperatura de transição vítrea na totalidade da resina nos ensaios das vigas
NSM é bastante superior. Enquanto nas vigas EBR, por vezes, não se chegava a atingir a
temperatura de transição vítrea da resina na sua totalidade, atingindo-se apenas numa das
zonas de ancoragem, nas vigas NSM o mesmo não aconteceu. De uma maneira geral, assiste-
se a um tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina epóxida
cerca de 35% superior em relação à resina cimentícia. Esta diferença poderá ser explicada não
só pelos diferentes pontos de transição vítrea das resinas, como pelos diferentes coeficientes
de transmissão térmica das duas resinas. No entanto, verificou-se que, com o aumento de
espessura do sistema de protecção, a diferença tende a diminuir.
Como referido, o aumento de espessura do sistema de protecção nas zonas de ancoragem não
teve um peso tão significativo no tempo de resistência ao incêndio como nas vigas EBR. Tome-
se o exemplo das vigas NSM-E e NSM-C, vigas não protegidas, e das vigas NSM-E-25-0-25 e
NSM-C-25-0-25, vigas protegidas nas zonas de ancoragem. Nas primeiras a rotura ocorreu aos
17 minutos para ambas as vigas, enquanto nas segundas, com protecção nas zonas de
ancoragem, a rotura do sistema de reforço ocorreu aos 33 e 22 minutos, respectivamente.
Embora se tenha assistido a um incremento de cerca de 95% e 29%, respectivamente, nos
Viga Resina Ancoragem [min] Central
[min]
Rotura do reforço [min] Esquerda Direita
NSM-E-25-0-25 Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)
Central: epóxida (54 ⁰C) 15.50 12.85 2.45 33.00
NSM-C-25-0-25 Ancoragem: cimentícia (44 ⁰C)
Central: cimentícia (44 ⁰C) 10.73 8.90 2.02 22.00
NSM-E-25-25-25 Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)
Central: epóxida (54 ⁰C) 25.13 28.10 21.83 90.00
NSM-C-25-25-25 Ancoragem: cimentícia (44 ⁰C)
Central: cimentícia (44 ⁰C) 18.03 15.43 13.67 84.00
NSM-E-50-25-50 Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)
Central: epóxida (54 ⁰C) 36.83 35.35 17.18 114.00
NSM-C-50-25-50 Ancoragem: cimentícia (44 ⁰C)
Central: cimentícia (44 ⁰C) 31.68 27.63 15.05 90.00
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
117
tempos de resistência até à rotura do sistema de reforço, este aumento não é comparável ao
registado quando se protegeu a zona central da viga. Atendendo-se aos ensaios das vigas
NSM-E-25-25-25 e NSM-C-25-25-25, registou-se um aumento de 33 minutos para 90 minutos e
de 22 minutos para 84 minutos, respectivamente, em relação aos mesmos ensaios sem
sistema de protecção na zona central. Estas diferenças representam um incremento de 273% e
381%, nos ensaios das vigas NSM-E-25-0-25 vs. NSM-E-25-25-25 e NSM-C-25-0-25 vs. NSM-C-
25-25-25, respectivamente. Por fim, com os ensaios NSM-E-50-25-50 e NSM-C-50-25-50, com
valores de resistência até à rotura do sistema de reforço de 114 minutos e 90 minutos,
respectivamente, confirma-se, novamente, a maior importância que a protecção na zona
central da viga desempenha em relação às zonas de ancoragem nos ensaios com a técnica
NSM aplicada.
É de referir que o incremento registado no tempo decorrido até se atingir a temperatura de
transição vítrea da resina, com o incremento de espessura do sistema de protecção, não
aumenta na mesma escala do aumento registado até à rotura do sistema de reforço da viga,.
De facto, à medida que se aumenta a espessura de protecção, a resina permanece a uma
temperatura superior à sua temperatura de transição vítrea durante mais tempo até à rotura
do sistema de reforço. Na viga NSM-E-25-25-25 verifica-se que a partir do instante 28.10
minutos, momento a partir do qual toda a resina ficou a uma temperatura superior à sua
temperatura de transição vítrea, decorreram cerca de 62 minutos até se atingir a rotura.
Quanto à viga NSM-50-25-50, após o instante 36.83 minutos, em que se atingiu a temperatura
de transição vítrea na totalidade da resina, decorrem cerca de 77 minutos até se atingir a
rotura dos laminados. Este facto é observado nos restantes ensaios, comparando-os sempre
com outros ensaios da mesma resina aplicada.
Quanto à relação entre a resina epóxida e cimentícia, verifica-se a clara vantagem que a
primeira leva sobre a segunda, no que respeita a tempos de resistência ao incêndio. Embora os
ensaios sem aplicação de sistema de protecção tenham registado valores iguais de resistência
ao incêndio (17 minutos), com o aumento do sistema de protecção esta semelhança atenua-
se. De facto, logo nos ensaios com o menor sistema de protecção aplicado, já se regista um
incremento de resistência ao incêndio de 50 % da resina epóxida em relação à resina
cimentícia. Com o aumento da geometria e espessura do sistema de protecção a diferença
tende a diminuir, principalmente nas condições onde a espessura da protecção é igual em toda
a viga. Verifica-se o reduzido incremento de tempo de resistência ao incêndio registado no
ensaio da viga NSM-C-50-25-50 em relação à viga NSM-C-25-25-25 (90 minutos e 84 minutos,
respectivamente), fazendo prever o facto de se estar a atingir um patamar de resistência
última ao incêndio, tendo em conta as condicionantes arquitectónicas da construção corrente.
É importante referir que, em nenhum instante, nos ensaios das vigas NSM, se atingiu a
temperatura de decomposição do adesivo de colagem. Os laminados descolaram sempre para
valores inferiores a esta temperatura, mas sempre com a totalidade da resina, epóxida ou
cimentícia, a temperaturas superiores às suas temperaturas de transição vítrea.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
118
5.3 - Resposta mecânica
Na presente secção do trabalho, faz-se uma análise à resposta mecânica das vigas ensaiadas
ao fogo. Optou-se por separar as vigas em três grupos distintos, o primeiro para a viga RC, o
segundo para as vigas EBR e o terceiro para as vigas NSM. Apresenta-se a variação dos
deslocamentos a meio vão de cada viga, fazendo-se uma análise sobre a influência do sistema
de protecção utilizado na resposta mecânica e no tempo de rotura das vigas.
5.3.1 - Viga RC
Na figura 5.19 apresenta-se o gráfico ilustrativo da evolução do deslocamento a meio vão da
viga RC em função do tempo de exposição ao incêndio padrão. O instante zero define-se como
o momento em que se ligaram os queimadores do forno, sendo que antes desse instante a
viga já se encontrava em carga.
Figura 5.19. Deslocamento a meio vão da viga RC em função do tempo de exposição ao calor.
Como se referiu no ponto 4.5.2.6. a norma ISO 834 [5.1] recomenda que até ao momento em
que se activam os queimadores do forno deverá aguardar-se um período de 30 minutos com a
viga em carga. Este período tem como objectivo estabilizar as deformações na viga antes da
realização do ensaio. No entanto, no ensaio da viga RC, como nos das restantes vigas,
verificou-se que as deformações estabilizavam ao fim de poucos minutos. Optou-se por reduzir
o tempo de espera significativamente, garantindo sempre que no início de cada ensaio os
deslocamentos se encontravam estabilizados há pelo menos 10 minutos.
Para a viga RC, não se determinou o momento de rotura da mesma, uma vez que esta não
chegou a colapsar e não cumpriu nenhum dos critérios descritos em 5.6 (resistência,
estanquidade e isolamento). No entanto, verifica-se que para um tempo de incêndio de 80
minutos a flecha da viga a meio vão era já 2.5 cm e no instante em que se interrompeu o
ensaio já ultrapassava 4.0 cm. Embora não tenha ruído, a viga apresentava valores bastante
elevados de deformação no momento em que se interrompeu o ensaio, com um
deslocamento a meio vão de aproximadamente L/31.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 20 40 60 80 100 120
De
slo
cam
en
to (
mm
)
Tempo (min)
RC
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
119
5.3.2 - Vigas EBR
Na figura 5.20 apresenta-se o gráfico ilustrativo da evolução da variação do deslocamento a
meio vão das vigas EBR em função do tempo de exposição ao incêndio padrão.
Com a realização dos ensaios às vigas EBR, assistiu-se a um comportamento comum em todas
elas. De facto, todas as vigas ensaiadas apresentaram um crescimento gradual da flecha a
meio vão desde o início do ensaio, sendo que a partir do momento de rotura do sistema de
reforço esse crescimento sofreu alterações. Verifica-se que após o instante em que cada viga
sofreu a rotura do seu sistema de reforço, ocorreu um aumento instantâneo do deslocamento
e, por outro lado, a taxa de crescimento da sua flecha aumentou, denotando uma diminuição
da rigidez do sistema.
Figura 5.20. Variação dos deslocamentos a meio vão das vigas EBR em função do tempo de exposição ao calor.
Também é possível verificar que à medida que cada ensaio decorreu, antes do instante da
rotura, assistiu-se a um incremento na taxa de crescimento da flecha a meio vão. À medida
que a temperatura no forno foi aumentando, nas secções centrais das vigas assiste-se a uma
degradação da ligação betão-laminado, conduzindo a um acréscimo de tensões de corte nas
extremidades do laminado, onde a ligação ainda permanece inalterada. Com o decorrer dos
ensaios, a temperatura dos diversos materiais constituintes foi aumentando, resultando numa
diminuição das suas propriedades de resistência e rigidez. Consequentemente, verifica-se um
aumento dos deslocamentos da viga, que, por sua vez, aumenta as tensões de corte nas
extremidades do laminado. Este aumento dá-se até ao momento em que ocorre rotura da
ligação, isto é, até ao momento em que se atinge a força de amarração disponível nas
extremidades.
Nas vigas EBR, os valores medidos das flechas a meio vão no instante t=0 minutos apresentam
alguma dispersão. Embora as flechas devessem ser todas iguais, tal não aconteceu. Este facto
será justificado, principalmente, por efeitos dinâmicos do carregamento no deflectómetro. Na
tabela 5.3 apresentam-se as flechas iniciais a meio vão das vigas EBR, onde se verifica os
diferentes valores de deslocamento inicial registados a meio vão.
0
2
4
6
8
10
12
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
Var
iaçã
o d
o d
esl
oca
me
nto
a m
eio
vão
(m
m)
Tempo (min)
EBR
EBR -25-0-25
EBR -25-25-25
EBR -50-25-50
EBR -50-25-50-Tg-L
EBR -50-25-50-Tg+S&P-L
EBR-75-25-75-L
EBR-75-50-75-L
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
120
Tabela 5.3. Deslocamentos a meio vão das vigas EBR no instante inicial do ensaio após carregamento e resistência do sistema de reforço.
Viga Flecha a meio-vão
[mm] Tempo até à rotura
[min]
EBR 3.44 2
EBR-25-0-25 3.64 15
EBR-25-25-25 3.55 19
EBR-50-25-50 3.64 39
EBR-50-25-50-Tg-L 3.75 65
EBR-50-25-50-Tg+S&P-L 5.20 44
EBR-75-25-75-L 3.26 62
EBR-75-50-75-L 2.89 70
Quanto à viga EBR-75-50-75-L, verifica-se que é a que apresenta menor flecha para o
carregamento inicial. Este facto poderá ser explicado pela aplicação do sistema de protecção.
Este é colado e fixado mecanicamente por cintas metálicas, que poderão restringir os
deslocamentos da viga. Outro factor importante, prende-se com o isolamento lateral das vigas,
na folga entre a viga e as tampas amovíveis do forno. É possível que, na montagem do ensaio,
se tenha preenchido em demasia este espaço com lã cerâmica, restringindo as deformações da
viga. Estas duas questões fazem com que a viga EBR-75-50-75-L apresente valores de flecha
inicial inferiores às restantes vigas EBR.
De uma maneira geral, verifica-se que quanto mais protecção contra o incêndio se aplica,
maior será a resistência ao incêndio e, consequentemente, o tempo até à rotura do sistema de
reforço. Na tabela 5.3. apresenta-se os instantes de rotura para as vigas EBR.
Como se pode observar na tabela 5.3, a viga EBR, sem sistema de protecção aplicado, resistiu
ao incêndio durante apenas 2 minutos, sendo que a partir desse momento o sistema de
reforço já tinha descolado e não cumpria mais a sua função. O facto de não estar protegida fez
com que o laminado e o próprio adesivo de colagem, estivessem expostos à acção directa do
fogo. Isto fez com que o adesivo atingisse a sua temperatura de transição vítrea (Tg ≅ 55 °C) e,
como tal, perdesse a sua eficácia na transmissão das tensões do betão para o laminado. Com a
introdução de uma placa de protecção nas zonas de ancoragem do laminado, assistiu-se a um
incremento no tempo de resistência ao incêndio de 750%, para cerca de 15 minutos. No
entanto, quando se protegeu a zona de meio vão da viga, entre as zonas de ancoragem, o
aumento sobre a viga EBR-25-0-25 foi de apenas 27%. Isto é, com mais 60% de material de
protecção, colocado entre as zonas de ancoragem, atingiu-se um acréscimo de apenas 27% no
tempo até à rotura do sistema de reforço. Dada a ainda reduzida capacidade de resistência ao
incêndio, este resultado torna-se, na prática, insuficiente.
Com o aumento da protecção ao incêndio nas zonas de ancoragem assistiu-se a um aumento
significativo e relevante no tempo de resistência ao incêndio. Tenha-se como exemplo a viga
EBR-50-25-50. Com uma flecha inicial de 3.6 mm, esta viga apresentou um crescimento
gradual da flecha desde o início do ensaio até aos 39 minutos, momento em que ocorreu a
rotura do seu sistema de reforço. No instante imediatamente antes do descolamento do
laminado, a viga apresentava uma flecha de 4.5 mm que, instantaneamente, passou para um
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
121
valor de 6.5 mm, aumentando a taxa de crescimento da flecha a partir daí. Este fenómeno está
associado à perda de rigidez do sistema aquando do momento da rotura do sistema de
reforço, por descolamento do laminado.
Com o novo adesivo epóxido, com uma temperatura de transição vítrea superior (4.2.4),
aplicado na viga EBR-50-25-50-Tg-L, obteve-se um tempo de resistência ao incêndio de 65
minutos, bastante superior ao da viga EBR-50-25-50. No entanto, este valor não pode ser
directamente comparado, uma vez que esta viga se encontrava (mais) protegida lateralmente.
De modo a se poder fazer uma comparação directa desta viga, realizou-se o ensaio da viga
EBR-50-25-50-Tg+S&P-L (que tinha a particularidade de ter como adesivo de colagem do
laminado nas zonas de ancoragem a resina Araldite 2014 e na restante zona a resina S&P).
Obteve-se como tempo de resistência ao incêndio o valor de 44 minutos. Este valor confirma
que, embora o laminado se comporte como um cabo e as zonas de ancoragem sejam, de facto,
as mais importantes, a zona central da viga tem, também ela, o seu papel na resistência do
sistema.
No decorrer da campanha experimental realizaram-se outros ensaios que, pelos valores
obtidos, confirmaram a perda de eficácia do isolamento lateral das tampas amovíveis do forno.
Um dos casos foi na viga EBR com o sistema de protecção ao incêndio 75-25-75, onde se
verificou a necessidade de reforçar a protecção lateral das vigas. Com a protecção lateral já
colocada, ensaiou-se a viga EBR-75-25-75-L, obtendo-se 62 minutos como tempo de
resistência ao incêndio. Com o aumento de cerca de 59% no tempo de resistência ao incêndio,
em relação à viga EBR-50-25-50, verificou-se, mais uma vez, a importância da protecção nas
zonas de ancoragem das vigas reforçadas pela técnica EBR. Esta alteração do sistema de
protecção representou um aumento de 35% de material de protecção utilizado, com um
ganho de resistência final de 59%, em relação à viga EBR-50-25-50.
Por fim, protegeu-se lateralmente a viga com o sistema de protecção 75-50-75 e ensaiou-se a
viga EBR-75-50-75-L, obtendo-se o valor de 70 minutos como tempo de resistência ao
incêndio. Embora este valor seja o mais elevado até ao momento, dada a evolução dos
sistemas de protecção e dos tempos de resistência aos incêndio das vigas ensaiadas em
condições semelhantes, verificou-se estar-se a atingir um patamar de resistência ao fogo. De
facto, dada a geometria do último sistema de protecção ensaiado (75-50-75), já ele de grande
volume e difícil aplicação na construção corrente dado os requisitos arquitectónicos, decidiu-
se não se testar mais geometrias de sistemas de protecção para as vigas EBR.
5.3.3 - Vigas NSM
Na figura 5.21 apresenta-se a evolução da variação dos deslocamentos a meio vão em função
do tempo de exposição ao incêndio padrão para os ensaios das vigas NSM.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
122
Figura 5.21. Variação dos deslocamentos a meio vão das vigas NSM em função do tempo de exposição ao calor.
No decorrer da campanha experimental referente aos ensaios das vigas NSM é possível
identificar alguns comportamentos comuns (ver figura 5.24). Verifica-se que, para todos os
ensaios, à medida que o ensaio decorre, a taxa de crescimento da flecha a meio vão vai
aumentando. De facto, com o aumento de temperatura no forno e, consequentemente, nas
diferentes secções das vigas, estas vão perdendo resistência e rigidez, num processo
semelhante ao descrito para as vigas EBR.
Outro fenómeno comum a todas as vigas prende-se com a aparente ocorrência de dois
patamares de rotura. Este facto, mais visível nos ensaios das vigas NSM-E-25-0-25 e NSM-E-25-
25-25, ocorre em todas as vigas e deverá estar associado ao número de rasgos realizados na
técnica NSM. Uma vez que se realizaram dois rasgos em cada viga, com a introdução de um
laminado em cada rasgo, e se identificam dois aumentos instantâneos nos deslocamentos a
meio vão nos ensaios das vigas NSM, é provável que estes aumentos estejam associados à
rotura de cada um dos sistemas de reforço. É de referir que, embora o intervalo de tempo
entre a rotura dos dois sistemas de reforço na viga NSM-25-25-25 seja de cerca de 10 minutos,
nas restantes vigas NSM este intervalo é reduzido, não ultrapassando os 2 minutos e, por
vezes, poucos segundos.
No decorrer de cada ensaio é possível identificar 2 aumentos instantâneos nos deslocamentos
a meio vão e, também 2 aumentos instantâneos nas taxas de crescimento dos deslocamentos
a meio vão. No instante imediatamente antes do primeiro aumento as vigas NSM apresentam
uma determinada taxa de crescimento e, consequentemente, rigidez. No instante
imediatamente a seguir a este aumento, a sua taxa de crescimento dos deslocamentos a meio
vão aumenta, isto é, a sua rigidez diminui instantaneamente. Os mesmos fenómenos
verificam-se para o segundo instante de aumento instantâneo de deslocamentos. Esta perda
de rigidez instantânea, verificável em dois instantes distintos, poderá ser explicado por um
primeiro descolamento dos laminados, com a correspondente redistribuição de tensões. Outra
justificação possível prende-se com a hipótese do primeiro aumento instantâneo de
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 20 40 60 80 100 120 140 160
Var
iaçã
o d
o d
esl
oca
me
nto
a m
eio
vão
(m
m)
Tempo (min)
NSM-E
NSM-C
NSM-E-25-0-25
NSM-C-25-0-25
NSM-E-25-25-25
NSM-C-25-25-25
NSM-E-50-25-50
NSM-C-50-25-50
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
123
deslocamentos estar associado à rotura de apenas um laminado, sendo o segundo aumento de
deslocamentos associado à rotura do segundo laminado e correspondente rotura do sistema
de reforço.
As flechas iniciais das vigas NSM encontram-se todas compreendidas no intervalo de 5.24 mm
a 6.55 mm. Embora devessem apresentar todas o mesmo valor, ou pelo menos as da mesma
resina, o intervalo no qual todas as vigas NSM se encontram compreendidas considera-se
reduzido. Estas diferenças poderão ser explicadas, principalmente, por efeitos dinâmicos do
carregamento do deflectómetro. Na tabela 5.4 apresentam-se as flechas iniciais a meio vão
das vigas EBR, em que se verificam os diferentes valores de deslocamento inicial a meio vão.
O facto da viga NSM-E-50-25-50 ser a que apresenta flecha a meio vão mais reduzida no
instante inicial do ensaio, poderá ser parcialmente justificado pelo sistema de protecção
colocado. Uma vez que este é o sistema mais volumoso nos ensaios das vigas NSM (50-25-50),
e que este se encontra fixo por cintas metálicas aparafusadas à viga, os deslocamentos
poderão ter sido um pouco restringidos. Embora se tenha tido o cuidado de não apertar em
demasia as cintas, este cuidado pode não ter sido bem sucedido. Tem-se também como factor
relevante para a reduzida flecha registada a aplicação de lã cerâmica na folga existente entre
as tampas amovíveis do forno e as vigas. Poderá ter ocorrido o caso de esta ter sido colocada
em demasia, restringindo, também ela, o movimento livre da viga. Embora todos os
argumentos apresentados sejam válidos, dada as reduzidas diferenças registadas nas flechas
iniciais e a dimensão das cargas aplicadas, considerou-se pouco relevante a pequena restrição
de movimento que estes acontecimentos possam ter imposto nas vigas. Na tabela 5.4.
apresentam-se também os instantes de rotura para os ensaios às vigas NSM.
Tabela 5.4. Deslocamentos a meio vão das vigas NSM no instante inicial do ensaio após carregamento e resistência do sistema de reforço.
Viga Flecha a meio-vão [mm] Tempo até à rotura [min]
NSM-E 5.39 17
MSN-C 6.53 17
NSM-E-25-0-25 6.55 33
NSM-C-25-0-25 5.78 22
NSM-E-25-25-25 5.83 90
NSM-C-25-25-25 6.06 84
NSM-E-50-25-50 5.24 114
NSM-C-50-25-50 5.90 90
No ensaio da viga NSM-E, obteve-se como tempo de resistência ao incêndio o valor de 17
minutos. Em comparação com a viga EBR, sem protecção, verifica-se que a técnica NSM
apresenta resistências maiores. Isto deve-se ao facto do laminado não se encontrar
directamente exposto ao fogo, uma vez que está introduzido nos rasgos do betão. Isto faz com
que tenha a protecção lateral do próprio betão e a protecção superior, ainda que pequena, do
adesivo de colagem. Por comparação, para a viga NSM-C, obteve-se um tempo de resistência
ao incêndio de 17 minutos. De facto, para as vigas desprotegidas, não houve mais-valias na
utilização da resina cimentícia sobre a resina epóxida.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
124
Realizaram-se, com a protecção aplicada nas zonas de ancoragem dos laminados, os ensaios
das vigas NSM-E-25-0-25 e NSM-C-25-0-25, tendo-se obtido como tempos de resistências ao
fogo os valores de 33 minutos e de 22 minutos, respectivamente. Quanto à viga NSM-C-25-0-
25, observou-se um aumento de apenas 22%, algo abaixo do esperado tendo em conta o
conhecimento e experiência já obtidos no decorrer desta campanha. Embora 22% possa ser
considerado um aumento razoável, dada a ainda curta duração do ensaio, tal tornou-se pouco
relevante. Quanto à viga NSM-E-25-0-25, o aumento de 94% no tempo de resistência ao
incêndio, com a aplicação de protecção apenas na zona de ancoragem, é uma melhoria
bastante relevante. É importante notar o melhor comportamento ao incêndio do adesivo
epóxido em relação ao adesivo cimentício, o que faz prever a menor temperatura de transição
vítrea que o adesivo cimentício apresenta em relação ao adesivo epóxido, bem como o próprio
desempenho mecânico. De facto, nos pontos 4.2.4 e 4.2.5 do presente documento, verifica-se
que a resina epóxida apresenta uma resistência à tracção por flexão significativamente
superior à resina cimentícia. Visto que o procedimento de ensaio utilizado faz com que a resina
esteja em tracção por flexão, a diferença de resistências verificada (30 MPa para a resina
epóxida e 16.7 MPa para a resina cimentícia) é relevante e tem alguma influência no
comportamento das vigas. Também as resistências à compressão das resinas são diferentes,
no entanto, esta propriedade não tem tanta importância para os casos em estudo.
Decidiu-se proteger as vigas na sua totalidade e, como tal, procedeu-se ao ensaio das vigas
NSM-E-25-25-25 e NSM-C-25-25-25. Nesses ensaios obtiveram-se tempos de resistências ao
incêndio de 90 minutos e 84 minutos, respectivamente. Com um aumento de 60% no material
de protecção de ambas as vigas, assistiu-se a um incremento nos tempos de resistência ao
incêndio de 273% e 380%, respectivamente.
Quando se ensaiou a viga NSM-C-50-25-50, obteve-se o valor de 90 minutos como tempo de
resistência ao incêndio. Este valor é bastante semelhante ao obtido na viga NSM-C-25-25-25,
sugerindo que o isolamento lateral da mesma começou a falhar. De facto, após a análise do
gráfico da figura 5.24 verifica-se um andamento dos deslocamentos muito semelhante.
No ensaio da viga NSM-E-50-25-50, obteve-se o valor de 114 minutos como tempo de
resistência ao incêndio, sendo o valor mais elevado na presente campanha experimental. Isto
mostra um aumento de 26% em relação à viga NSM-E-25-25-25. Este valor de aumento é
considerado aceitável, dado o tempo decorrido de ensaio e as temperaturas atingidas pelo
forno. Este resultado mostra, uma vez mais, que a resina epóxida apresenta um melhor
comportamento ao incêndio em relação à resina cimentícia.
5.4 - Observações pós-fogo
Nesta secção do documento apresenta-se os efeitos que os ensaios ao fogo produziram sobre
as vigas. Os efeitos que os ensaios de resistência ao fogo produziram sobre as vigas foram
comuns a todas elas. De facto, dentro de cada grupo de vigas ensaiadas, EBR e NSM, estas
apresentaram as mesmas consequências da exposição às temperaturas elevadas.
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
125
5.4.1 - Fendilhação
O primeiro efeito que os ensaios de resistência ao fogo produziram sobre as vigas prende-se
com a fendilhação que estas apresentaram. Após a conclusão do ensaio, as vigas foram
retiradas do forno e inspeccionadas visualmente. Aquando dessa inspecção, verificou-se que,
a face inferior das vigas, a face sujeita ao calor do forno, independentemente de estar
totalmente ou parcialmente desprotegida, apresentava fissuração (Figura 5.22).
Figura 5.22. Fendas e fissuração visíveis após os ensaios das vigas a) RC, b) NSM-E e c) EBR.
A fissuração do betão apresentava um padrão comum, sendo a sua grande maioria paralelas
entre si e transversais ao desenvolvimento longitudinal das vigas. A fendilhação terá sido
inicialmente introduzida nas vigas pelo carregamento destas. A carga utilizada para os ensaios
ao fogo ultrapassa a sua carga de fendilhação, deste modo, aquando do início do ensaio, as
vigas já se encontravam fendilhadas. Com o decorrer do ensaio, a fendilhação aumentou e
terão surgido fendas de maior dimensão e abertura. Este facto poderá estar relacionado com
os gradientes térmicos e com a evaporação da água de constituição do betão, provocando a
sua retracção e criando, também, fendilhação com orientações variadas.
Ao longo do ensaio, e como já foi concluído nos pontos anteriores, os materiais constituintes
da viga e do sistema de reforço foram perdendo rigidez. Isto fez com que a viga apresentasse
um comportamento menos rígido e as suas deformações e deslocamentos aumentassem. De
facto, verificou-se que após a rotura da viga, os deslocamentos a meio vão tenderam a
aumentar a sua taxa de crescimento, propiciando o aumento e abertura das fendas.
5.4.2 - Rotura do sistema de protecção
No decorrer dos ensaios de resistência ao fogo era comum, em determinados instantes, as
leituras de alguns termopares aumentarem muito. Estes, de um momento para o outro e sem
razão aparente, sofriam um grande aumento na sua taxa de aquecimento. Este
acontecimento, como se referiu na secção 5.2, poderá ter estado relacionado com uma falha
no sistema de protecção, quer fosse por rotura do mesmo ou por simples descolamento. Nas
figuras 5.23 a) e b) apresentam-se alguns exemplos destes casos.
a) b) c)
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
126
Figura 5.23. a) Fendas e descolamento da protecção na viga EBR-75-25-75-R, b) Fenda da protecção no ensaio da viga NSM-C-50-25-50.
À medida que os ensaios iam decorrendo e as temperaturas do forno iam aumentando, as
vigas perdiam rigidez. Com a perda de rigidez, está associado um aumento crescente da flecha
na secção de meio vão. À medida que a água presente nas placas de silicato de cálcio se vai
evaporando, o silicato apresenta uma perda de flexibilidade e capacidade de acompanhar os
deslocamentos da viga. Com isto, criam-se tensões de corte no mástique utilizado para colar os
dois elementos. Quando se atingiu a capacidade máxima de resistência do mástique, esta terá
quebrado, fazendo com que a protecção se descolasse da viga. O descolamento da protecção,
e a falta de flexibilidade deste, fez com que se criassem folgas na interface protecção-betão,
constituindo estas um ponto de entrada facilitada do calor.
As chapas metálicas quinadas foram colocadas para que, quando o sistema de protecção
quebrasse, este não perdesse, na totalidade, a sua eficácia. No entanto, a colocação dessas
chapas teve como consequência o facto de serem um ponto de ‘ancoragem’ do sistema de
protecção. Isto fez com que, à medida que o ensaio decorresse e os deslocamentos
aumentassem, o silicato de cálcio tentasse acompanhar a mesma deformação da viga. Sendo o
silicato de cálcio uma material mais frágil e rígido que a própria viga, não conseguiu
acompanhar os deslocamentos sem partir, principalmente nas zonas de acumulação de
tensões, juntos às chapas metálicas. Com a abertura de fendas, criaram-se pontos de entrada
facilitada para o calor.
A título de exemplo, verifica-se que no ensaio da viga NSM-C-50-25-50, perto dos 107 minutos
de ensaio, o termopar T9 aumentou consideravelmente a sua taxa de aquecimento. Este facto
é justificado pela desintegração da resina nesse local, como, também, pela quebra do sistema
de protecção na secção de meio vão (figura 23 b)) .
No ensaio da viga EBR-50-25-50, o termopar T8 registou, a partir do minuto 39, um aumento
na sua taxa de aquecimento. Estando o termopar colocado na interface betão-laminado, e
coincidindo este aumento com o instante da rotura da viga, é fácil confirmar que o aumento
registado tem como justificação não só o descolamento do laminado como também a rotura
da protecção naquele local (figura 23 a)).
a) b)
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
127
5.4.3 - Decomposição da matriz polimérica do laminado
Como se referiu no ponto 3.3.3, para temperaturas próximas da temperatura de transição
vítrea da resina que compõe a matriz polimérica, o comportamento do laminado de CFRP
altera-se. De facto, embora para essas temperaturas as capacidades mecânicas não sejam
muito afectadas, a partir desse momento, a resina começa a perder rigidez. Com o continuar
do ensaio, as temperaturas no interior do forno atingem valores próximos da temperatura de
decomposição da resina do CFRP (350 ⁰C a 450 ⁰C) [5.3]. Quando se atinge a temperatura de
decomposição da resina da matriz do compósito CFRP, esta decompõe-se, restando apenas as
fibras de carbono individualizadas. A partir deste instante, o comportamento mecânico do
laminado e a sua resistência são, de certo modo, afectadas. Na figura 5.24 apresentam-se dois
exemplos da decomposição da matriz polimérica do laminado.
No ensaio de resistência ao fogo da viga EBR-25-0-25, o termopar T8, colocado na interface
betão-laminado chegou a atingir temperaturas de 683 ⁰C. Estando o termopar colocado por
baixo do laminado, está mais protegido, logo, teoricamente, apresentará temperaturas
inferiores à do laminado. Pode-se concluir que a temperatura no laminado já ultrapassava a
temperatura de decomposição da matriz polimérica do laminado e, como tal, restariam apenas
as fibras de carbono individualizadas (figura 24 a)). Pode-se obter uma conclusão semelhante
em relação ao ensaio NSM-E-50-25-50 (figura 24 b)).
Figura 5.24. a) Fibras individualizadas do laminado de CFRP do ensaio EBR-25-0-25, b) Fibras individualizadas do laminado de CFRP do ensaio NSM-E-50-25-50.
5.4.4 - Decomposição do adesivo de colagem
Na campanha experimental realizada assistiu-se, na quase totalidade dos ensaios, a
fenómenos de decomposição da resina que compõe o adesivo de colagem. A temperatura de
transição vítrea do adesivo epóxido é aproximadamente 55 ⁰C, temperatura atingida pelo
forno ao fim de poucos segundos. Quando o adesivo atinge a sua temperatura de transição
vítrea, o seu estado altera-se, tornando-se viscoso. Existe outro patamar de temperatura
importante para a resina, a temperatura de decomposição. Quando esta é atingida, a resina
decompõe-se e perde massa. De facto, até se atingir essa temperatura, a sua massa não sofre
grandes alterações, sendo que após esta temperatura ser atingida todo o material orgânico é
consumido, restando apenas o material inorgânico. Firmo [5.3] determinou que a
a) b)
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
128
percentagem de material inorgânico presente no adesivo epóxido utilizado na presente
campanha experimental é 72%. Na figura 25 ilustram-se exemplos do fenómeno acima
descrito.
Figura 5.25. a) Decomposição do adesivo epóxido no ensaio da viga EBR, b) Decomposição do adesivo cimentício do ensaio da viga NSM-C-25-0-25.
5.4.5 - Destacamento do betão
Nos ensaios das vigas EBR assistiu-se ao destacamento do betão. À medida que os ensaios
decorriam e as temperaturas no forno iam aumentando, o adesivo de colagem ia aumentando
de temperatura também. Quando se atinge a temperatura de transição vítrea do adesivo de
colagem, este perde a sua eficácia na transmissão de tensões do betão para o laminado. Uma
vez que o forno não se encontra todo à mesma temperatura, como já se tinha referido na
secção 5.2, a viga não é sujeita à mesma temperatura em toda a sua dimensão, estando mais
quente nas zonas centrais do forno. Tem-se também que, nos ensaios EBR em que se colocou
protecção, houve várias geometrias estudadas que protegiam mais a zona de ancoragem do
que a zona central do forno. Isto fez com que a temperatura no adesivo de colagem do
laminado não fosse igual em todo o seu comprimento, sendo que as zonas centrais, no
desenvolvimento longitudinal da viga, estavam mais quentes e, como tal, atingiam a
temperatura de transição vítrea mais rapidamente.
Quando o adesivo de colagem atinge, na zona central da viga, a temperatura de transição
vítrea, o laminado comporta-se como um cabo ou tirante. Dado que o laminado se encontra
colado nas suas extremidades e descolado na zona central, as tensões de corte a que as zonas
de ancoragem estão sujeitas aumentam progressivamente. À medida que a resina próxima das
zona de ancoragem vai aumentando de temperatura, as tensões de corte nessas zonas vão
aumentando até se atingir o máximo da capacidade resistente da ligação nessas zonas, que
também vai progressivamente diminuindo com o aumento de temperatura. Quando se atinge
este limite ocorre o descolamento por rotura do betão devido a tensões de corte. Na figura
5.26 ilustra-se o fenómeno descrito.
a) b)
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
129
Figura 5.26. Descolamento do laminado por destacamento do betão.
5.4.6 - Desagregação do betão
No ensaio de resistência ao incêndio da viga RC, assistiu-se a um comportamento algo
inesperado 24 horas após a realização do mesmo. Logo após a realização do ensaio, a viga
apresentava um aspecto normal, com a sua face inferior fendilhada (figura 5.22 a)) e com uma
flecha considerável. Após 24 horas, o betão da face inferior da viga, a face exposta ao incêndio,
apresentava-se desagregado, desintegrado e bastante deteriorado (figura 5.27).
Figura 5.27. a) Desagregação na face inferior da viga RC 24 horas após o ensaio, b) Pormenor da desagregação do betão.
Este acontecimento, de difícil explicação, poderá ter várias causas. A viga RC, que era uma viga
não reforçada e sem sistema de protecção aplicado, alcançou uma flecha máxima elevada
(42.38 mm) e esteve sujeita ao incêndio durante 98 minutos. Uma das razões possíveis
daquela ocorrência prende-se com a excessiva secagem da viga. De facto, a viga RC, na sua
face inferior, chegou a atingir 912 ⁰C e, na face superior, a exposta à temperatura ambiente,
atingiu 152 ⁰C. Na figura 5.2 apresenta-se um gráfico com as leituras dos termopares no
interior da viga ao longo do ensaio. Denota-se que quer o termopar T4, quer o termopar T6,
apresentam um período em que a sua temperatura não evoluiu. O termopar T4, no período
entre os 10 e 20 minutos de ensaio, e o termopar T6, no período entre 47 e 68 minutos de
ensaio, têm as suas leituras estagnadas nos 100 ⁰C. Este acontecimento justifica-se pela
a) b)
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
130
evaporação da água de constituição do betão, e permite perceber que toda a secção do betão
já se encontrava sem água de constituição.
Outro factor relevante prende-se com o próprio arrefecimento da viga. Ao arrefecerem, os
materiais constituintes da viga retraem e, estando o betão tão seco, não tem plasticidade
suficiente para acompanhar essa retracção. Isto faz com que ele fendilhe e, em casos
extremos, se desagregue.
Por fim, tem-se o facto de a viga ter sido armazenada com a face que foi sujeita ao incêndio
virada para cima. Esta foi armazenada em cavaletes, com distância entre eles semelhante à
distância entre apoios durante o ensaio. Dada a elevada flecha que a viga apresentava, ao
armazená-la desta forma e estando a viga num estado tão degradado, a contra flecha induzida
pelo peso próprio da viga pode ter contribuído para este fenómeno.
5.5 - Análise comparativa dos resultados
Neste ponto do documento faz-se uma análise à eficácia das diversas geometrias de protecção
utilizadas, tendo em conta a técnica de reforço e adesivo de colagem utilizado. São analisados
os perfis de temperaturas no sentido longitudinal das vigas, consoante a técnica utilizada, bem
como outros parâmetros de comparação notáveis.
Nas figuras 5.28 e 5.29 apresentam-se os perfis longitudinais de temperaturas das vigas para o
momento da rotura do sistema de reforço de cada uma delas. Relativamente às 3 leituras nas
zonas de ancoragem (T9 a T11 e T12 a T14 na técnica EBR, T10 a T12 e T13 a T15 na técnica
NSM), foi calculada a média apresentando-se, por isso, na tabela 5.5 um único valor para as
leituras registadas nas zonas de ancoragem esquerda e direita de cada ensaio. A tabela 5.5 foi
realizada com o intuito de facilitar uma comparação quantitativa entre vigas e de uniformizar
todas as temperaturas registadas nas zonas de ancoragem. É de referir que outra vantagem do
cálculo da média de temperaturas na zona de ancoragem prende-se com o facto de ser
possível eliminar ou minimizar possíveis erros de leitura dos termopares.
Figura 5.28. Perfil longitudinal de temperaturas para as vigas EBR.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 20 40 60 80 100
Tem
pe
ratu
ra (
⁰C)
Desenvolvimento do reforço (cm)
EBR
EBR -25-0-25
EBR -25-25-25
EBR -50-25-50
EBR -50-25-50-Tg-L
EBR -50-25-50-Tg+S&P-L
EBR-75-25-75-L
EBR-75-50-75-L
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
131
Figura 5.29. Perfil longitudinal de temperaturas para as vigas NSM.
Da leitura do gráfico da figura 5.28 verifica-se que, embora os tempos de rotura das vigas EBR
ensaiadas sejam tão diferentes, as temperaturas no seu perfil não variam muito. Tem-se o
caso da viga EBR-25-0-25 que apresenta uma temperatura na zona central da viga muito
elevada em relação às outras vigas. No entanto, a temperatura nas suas zonas de ancoragem
são muito semelhantes às restantes.
O gráfico da figura 5.28 e a tabela 5.5 demonstra a incerteza inerente ao valor exacto da
temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem. Embora diversos estudos
internacionais e informações dos próprios fabricantes indiquem um dado valor indicativo para
este parâmetro, os ensaios realizados provam que há vigas cuja temperatura de transição
vítrea ainda não foi atingida nas zonas de ancoragem, sendo que estas acabam por sofrer
rotura do seu sistema de reforço. O contrário também se verifica, com temperaturas médias
nas zonas de ancoragem algo superiores à temperatura de transição vítrea do adesivo sem que
a viga sofra rotura. No entanto, há a destacar que a rotura do sistema de reforço nas vigas EBR
ensaiadas ocorre sempre para valores de temperatura nas zonas de ancoragem muito
próximos dos da temperatura de transição vítrea da resina. Quanto às vigas NSM, há a
destacar o facto de estas suportarem temperaturas substancialmente superiores à
temperatura de transição vítrea sem ocorrer rotura do seu sistema de reforço. Este facto
poderá estar justificado pela protecção extra que o betão, na técnica NSM, garante bem como
pelo maior atrito mobilizado no interior dos rasgos face à técnica EBR.
0
100
200
300
400
500
600
700
0 20 40 60 80 100
Tem
pe
ratu
ra (
⁰C)
Desenvolvimento do reforço (cm)
NSM-E
NSM-C
NSM-E-25-0-25
NSM-C-25-0-25
NSM-E-25-25-25
NSM-C-25-25-25
NSM-E-50-25-50
NSM-C-50-25-50
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
132
Tabela 5.5. Temperatura média nas zonas de ancoragem dos ensaios das vigas EBR e NSM.
Considere-se as vigas EBR-75-25-75-L e EBR-75-50-75-L com geometrias do sistema de
protecção iguais nas zonas de ancoragem. Como seria de esperar, as temperaturas registadas
nas zonas de ancoragem no instante da rotura do sistema de reforço deveriam ser
semelhantes, o que não aconteceu. De facto, assiste-se a um ligeiro aumento das
temperaturas nas zonas de ancoragem da viga EBR-75-25-75-L em relação à viga EBR-75-50-
75-L. Este facto deve-se, essencialmente, à reduzida protecção na zona central da viga EBR-75-
25-75-L, que faz com que o calor se propague por essa zona e comece a transferir-se para a
zona de ancoragem por condução de calor através dos materiais (betão, resina e laminado).
Isto faz com que a zona de ancoragem aumente, embora ligeiramente, a sua taxa de
aquecimento podendo provocar uma rotura prematura do sistema de reforço.
Quanto às vigas EBR com a geometria de protecção 50-25-50, verifica-se que para o caso da
viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L, a existência da protecção lateral não influenciou relevantemente
as temperaturas registadas no momento da rotura, o que não era esperado. Esperava-se que a
protecção lateral reduzisse a taxa de aquecimento nesta zona, o que foi conseguido com o
significativo aumento do tempo até à rotura do sistema de reforço. Quanto às temperaturas
registadas no momento da rotura do sistema de reforço, nas zonas de ancoragem, nas vigas
EBR-50-25-50-Tg-L e EBR-50-25-50-Tg+S&P-L, estas foram superiores às da viga EBR-50-25-50.
Este acontecimento coincide com o esperado, uma vez que nas duas primeiras, na zona de
ancoragem, aplicou-se um adesivo com uma temperatura de transição vítrea superior. Há
ainda a destacar que nas vigas EBR-50-25-50 e EBR-50-25-50-Tg+S&P-L, o adesivo de colagem
Sistema Viga
Temperatura média [⁰C]
Zona de ancoragem esquerda
Zona de ancoragem direita
EBR
EBR 67.96 61.67
EBR-25-0-25 58.07 62.74
EBR-25-25-25 48.08 61.98
EBR-50-25-50 41.34 64.88
EBR-50-25-50-Tg-L 77.04 83.91
EBR-50-25-50-Tg+S&P-L 58.48 66.85
EBR-75-25-75 54.66 66.40
EBR-75-50-75 42.50 58.10
NSM
NSM-E 225.40 221.14
NSM-C 269.46 289.09
NSM-E-25-0-25 101.72 114.29
NSM-C-25-0-25 80.93 95.68
NSM-E-25-25-25 177.78 219.31
NSM-C-25-25-25 188.09 195.75
NSM-E-50-25-50 130.21 200.95
NSM-C-50-25-50 133.88 152.84
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
133
na zona central era o mesmo, sendo de esperar que no momento da rotura apresentassem
temperaturas semelhantes nessa zona, o que se verificou.
Nos ensaios NSM já se tinha concluído que, regra geral, quanto mais protecção se coloca,
principalmente mas não só nas zonas de ancoragem, maior é o tempo de resistência ao
incêndio. Da análise do gráfico da figura 5.29 e da tabela 5.5, verifica-se também que as vigas
com mais protecção, no momento da rotura, apresentam temperaturas médias nas zonas de
ancoragem e no meio vão inferiores às com menos protecção. De facto, se se analisar os pares
de geometrias de protecção diferentes 25-0-25, 25-25-25 e 50-25-50, verifica-se que à medida
que a protecção aumenta na ordem descrita, as temperaturas no instante de rotura diminuem.
Já se tinha determinado que nos ensaios das vigas NSM, os que tinham adesivo cimentício
apresentavam tempos de resistência ao incêndio inferiores aos de adesivo epóxido, para as
mesmas condições de geometria de protecção. Pela figura 5.29, verifica-se também que os de
adesivo cimentício apresentam temperaturas médias nas zonas de ancoragem e de meio vão
superiores às de adesivo epóxido. Este facto sugere que o adesivo cimentício embora tenha
propriedades mecânicas inferiores às do adesivo epóxido (ver 4.2.4 e 4.2.5), deverá ter uma
temperatura de transição vítrea superior. No entanto, estas diferenças de temperatura vão
sendo cada vez menores à medida que se aumenta o nível de protecção ao incêndio das vigas.
Uma análise comparativa entre as duas técnicas de reforço (EBR e NSM) para vigas nas
mesmas condições de sistema de protecção, poderia ser considerada útil. No entanto, se se
atender aos factos de (i) a técnica NSM ser uma técnica em que para a mesma quantidade de
laminado confere resistências mecânicas superiores, (ii) para vigas sem protecção, verifica-se
um tempo de resistência ao fogo 950% superior ao da viga reforçada com a técnica EBR e que,
(iii) na técnica NSM o laminado de carbono encontra-se mais protegido e confinado pelo betão
que na técnica EBR, verifica-se que na realidade uma comparação quantitativa não faria muito
sentido. No entanto, de maneira a minimizar estes efeitos, procurou-se, aquando do
dimensionamento das cargas a aplicar nos ensaios das vigas EBR e NSM, garantir que ambas
apresentavam uma taxa semelhante da capacidade resistente em uso. Com isto, poderá fazer-
se uma breve análise comparativa entre os resultados de ambas as técnicas aplicadas.
Regra geral, e analisando pares de vigas EBR e NSM com o mesmo sistema de protecção ao
incêndio aplicado (tabela 5.6), verifica-se que as vigas reforçadas pela técnica NSM
apresentam resistências ao fogo superiores.
Tabela 5.6. Tempos de resistência ao incêndio das vigas EBR vs. NSM.
Sistema de protecção EBR vs. NSM-E [min] EBR vs. NSM-C [min]
0 2 vs. 17 (+ 850%) 2 vs. 17 (+ 850%)
25-0-25 15 vs. 33 (+ 220%) 15 vs. 22 (+ 146%)
25-25-25 19 vs. 90 (+ 473%) 19 vs. 84 (+ 443%)
50-25-50 39 vs. 114 (+ 292%) 39 vs. 90 (+ 231%)
Por observação da tabela 5.6, verifica-se também que para as vigas sem sistema de protecção
aplicado, o tempo de resistência ao incêndio das vigas NSM em relação à viga EBR é 850%
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
134
superior, sendo este o par com diferenças mais acentuadas. Quanto aos restantes pares de
vigas, embora se mantenha a diferença no tempo de resistência ao incêndio, esta tende a
atenuar-se com o aumento do sistema de protecção. Esta comparação mostra que nas vigas
EBR a protecção na sua zona de ancoragem é mais importante do que nas vigas NSM. Por
outro lado, nas vigas NSM, a protecção na zona central assume um papel de maior relevância
em relação à protecção nas zonas de ancoragem.
Pela análise da tabela 5.5 verifica-se que as temperaturas nas zonas de ancoragem no instante
de rotura do sistema de reforço são bastante superiores nas vigas NSM em relação às vigas
EBR. Pese embora o facto de as vigas EBR e NSM, com o mesmo sistema de protecção e resina
aplicados, estarem em condições semelhantes de exposição, a temperatura para a qual ocorre
a rotura do sistema de reforço é substancialmente superior nas vigas NSM. Este aspecto pode-
se dever à protecção extra dada pelo confinamento garantido pelo betão e ao maior atrito
mobilizado pelo sistema NSM.
Quanto às restantes vigas EBR, que não se encontram presentes na tabela 5.6, decidiu-se não
se realizar uma análise comparativa com as vigas NSM ou por terem como adesivo de colagem
uma resina com uma temperatura de transição vítrea bastante superior às vigas NSM, ou por
apresentarem geometrias do sistema de protecção diferentes.
Em síntese, as vigas com protecção lateral garantiram um tempo de resistência ao incêndio
superior às vigas sem protecção lateral. Na técnica NSM a utilização de adesivo epóxido
garantiu tempos de resistência ao incêndio e temperaturas no adesivo no momento da rotura
superiores. Nas vigas NSM verificou-se também que, embora as zonas de ancoragem tenham
um papel importante no funcionamento do sistema de reforço, não se deverá desprezar o
papel para a resistência inicial da viga que a zona central da viga também tem, devendo-se
protegê-la.
5.6 - Regulamentação e campo de aplicação
Desde 1 de Janeiro de 2009 que se encontra em vigor o Decreto-Lei n.º 220/2008, de 12 de
Novembro [5.2], que estabelece o Regime Jurídico de Segurança Contra Incêndio em Edifícios
(SCIE). Neste documento, estão definidos um conjunto de critérios que deverão ser
respeitados quanto à aplicação de determinados materiais e quanto à resposta das estruturas
em situação de incêndio.
Não obstante a reduzida dimensão das vigas estudadas, muito menor do que as vigas utilizadas
em aplicações correntes, optou-se por realizar o exercício teórico de verificar se estas
cumprem os requisitos definidos no regulamento de segurança contra incêndios em edifícios.
O regulamento em vigor exige que sejam cumpridos um determinado número de critérios. No
entanto, para o caso, só se consideraram aqueles que foram passíveis de serem observados
durante os ensaios de resistência ao fogo.
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
135
A classificação de desempenho de resistência ao incêndio padrão para produtos de construção
atende aos seguintes parâmetros, dependendo do elemento de construção em questão:
R — capacidade de suporte de carga;
E — estanquidade a chamas e gases quentes;
I — isolamento térmico;
W — radiação;
M — acção mecânica;
C — fecho automático;
S — passagem de fumo;
P ou PH — continuidade de fornecimento de energia e ou de sinal;
G — resistência ao fogo;
K — capacidade de protecção contra o fogo.
Os produtos de construção podem ser classificados consoante os requisitos supracitados, no
entanto, é necessário determinar a sua aplicação de modo a definir que classificações se
deverão respeitar. Definiu-se que as vigas em estudo elementos com funções de suporte de
carga e de compartimentação resistente ao fogo em pavimentos e coberturas, sendo que para
estes os critérios a respeitar são R, E e I.
As classificações atribuídas aos critérios REI são uma gama de valores correspondentes ao
tempo, expresso em minutos, durante o qual os critérios supracitados são respeitados.
Existem 9 gamas de classificações, sendo elas 15, 20, 30, 45, 60, 90, 120, 280 e 240.
A mesma regulamentação define a altura máxima do edifício de habitação onde o elemento
pode ser utilizado, de acordo com a sua resistência ao fogo. Elementos estruturais que
respeitem o critério R 30 (mantêm a resistência estrutural durante 30 minutos de exposição ao
fogo) podem ser aplicados em edifícios até 9 metros de altura e um piso abaixo daquele onde
se situa o acesso principal para as equipas de bombeiros (piso de referência); elementos
estruturais que respeitem o critério R 60 podem ser utilizados em edifício até 28 metros e 3
pisos abaixo do piso de referência; elementos estruturais que respeitem R 90 podem ser
utilizados em edifícios até 50 metros de altura e 5 pisos abaixo do piso de referência; e, por
fim, elementos que respeitem R 120 podem ser utilizados em edifícios de habitação com altura
superior a 50 metros e mais de 5 pisos abaixo do plano de referência [5.3].
Nas figuras 5.30 e 5.31 apresentam-se os resultados dos tempos de rotura dos laminados de
CFRP das vigas EBR e NSM, respectivamente.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
136
Figura 5.30. Tempos até à rotura do sistema CFRP das vigas EBR.
Figura 5.31. Tempos até à rotura do sistema CFRP das vigas NSM.
Por observação das figuras 5.30 e 5.31 e tendo em conta as classificações presentes no
regulamento de segurança contra incêndios e edifícios, determinaram-se as classificações das
vigas ensaiadas. Na tabela 5.7 apresentam-se as classificações das vigas EBR e NSM.
2 15 19 39 65 44 62 700
10
20
30
40
50
60
70
80
Tem
po
até
à r
otu
ra d
o
sist
em
a C
FRP
(m
in)
17 17 33 22 90 84 114 900
20
40
60
80
100
120
Tem
po
até
à r
otu
ra d
o
sist
em
a C
FRP
(m
in)
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
137
Tabela 5.7. Classificação das vigas EBR e NSM de acordo com a resistência ao incêndio.
Viga Classificação
EBR -
EBR-25-0-25 REI15
EBR-25-25-25 REI15
EBR-50-25-50 REI30
EBR-50-25-50-Tg-L REI60
EBR-50-25-50-Tg+S&P-L REI30
EBR-75-25-75-L REI60
EBR-75-50-75-L REI60
NSM-E REI15
NSM-C REI15
NSM-E-25-0-25 REI30
NSM-C-25-0-25 REI20
NSM-E-25-25-25 REI90
NSM-C-25-25-25 REI60
NSM-E-50-25-50 REI90
NSM-C-50-25-50 REI90
De um modo conservativo, considera-se que o instante em que as vigas perdem a capacidade
de manter a sua resistência estrutural (valor que define a classificação R) corresponde ao
momento da rotura do reforço. De facto, após a realização dos ensaios, as vigas ainda tinham
alguma capacidade resistente. A rotura do reforço está associada a um aumento brusco das
solicitações da secção de betão armado, podendo levar ao colapso da viga, razão pela qual se
optou por considerar o instante da rotura do reforço como o valor que define a classificação R.
Quanto aos critérios de estanqueidade e isolamento, verificou-se, aquando da realização dos
ensaios, que estes eram cumpridos durante o tempo de ensaio até à sua rotura. Deste modo, a
classificação obtida no critério R é a mesma para os critérios E e I.
Verifica-se que a viga EBR, sem sistema de protecção aplicado, não apresenta classificação,
uma vez que não suportou as solicitações durante tempo suficiente para obter a classificação
mínima REI15. Verifica-se, também, que nenhuma viga do conjunto ensaiado poderia ser
aplicada num edifício com mais de 50 metros de altura e 5 pisos enterrados.
5.7 - Síntese de resultados
Neste ponto do trabalho apresenta-se uma síntese dos resultados e ensinamentos obtidos de
todos os ensaios realizados. Para o caso resumem-se algumas conclusões realizadas no
decorrer do capítulo 5.
Na realização da presente campanha experimental verificou-se a importância que a aplicação
do sistema de protecção ao fogo tem. Para as vigas EBR conclui-se a superior relevância que a
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
138
protecção ao fogo nas zonas de ancoragem tem, em comparação, com as zonas centrais da
viga. Este diferença não é tão notória nos ensaios das vigas NSM uma vez que, para estas, o
laminado se encontra mais protegido do calor pelo betão e resina circundante. Tem-se como
exemplo o facto da viga EBR sem protecção ter resistido ao incêndio durante 2 minutos,
enquanto as vigas NSM-E e NSM-C, ambas sem protecção, terem resistido ao incêndio cerca de
17 minutos. Com os resultados obtidos, é possível confirmar a superioridade no
comportamento e desempenho ao fogo que a técnica de reforço NSM tem sobre a técnica
EBR.
Com a utilização da resina epóxida S&P e a resina cimentícia nos ensaios das vigas NSM, foi
possível verificar o superior desempenho da resina epóxida sobre a cimentícia. De facto, quer
nas suas propriedades mecânicas quer no desempenho ao fogo a primeira é superior. No caso
das vigas NSM-E e NSM-C, ambas sem protecção ao fogo, a diferença não é notória, visto que
ambas resistiram ao fogo o mesmo tempo (17 minutos) embora com valores de temperaturas
no adesivo de colagem no instante de rotura do sistema de reforço diferentes. À medida que a
geometria do sistema de protecção era alterado e a espessura deste era aumentado, verificou-
se que o tempo de resistência ao incêndio nas vigas coladas com resina epóxida era superior
em relação às vigas coladas com resina cimentícia.
Quanto à introdução da resina epóxida Araldite 2014 em dois ensaios das vigas EBR, notaram-
se algumas melhorias no comportamento mecânico e ao fogo em relação às restantes vigas
EBR coladas com o adesivo epóxido S&P. O facto de o adesivo epóxido Araldite 2014 possuir
uma temperatura de transição vítrea superior em relação ao adesivo epóxido S&P (85 ⁰C e 54
⁰C, respectivamente), bem como alguma propriedades mecânicas superiores, fez com que a
rotura do sistema de reforço, nas primeiras, se desse para tempos e temperaturas superiores
em relação às segundas.
5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo
139
5.8 - Bibliografia
[5.1] ISO 834, “Fire resistance tests. Elements of building construction”, International
Standards Organization, Genève, 1975.
[5.2] Decreto-Lei nº 220/2008; Regime Jurídico de Segurança Contra Incêndios em Edifícios, 12
Novembro 2008.
[5.3] J. P. Firmo, “ Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com
laminados de fibras de carbono (CFRP) - Desenvolvimento de sistemas de protecção ao fogo”,
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico,
Dezembro, 2010.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
140
6 – Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros
141
6 - Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros
No presente capítulo indicam-se as principais conclusões obtidas quer do estudo bibliográfico
quer da campanha experimental. Apresentam-se também perspectivas de temas, assuntos e
estudos científicos passíveis de virem a ser realizados no futuro com o intuito de aumentar o
conhecimento no domínio do estudo desenvolvido.
6.1 - Conclusões do trabalho realizado
Nas últimas décadas a utilização de materiais compósitos CFRP na construção civil, quer no
reforço de estruturas de betão armado quer em construções novas, tem sofrido um grande
aumento. Este aumento é justificado pelas inúmeras vantagens que os materiais CFRP
apresentam sobre os materiais tradicionais (madeira, betão e aço) de onde se destaca (i) a
elevada resistência à tracção, (ii) a elevada resistência à corrosão, (iii) a elevada resistência à
fadiga, (iv) a reduzida massa volúmica e (v) a facilidade de transporte e aplicação. Porém,
existem ainda alguns inconvenientes que impedem a total afirmação dos materiais CFRP no
reforço de estruturas. Entre as desvantagens existentes destacam-se (i) o elevado custo e (ii) a
susceptibilidade face a temperaturas elevadas. O facto de o incêndio ser uma acção de
projecto no dimensionamento de estruturas faz com que a aplicação de materiais CFRP seja
ainda algo contestada. Com esta problemática, surge a necessidade de aumentar o
conhecimento quanto ao comportamento destes materiais ao fogo e estudar novas e mais
eficientes maneiras de os proteger das temperaturas elevadas, sendo este o principal e mais
importante objectivo do presente trabalho.
O estudo bibliográfico realizado permitiu compreender de que maneira são afectados todos os
materiais envolvidos na aplicação de um sistema de reforço de estruturas de betão armado
com materiais CFRP. Verificou-se que as propriedades físicas e mecânicas dos materiais
compósitos CFRP, bem como da resina que os cola à estrutura de betão armado, são afectados
negativamente, reduzindo as suas propriedades quando sujeitos a temperaturas elevadas.
Quando a temperatura nos materiais atinge um valor que caracteriza o fenómeno de transição
vítrea destes materiais (50 ⁰C a 140⁰C), verifica-se a passagem de um estado vítreo para um
estado viscoso. A este fenómeno associa-se a perda de resistência do sistema de reforço,
pondo em risco a integridade e segurança da estrutura reforçada. Habitualmente, a
temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem (resina) é inferior à do material CFRP,
sendo a primeira, em situação de incêndio, a responsável pela perda de eficácia do sistema de
reforço. Deste modo, o dimensionamento do reforço da estrutura estará sempre limitado pela
capacidade resistente ao calor destes materiais. Tal facto, faz com que seja necessário
desenvolver sistemas que melhorem o comportamento e desempenho destes materiais,
nomeadamente sistemas de protecção ao incêndio com capacidade de proteger e retardar a
degradação do sistema de reforço.
O principal objectivo do presente trabalho constituiu no estudo do comportamento ao fogo de
vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de carbono. Para esse efeito
estudou-se a influência e a relação entre as técnicas EBR e NSM, a influência de adesivos com
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
142
diferentes temperaturas de transição vítrea e natureza (epóxida e cimentícia) e a influência de
diversas geometrias de sistema de protecção no comportamento e desempenho do sistema de
reforço em vigas de betão armado. Nesse sentido, submeteu-se à acção de incêndio padrão
definido pela ISO 834, apenas na face inferior, um conjunto de 17 vigas enquanto lhes era
aplicado um carregamento de acordo com a combinação de acções em situação de incêndio,
presente no Eurocódigo 1.
De entre as 17 vigas ensaiadas, uma foi ensaiada sem qualquer tipo de protecção ao fogo, bem
como sem nenhum reforço estrutural à flexão, constituindo a viga de referência. De seguida,
ensaiaram-se 8 vigas de betão armado reforçadas à flexão por colagem de laminados de CFRP
na face sujeita à tracção (a inferior) pela técnica EBR. O adesivo utilizado para a colagem dos
laminados nesta técnica foi o epóxido, sendo que, no decorrer da campanha experimental, se
decidiu estudar também um adesivo epóxido com uma temperatura de transição vítrea
superior, optando por se realizar 2 dos 8 ensaios com este novo adesivo. As restantes 8 vigas
foram reforçadas com laminados de carbono de acordo com a técnica NSM, que consiste na
criação de rasgos ao longo da face sujeita à flexão da viga no interior dos quais são
introduzidos laminados de carbono. Destas 8 vigas, em 4 foi aplicado um adesivo epóxido,
enquanto nas restantes 4 foi aplicado um adesivo cimentício. O sistema de protecção utilizado
consistiu na aplicação de placas de silicato de cálcio no revestimento exterior das vigas, sendo
que este foi aplicado em 7 das 8 vigas EBR ensaiadas e em 6 das 8 vigas NSM ensaiadas,
garantindo sempre que se tinha vigas de referência, sem sistema de protecção aplicado, para
cada técnica de reforço e resina de colagem utilizados, com excepção do adesivo epóxido com
temperatura de transição vítrea elevada (Araldite 2014).
Os ensaios ao fogo realizados às vigas sem sistema de protecção aplicado (EBR, NSM-E e NSM-
C) revelaram a esperada susceptibilidade que o sistema de reforço apresenta quando sujeito a
temperaturas elevadas. De facto, obteve-se 2 min e 17 min de resistência ao fogo para a viga
EBR e para as vigas NSM-E e NSM-C, respectivamente, sendo estes valores muito reduzidos e
incapazes de garantir uma evacuação de um edifício em segurança. Com a realização destes 3
ensaios, e os restantes 14, verificou-se que o forno utilizado não aquecia de uma forma
homogénea. De facto, através das leituras registadas pelos termopares no interior e exterior
do forno, foi possível concluir que o forno na sua zona central aquece e tem temperaturas
mais elevadas que nas suas extremidades, junto às paredes. Verificou-se também que a zona
direita do forno aquece mais que a zona esquerda, sendo constante o registo de temperaturas
no lado direito da viga ser superior em relação ao lado esquerdo.
Com a reconhecida presença de temperaturas superiores na zona central do forno, também a
zona central da viga é a mais afectada. Tal faz com que a resina responsável pela transmissão
de tensões entre o betão e os laminados esteja mais exposta e atinja mais rapidamente a sua
temperatura de transição vítrea na zona central. À medida que a temperatura vai
aumentando, a resina vai ficando mais viscosa na zona central da viga, começando a perder a
sua rigidez e havendo um incremento de deslocamentos e consequente redistribuição de
tensões para as extremidades do laminado, desenvolvendo-se então um comportamento do
tipo ‘tirante’. Com o aumento de tensões nas zonas de ancoragem acaba por se atingir o limite
de resistência a tensões de corte, sendo que nesse momento o sistema de reforço parte, por
arrancamento do betão, perdendo a sua eficácia.
6 – Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros
143
Nos ensaios de resistência ao fogo em que se aplicou sistema de protecção (placas de silicato
de cálcio) verificou-se o mesmo modo de rotura, por arrancamento do betão. No entanto, com
a presença do sistema de protecção, as taxas de aquecimento no interior e exterior das vigas
reduziu-se. De facto, regra geral, com o aumento da espessura do sistema de protecção, o
tempo de resistência ao incêndio também aumentou.
No caso das vigas EBR, confirmou-se a importância que a zona de ancoragem do laminado tem
sobre o comportamento e desempenho geral do sistema de reforço. Sendo toda a extensão de
resina susceptível de ser afectada pela temperatura e, como tal, devendo ser totalmente
protegida, verificou-se que a zona de ancoragem era a mais susceptível. De facto, com o
aumento de protecção desta zona crítica, registaram-se maiores ganhos de resistência ao fogo
quando se protegeu esta zona em comparação com a protecção da zona central. Nas vigas
NSM verificou-se o contrário. Embora toda a extensão de resina deva, também, ser protegida,
quando se aumenta a espessura do sistema de protecção na sua zona central ao invés de
aumentar apenas nas extremidades, as zonas de ancoragem, garantem-se ganhos de
resistência ao fogo superiores.
A realização destes ensaios de resistência ao fogo mostrou que é possível tirar partido da
resistência do sistema de reforço mesmo quando em grande parte da sua extensão se atingem
temperaturas superiores à temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem. Tendo em
conta que os regulamentos e normativas utilizados para o dimensionamento do sistema de
reforço estabelecem que só se deverá contar com a contribuição da resistência do sistema de
reforço até se atingir a temperatura de transição vítrea, verifica-se que estes são demasiado
conservativos. De facto, verificou-se na totalidade dos ensaios, que a rotura do sistema de
reforço só ocorria em momentos para os quais grandes extensões da resina já se encontravam
a temperaturas superiores à temperatura de transição vítrea. Verificou-se ainda, nos ensaios
cujo sistema de protecção era mais volumoso, que a mesma extensão de resina permanecia
largos períodos de tempo acima da temperatura de transição vítrea até se atingir a rotura do
sistema de reforço.
Para as vigas EBR, e tendo em conta o seu comportamento como ‘tirante’ já descrito, registou-
se que a rotura do sistema de reforço só acontecia quando pelo menos uma das zonas de
ancoragem apresentava temperatura média acima da temperatura de transição vítrea da
resina, sendo o modo de rotura por arrancamento do betão. O arrancamento do betão deu-se,
por norma, do lado direito da viga, sendo esse o lado que aquecia mais rápido e, como tal,
atingia a temperatura de transição vítrea da resina mais rapidamente.
Quanto às vigas NSM, verificou-se que estas apresentavam temperaturas na resina, aquando
do momento da rotura do sistema de reforço, substancialmente superiores à temperatura de
transição vítrea da resina. Este facto é justificado pela maior resistência a temperaturas
elevadas oferecidas pela técnica NSM. Na técnica NSM consegue-se mobilizar maior atrito
entre o laminado e o betão envolvente em relação à técnica EBR. Como tal, obtêm-se maiores
resistências mecânica e ao incêndio.
Com a análise comparativa entre as técnicas EBR e NSM, em condições semelhantes de
protecção e incêndio, verificou-se que a técnica mais resistente ao incêndio é a técnica NSM.
No caso de vigas sem sistema de protecção aplicado assistiu-se a um aumento de 850% no
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
144
tempo de resistência ao incêndio das vigas NSM-E e NSM-C em relação à viga EBR. À medida
que se aumentou o sistema de protecção, os tempos de resistência ao incêndio das vigas NSM
em relação às vigas EBR mantiveram-se superiores. Porém, a percentagem de aumento
diminuiu, indicando que com a aplicação de sistemas de protecção mais volumosos e, como
tal, durações superiores de ensaio, a diferença entre as técnicas vai-se esbatendo.
Nos ensaios realizados foi possível identificar dois tipos de resposta mecânica diferentes
consoante a técnica de reforço utilizada. Embora as vigas reforçadas pela técnica EBR e pela
técnica NSM tenham apresentado comportamento semelhante antes da rotura do sistema de
reforço, após e no momento da rotura os comportamentos diferiram. À medida que os ensaios
se aproximaram do momento de rotura do sistema de reforço, verificou-se uma perda
generalizada de rigidez, traduzida pelo aumento de deslocamentos a meio vão, até se atingir a
rotura. Na técnica EBR, quando se atingiu a rotura do sistema de reforço, verificou-se um
aumento instantâneo de deslocamentos e perda de rigidez. Como tal, o instante de rotura do
sistema de reforço nas vigas EBR foi dado pelos dois patamares de rigidez do sistema, um
imediatamente antes e outro imediatamente após o incremento instantâneo de
deslocamentos e pelo próprio incremento instantâneo de deslocamentos. No caso das vigas
NSM, assistiu-se a um fenómeno diferente. Nestas últimas vigas, verificou-se a existência de
dois instantes de aumento instantâneo de deslocamentos, com os respectivos três patamares
de rigidez. Os dois aumentos verificados são justificados pelo descolamento ou rotura de cada
um dos dois laminados utilizados no reforço da viga, sendo que a rotura do sistema de reforço
foi considerada apenas no segundo aumento instantâneo de deslocamentos.
6.2 - Perspectivas de desenvolvimentos futuros
No decorrer da campanha experimental foram-se encontrando alguns problemas e
dificuldades que, à medida que iam sendo superadas, levantavam novas questões. Neste
ponto do trabalho sugerem-se alguns aspectos do presente estudo passíveis de serem
estudados mais aprofundadamente, bem como matérias que podem ser consideradas em
desenvolvimentos futuros:
Estudos experimentais semelhantes ao realizado no presente documento com a
colocação de mais termopares na interface betão-laminado. Com estes será possível
confirmar as conclusões obtidas em relação ao modo de rotura do sistema de reforço,
bem como obter um perfil de temperaturas longitudinal das vigas no instante de
rotura mais completo. Com os resultados obtidos poder-se-ia determinar que
percentagem de adesivo já se encontrava com temperaturas superiores à
temperatura de transição vítrea no instante da rotura.
Estudo do comportamento ao incêndio de vigas de betão armado reforçadas à flexão
com laminados de CFRP colados com adesivo epóxido de temperatura de transição
vítrea elevada. A utilização do adesivo Araldite 2014 deixou bons indícios quanto ao
seu comportamento mecânico e a temperaturas elevadas quando aplicado nas
condições do presente estudo. Embora este não seja indicado para colagem de
material CFRP ao betão, as conclusões dos ensaios realizados sugerem que esta
6 – Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros
145
aplicação tem potencial, tendo apresentado resultados superiores ao adesivo epóxido
convencional.
Estudos experimentais em que a exposição ao incêndio nas vigas de betão armado
reforçadas à flexão com laminados de carbono se faça em três faces. De facto, na
construção corrente, a solução mais adoptada passa ainda pela laje vigada, em que a
viga estará visível em três faces sendo, portanto, em caso de incêndio, afectada pelo
fogo nessas três faces. A conjugação das três faces de aquecimento faz com que o
interior da viga aqueça mais rapidamente, podendo levar a roturas mais rápidas em
relação ao presente estudo.
Estudo do comportamento ao incêndio de vigas de betão armado reforçadas à flexão
por laminados de carbono segundo a técnica EBR com novos métodos de fixação.
Estando o modo de rotura das vigas EBR compreendido e o correspondente
comportamento como ‘tirante’ identificado, meios que visem aumentar a capacidade
resistente nas zonas de ancoragem poderão ser benéficos e garantir maiores tempos
de resistência ao fogo. Entre os métodos de fixação destaca-se a fixação mecânica por
aplicação de chapa metálica aparafusada nas extremidades do laminado.
Com a crescente evolução da ciência e dos materiais, é interessante ponderar a
aplicação de novos materiais no sistema de protecção ao incêndio. O
desenvolvimento de novos sistemas de protecção ao incêndio, que permitam
minimizar as espessuras de material protector a aplicar e alterar a geometria do
sistema de protecção é um dos desenvolvimentos futuros que se poderão realizar.
Estudos experimentais de comportamento ao fogo de outros elementos de betão
armado reforçados com material CFRP. Destaca-se o reforço por encamisamento de
pilares, sendo que se considera útil o desenvolvimento e estudo do comportamento
do sistema de protecção a aplicar nestes casos.
Estudar o comportamento ao incêndio de outros tipos de construção reforçados com
material CFRP. Com o crescente aumento da preocupação de recuperar edifícios
antigos, surge a necessidade de compreender como corresponderia uma estrutura de
madeira e alvenaria resistente reforçada com material CFRP ao incêndio.
Estudar experimentalmente novas geometrias de laminado de carbono a aplicar no
reforço de vigas de betão armado à flexão pela técnica EBR. Com novas geometrias de
sistema de reforço será possível reduzir as tensões de corte presentes nas zonas de
ancoragem, garantindo ganhos na capacidade resistente das estruturas e,
possivelmente, no tempo de resistência ao fogo.
Com o desenvolvimento dos temas referidos, será possível aumentar o conhecimento
sobre o comportamento ao fogo de vigas e outros elementos de betão armado reforçados com
material CFRP.
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
146
Anexos
147
Anexos
Anexo I - Resultados dos ensaios mecânicos a provetes de betão.
Tabela I. Resultados dos ensaios de compressão nos cubos.
Cubos [nº] Massa [g] Força [KN] fci [MPa]
1 7871,0 g 642,9 KN 28,57
2 7892,1 g 653,3 KN 29,04
3 7967,8 g 685,7 KN 30,48
4 7924,5 g 673,9 KN 29,96
5 7989,6 g 660,7 KN 29,36
fcm,28dias [MPa] 29,48
Sn [MPa] 0,7493
Tabela II. Resultados dos ensaios de compressão diametral para determinação da resistência à tracção do betão.
Cilindro [nº] Massa [g] Força [KN] fcti [MPa]
1 12725,5 158,5 2,24
2 12737,2 170,5 2,41
3 12643,1 153,3 2,17
4 12662,2 168,2 2,38
5 12658,9 144,7 2,05
fctm,28dias [Mpa] 2,25
Sn [Mpa] 0,151
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
148
Anexo II - Descrição detalhada da resposta térmica das vigas.
Viga RC
O termopar T1, sendo o termopar colocado à superfície do betão na secção mais
próxima do incêndio, é o que apresenta um andamento de temperaturas mais próximo da
curva de incêndio padrão.
Por observação do diagrama tempo-temperatura da viga RC (figura 5.2), verifica-se
que os termopares T2 e T3 apresentam um andamento de temperaturas muito semelhante.
Este facto, de acordo com a disposição dos termopares na secção de meio vão (figura 4.17),
está correcto, uma vez que ambos se encontram em posições simétricas em relação ao eixo da
viga (armadura longitudinal inferior), sendo expectável que registem a mesma temperatura.
Figura II.1. Diagrama tempo-temperatura da viga RC.
Quanto aos termopares T4 e T6, ambos colocados no betão, para períodos
diferentes, verifica-se uma estagnação da temperatura em cerca de 100 °C. Este fenómeno é
facilmente explicado pela evaporação da água livre no betão. Quando o betão atinge a
temperatura de 100 °C, temperatura à qual a água evapora, inicia-se um processo de
desidratação do betão, em que a temperatura estagna, uma vez que mesmo que se forneça
mais energia a essa secção de betão, ela só aumentará de temperatura quando toda a água for
evaporada. No entanto, as secções mais próximas do incêndio continuam a aumentar de
temperatura no mesmo período, aumentando também o diferencial de temperaturas entre
essas secções.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
0 20 40 60 80 100 120
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
Tg
Anexos
149
Viga EBR
Na figura 5.3 apresenta-se a evolução das temperaturas no interior da viga EBR, e no
seu desenvolvimento longitudinal. Por observação da mesma, retira-se que os termopares
localizados na interface betão-laminado (T9 a T14) apresentam uma evolução das
temperaturas bastante semelhante até aos 2 minutos de ensaio. Embora tenham diferenças
de 40 °C, entre o mais quente e o mais frio, aos 2 minutos de ensaio, estas não são relevantes
uma vez que neste período o forno ainda não estabilizou a sua temperatura nem está
concordante com a curva teórica adoptada para o incêndio. Há, no entanto, a destacar o facto
de os termopares colocados mais ao centro do forno apresentarem temperaturas ligeiramente
maiores, embora estejam em condições semelhantes de exposição.
Figura II.2. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR.
Quanto aos termopares colocados no interior da viga na secção de meio vão (T1 a T6)
as temperaturas estão todas de acordo com o esperado. Os termopares mais próximos da face
exposta ao incêndio apresentam temperaturas, para o mesmo instante, superiores às
restantes. Como se pode observar na figura 5.3, o andamento da temperatura no termopar T1
é bastante similar à apresentada pelo termopar T8, dada proximidade entre ambos, no
entanto, e como seria de esperar, o termopar T8 sempre com temperaturas superiores.
Destaca-se, novamente, o facto do termopar T4 estagnar a evolução da temperatura
nos 100 °C, estando este fenómeno associado à evaporação da água livre do betão, como foi
explicado na viga RC.
A partir dos 2 minutos de ensaio assiste-se a uma subida generalizada dos termopares
T9 e T10. Determinou-se que o instante de rotura do sistema de reforço da viga EBR se dá aos
2 minutos, como tal a subida de temperaturas do termopar T9 e T10 poderá ser justificada
com este facto. Uma vez que os termopares simétricos em relação à secção de meio vão da
viga (T13 e T14), não apresentam um aumento na sua taxa de aquecimento, pode-se concluir
que o laminado se descolou na extremidade esquerda da viga, deixando expostos os
0
100
200
300
400
500
600
0 2 4 6 8 10 12 14 16
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
Rotura do laminado
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
150
termopares desse lado (T9,T10 e T11). Verificou-se que os termopares mais interiores atingem
temperaturas ligeiramente mais elevadas.
Viga EBR-25-0-25
A diferença entre a viga EBR e a viga EBR-25-0-25, prende-se com a colocação de um
sistema de protecção ao fogo sobre as zonas de ancoragem. Procurou garantir-se que o calor
atravessasse a mesma quantidade de material de protecção na direcção vertical e na direcção
horizontal, daí as dimensões escolhidas para as placas de silicato de cálcio. Tendo a viga EBR-
25-0-25 um sistema de protecção ao incêndio colocado, era expectável que o tempo de
resistência ao incêndio aumentasse e que a taxa de aquecimento nas zonas de ancoragem
diminuísse.
Como se pode observar pela figura 5.4, as temperaturas dos termopares nas zonas de
ancoragem (T9 a T14) apresentam taxas de aquecimento bem inferiores às registadas no
ensaio da viga EBR. Para o caso, verifica-se que possuem todas um crescimento semelhante
entre si, e mais semelhante ainda com os seus pares simétricos (T9 e T14, T10 e T13, T11 e
T12). No entanto, há a destacar a temperatura superior que o par T11 e T12 apresenta em
relação aos outros. Isto poderá dever-se à questão do forno estar realmente mais quente em
zonas mais interiores, bem como sobre acção directa da chama dos queimadores, uma vez que
estes ao injectarem gás projectam a chama para zonas mais centrais do forno. Deste modo,
zonas mais periféricas, junto às paredes do forno, não recebem a acção directa da chama ou
do calor adicional pelo facto de estarem acima desta.
Figura Error! Use the Home tab to apply 0 to the text that you want to appear here.3. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR 25-0-25.
Quanto às temperaturas no interior da viga, verifica-se que os termopares T2 e T3,
ambos colocados na armadura longitudinal inferior, apresentam temperaturas similares.
Quanto ao T4 denota-se, mais uma vez, a sua estagnação na temperatura de 100 °C até se dar
a total evaporação da água livre do betão. Quanto ao T1, é importante referir que segue uma
Anexos
151
distribuição de temperaturas semelhante ao T8, com a particularidade de não apresentar
certas oscilações que este apresenta. Estas oscilações deverão ser criadas pela activação e
desactivação dos queimadores na tentativa do forno seguir a curva teórica de incêndio padrão.
Este acontecimento leva a que, em certos instantes, exista um rápido arrefecimento, uma vez
que nesta gama de temperaturas, um corte no fornecimento de calor leva a arrefecimentos
muito mais rápidos que numa gama de temperaturas mais baixa. No instante de rotura do
sistema de reforço (15 minutos de ensaio) não se identificou nenhuma variação brusca nas
temperaturas registadas pelos termopares.
Viga EBR-25-25-25
Na figura 5.5 mostra-se o andamento das curvas tempo-temperatura registado pelos
termopares da viga EBR-25-25-25. No presente ensaio, ensaiou-se uma viga totalmente
protegida por uma placa de silicato de cálcio, em que se introduziu um termopar (T15) na
interface laminado-protecção, na secção de meio vão.
Figura II.4. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-25-25-25.
Neste ensaio, é de destacar que nos primeiros 5 minutos de ensaio, todos os
termopares não apresentam variações significativas de temperatura. Numa altura em que o
forno já se encontrava a temperaturas da ordem dos 500 °C, a placa de silicato de cálcio
garante um bom isolamento, com um diferencial de temperaturas de 480 °C em apenas 2.5
centímetros. Após este período inicial, assiste-se a um aumento generalizado das
temperaturas, com as leituras do termopar T15 a serem as mais elevadas, e as com taxa de
aquecimento superior. Este facto era esperado dada a localização menos protegida deste
termopar.
O andamento da curva T8 acompanha razoavelmente bem a curva T15, com a devida
diferença de temperaturas, uma vez que o termopar T8 se apresenta melhor protegido que
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 5 10 15 20 25 30 35
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
152
T15, estando o primeiro embebido no adesivo debaixo do laminado e o segundo por cima do
laminado. Quanto às temperaturas registadas pelos restantes termopares embebidos no
adesivo (T9 a T14), há que destacar o andamento mais lento dos termopares colocados à
esquerda na viga (T9 a T11). De facto, neste ensaio, assiste-se que em cada momento, existe
um crescendo de temperaturas da esquerda para a direita, T9 mantendo-se sempre mais frio
em relação a T10 e T11, e T11 sempre mais quente em relação a T9 e T10.
Quanto às temperaturas registadas pelos termopares no interior da viga (T1 a T6), é de
referir que o que atingiu maiores temperaturas foi o T1, o que seria expectável. O que não
seria expectável é o facto de o T1 ter registado temperaturas sempre superiores às de
termopares colocados no exterior da viga, supostamente menos protegidos, tais como o T9, o
T10 e o T11.
No minuto 19 assistiu-se a uma variabilidade nas leituras de temperatura. De facto, a
partir deste instante (coincidente com a rotura do sistema de reforço da viga EBR 25-25-25), as
temperaturas registadas pelos termopares T12 a T14 apresentam aumentos na sua taxa de
aquecimento. Isto indica que aquando da rotura do sistema de reforço estes termopares
ficaram expostos, sugerindo que o laminado se descolou no lado direito da viga.
Viga EBR-50-25-50
Na figura 5.6 apresenta-se o diagrama de tempo-temperatura do ensaio à viga EBR-50-
25-50. Quanto às temperaturas no interior da viga, como esperado, todos os termopares
colocados mais próximos da face sujeita ao incêndio apresentam temperaturas superiores às
restantes. Deste modo, verifica-se um aumento de temperaturas da face superior da viga para
a inferior.
Quanto às temperaturas registadas no termopar T15, verifica-se que por volta dos 30
minutos de ensaio, antes da rotura do sistema de reforço da viga, que ocorreu aos 39 minutos,
assiste-se a um aumento do seu ritmo de aquecimento. Dada a localização deste termopar, é
expectável que este acontecimento se deva à quebra do sistema de protecção na zona central
da viga. Uma vez que a protecção de silicato de cálcio não é tão deformável como a viga
reforçada e está obrigada a acompanhar os mesmos deslocamentos (colada e fixada
mecanicamente), terá acabado por partir, expondo o termopar T15.
Quanto à relação entre as temperaturas em T8 e T1, nota-se que embora T1 esteja
mais protegido que T8 e, como tal, deva apresentar temperaturas inferiores, em certos
momentos do ensaio isto não se verificou. Este facto poderá estar relacionado com a
fendilhação da viga na zona do termopar T1, permitindo a entrada de calor para o mesmo. É
importante referir que no momento da rotura do sistema de reforço da viga, as temperaturas
dos termopares T8, T12, T13 e T14, sofreram um aumento da sua taxa de aquecimento.
Anexos
153
Figura II.5. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50
Verifica-se, mais uma vez, que as temperaturas registadas no lado esquerdo do forno
(T9 a T11) são inferiores às registadas no lado direito do forno (T12 a T14).
Viga EBR-75-25-75-L
Na figura 5.9 mostra-se o diagrama tempo-temperatura do ensaio da viga EBR-75-25-
75-L (L de protecção lateral). Como era esperado, através da aplicação da protecção lateral,
conseguiu-se aumentar significativamente o tempo até se atingir a rotura do sistema de
reforço (para 65 minutos). É de referir que não foi possível obter leituras no termopar T13.
Quanto às leituras no interior da viga, denotou-se um abrandamento na taxa de
aquecimento em relação às vigas sem protecção lateral. A título de exemplo, o termopar T2 no
ensaio com 50-25-50 de geometria do sistema de protecção atingia a temperatura de 80 °C
por volta dos 33 minutos de ensaio, enquanto para a presente geometria do sistema de
protecção essa temperatura só foi atingida após cerca de 60 minutos de ensaio.
De facto, quer no interior quer no exterior da viga, as temperaturas registadas pelos
termopares tendem a sofrer um abrandamento com a colocação da protecção lateral.
Também para os termopares T9 a T14 se registaram fenómenos semelhantes ao descrito. Após
a rotura do sistema de reforço da viga (65 minutos), assiste-se a um aumento generalizado das
temperaturas no exterior da viga, sendo estas mais expressivas no lado direito do forno (T14).
0
50
100
150
200
250
0 10 20 30 40 50 60
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
154
Figura II.6. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-25-75-L.
Na figura 5.9 é visível que por volta do minuto 50 ocorreu um aumento da taxa de
aquecimento dos termopares T11 e T12. Sendo estes os termopares colocados na interface
betão-laminado na zona mais próxima do centro da viga, tendo em conta que estão na zona de
ancoragem, este acontecimento poderá ser justificado pela falha da protecção na zona das
ancoragens, quer por descolamento de alguma placa colocada na face inferior da viga quer por
descolamento da protecção lateral.
Viga EBR-75-50-75-L
Na figura 5.11 apresenta-se os resultados das leituras dos termopares para a viga EBR-
75-50-75-L (L de protecção lateral). Neste ensaio não se conseguiu obter leituras nos
termopares T3 e T5.
De facto, como se pode verificar através da figura 5.11, a introdução da protecção
lateral na viga fez uma grande diferença, em relação à geometria do sistema de protecção
anterior, nos resultados obtidos. Além de o tempo de rotura do sistema de reforço ter
aumentado para 70 minutos, registou-se a um aumento geral das temperaturas a uma taxa
mais reduzida, quer no interior da viga quer no exterior, em relação ao ensaio com o sistema
de protecção 75-25-75-L.
Quanto às temperaturas registadas pelos termopares no interior da viga (T1 a T6)
verifica-se que, embora a taxa de aquecimento seja inferior e, como resultado, o tempo de
resistência ao incêndio tenha aumentado, as temperaturas no momento da rotura do sistema
de reforço mantiveram-se semelhantes, bem como o aumento de temperatura, após rotura do
sistema de reforço, dos termopares T8, T13, T14 e T15. O termopar T12 apresentou um
comportamento irregular após a rotura do sistema de reforço, não aumentando de
temperatura ao mesmo ritmo que os T13 e T14, como seria de esperar.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
Anexos
155
Figura II.7. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-50-75-L.
Viga EBR-50-25-50-Tg-L
A realização deste ensaio foi motivada pelo interesse em estudar o desempenho de
um adesivo com uma temperatura de transição vítrea consideravelmente superior ao normal
(85 °C vs. 54 °C). Para o caso, realizou-se um ensaio igual ao EBR-50-25-50, sendo as únicas
diferenças a aplicação da nova resina, daí o Tg na designação do ensaio, e a aplicação da
protecção lateral que, há data do ensaio, já se demonstrava necessária. Na figura 5.12
apresenta-se os resultados das leituras dos termopares para o ensaio EBR-50-25-50-Tg-L. É de
referir que tanto o termopar T2 como o termopar T5, apresentaram erros de leitura, como tal,
não estão representados no gráfico.
As temperaturas no interior da viga evoluíram como seria esperado. De facto, mesmo
com a ausência de leituras dos termopares T2 e T5, é possível traçar um perfil de temperatura
crescente quanto mais próximo se está da face exposta ao incêndio. A destacar-se ainda o
termopar T4, que estabiliza a sua temperatura em 100 °C, estando este facto relacionado com
a evaporação da água livre do betão anteriormente explicado.
A evolução das temperaturas no termopar T1, T8 e T15 está, também ela, coincidente
com o que era esperado. Assiste-se a um crescimento da temperatura no termopar T15,
semelhante à evolução da temperatura no interior do forno, fazendo-o, no entanto, a um
ritmo mais reduzido. Visto que os termopares T8 e T1 se encontram colocados exactamente na
mesma secção e linha que o T15, estando separados apenas por camadas de material, é
expectável que estes apresentem comportamentos semelhantes, o que acontece. Verifica-se
que apresentam um crescimento igual entre si, diminuindo o ritmo de aquecimento à medida
que se encontram mais protegidos por camadas de material. De facto, é possível notar as
mesmas oscilações no crescimento, sendo que o T15 é o que apresenta maiores oscilações por
ser o colocado mais próximo do incêndio.
0
20
40
60
80
100
120
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T4
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
156
Figura II.8. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg-L.
Quanto aos termopares colocados no exterior da viga, no sentido longitudinal desta
(T9 a T14), denota-se que os simétricos entre si em relação ao eixo central da viga apresentam
temperaturas bastante similares. Os termopares T10 e T13 e os T11 com T12, apresentam o
mesmo andamento, chegando as suas curvas a sobreporem-se. Já o T9 e o T14, embora
apresentem curvas semelhantes chegam a ter diferenças de temperatura na ordem dos 35 °C,
sendo tal justificado pelo facto do forno aquecer mais do seu lado direito. No momento da
rotura do sistema de reforço (65 mins), é de destacar o habitual aumento das temperaturas
dos termopares T12, T13 e T14.
Viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L
Na realização deste ensaio pretendeu-se estudar a influência da aplicação de ambas as
resinas epóxidas no mesmo sistema de reforço. Para tal, colou-se a zona de ancoragem do
laminado (20 cm) com o adesivo Araldite 2014 e a zona central da viga com o adesivo S&P,
mantendo-se a protecção lateral da viga. Na figura 5.13 apresenta-se os resultados das leituras
obtidas pelos termopares da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L, sendo que a do termopar T5 não
está presente uma vez que não forneceu quaisquer leituras.
No interior da viga, a evolução das temperaturas é a esperada. Tem-se, para cada
instante do ensaio, que T1 é superior a T2, T3, T4 e T6. A similitude entre as temperaturas T2 e
T3 é coerente com o esperado e com as condições de ensaio, uma vez que se encontram
colocados à mesma altura na viga, nos varões longitudinais inferiores.
0
50
100
150
200
250
300
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T3
T4
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
Anexos
157
Figura II.9. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L.
As temperaturas registadas pelos termopares colocados no lado esquerdo no exterior
da viga apresentam um comportamento inesperado. De facto, seria de esperar que as
temperaturas fossem crescentes de T9 para T11, o que não se verifica. O termopar T10
apresenta sempre temperaturas inferiores a T9 e T11, embora mantenha a mesma taxa de
aquecimento do ensaio anterior. Este facto pode estar justificado, não por uma falha da
protecção na zona do termopar T10, mas por uma falha na protecção na zona do termopar T9,
fazendo com que este aumente de temperatura a um ritmo superior ao do ensaio anterior. É
de destacar o aumento de temperaturas dos termopares T8, T12, T13 e T14 a partir do
momento da rotura do sistema de reforço (44 mins).
Viga NSM-E
Na figura 5.14 apresenta-se os resultados das leituras obtidas pelos termopares
instalados na viga NSM-E. Os termopares T1 e T6 apresentaram leituras erradas, tendo-se
optado por os retirar do gráfico. Quanto ao termopar T11, só se apresentam as leituras até ao
minuto 14 de ensaio, por ter apresentado leituras erradas a partir desse instante.
Em condições ideais, os termopares T8 a T15 apresentariam temperaturas iguais nas
situações em que estão igualmente protegidos, como é o caso. No entanto, tal não se
verificou, uma vez que, tal como observado em ensaios anteriores, a temperatura no forno
não é igual em todos os locais, embora seja muito próxima. Da figura 4.42 verifica-se uma
subida generalizada das temperaturas sem oscilações de relevo. Sendo esta uma viga sem
protecção contra incêndio aplicado, seria de esperar este facto.
0
50
100
150
200
250
0 10 20 30 40 50 60
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg-Araldite 2014
Tg-S&P
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
158
Figura II.10. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E.
As temperaturas no interior da viga evoluem conforme esperado. De facto,
verifica-se que quanto mais afastadas da face exposta ao incêndio, menor é a taxa de
aquecimento do termopar. No ‘exterior’ da viga (leia-se T8 a T15), obtêm-se as 4 leituras mais
elevadas e verifica-se que estas são muito próximas (T8, T9, T12 e T13). Este facto é justificado
pelo forno estar mais quente na sua zona central. Desde cedo que, termopares com
temperaturas teoricamente semelhantes (T11 e T14) se distanciam. Uma vez determinado que
o forno aquece mais do seu lado direito, seria de esperar que T14 apresentasse temperaturas
superiores a T11, o que não aconteceu.
É de referir que a rotura do sistema de reforço desta viga se deu ao minuto 17, não se
registando alterações relevantes nas leituras dos termopares.
Viga NSM-C
Pela observação dos resultados do ensaio da viga NSM-C (figura 5.15), não se
identificam grandes diferenças quanto ao ensaio da viga NSM-E (figura 5.14). A realização do
mesmo ensaio, com a alteração do adesivo de colagem de epóxido para cimentício, não
introduziu diferenças nas leituras dos termopares, nem no tempo de resistência até à rotura
do sistema de reforço, tendo-se obtido em ambos os ensaios um tempo de 17 minutos.
Neste ensaio, destaca-a proximidade das curvas tempo-temperatura dos termopares
T1, T8, T9 e T11 a T14, todos eles colocados à mesma distância da face exposta ao incêndio,
com excepção do T1 que se encontrava à face do betão e, como tal, apresenta temperaturas
superiores. Quanto aos termopares T10 e T15, embora devessem apresentar temperaturas
semelhantes às referidas, mediram temperaturas razoavelmente inferiores, embora mantendo
a semelhança entre os dois, o que seria expectável.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
0 5 10 15 20 25 30
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T2
T3
T4
T5
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
Anexos
159
Figura II.11. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C.
Quanto ao interior da viga, não se denota nenhum comportamento fora do normal,
com todos os termopares a apresentarem evolução de temperaturas similares às do ensaio da
viga NSM-E e com a ordem de temperaturas esperada.
NSM-E-25-0-25
Observando os resultados obtidos no ensaio da viga NSM-E-25-0-25 (figura 5.16),
verifica-se que no interior desta as temperaturas evoluem de acordo com o previsto. De facto,
de T1 a T6 é possível verificar que as temperaturas evoluem na mesma ordem, embora com
taxas de aumento de temperatura diferentes, dada as diferentes distâncias destes à face
exposta ao incêndio.
Figura II.12. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-0-25.
0
100
200
300
400
500
600
0 5 10 15 20 25 30
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
160
Quanto às leituras dos termopares colocados nas zonas protegidas da viga (T10 a T15),
verifica-se uma grande semelhança, quer de temperaturas, quer das suas respectivas taxas de
aquecimento.
Os termopares T8 e T9 apresentaram um comportamento semelhante até cerca de 20
minutos de ensaio, sendo que a partir desse instante o termopar T8 aumentou grandemente a
sua taxa de aquecimento, sugerindo que a resina que o envolvia e o protegia se desintegrou
deixando-o exposto à acção mais directa do calor. Aquando do instante da rotura do sistema
de reforço (33 minutos) não se observou nenhuma alteração relevante nas leituras dos
termopares.
NSM-C-25-0-25
Tendo em conta os resultados obtidos nos ensaios das vigas NSM-E e NSM-C, seria
expectável que os obtidos nas vigas NSM-E-25-0-25 e NSM-C-25-0-25 fossem, também eles,
semelhantes. No entanto, não foi exactamente isso que sucedeu, sendo exemplo disso o
tempo de resistência ao fogo (22 minutos). É de referir que neste ensaio não foi possível obter
leituras do termopar T1.
Por observação da figura 5.17 verifica-se que as leituras obtidas pelos termopares no
interior desta viga foram semelhantes às obtidas no último ensaio (viga NSM-E-25-0-25). No
entanto, há a destacar o facto dos termopares T8 e T9 manterem praticamente as mesmas
temperaturas até ao fim do ensaio, não se verificando o problema de um destes ficar exposto
como se verificou no ensaio anterior. No interior da viga, as leituras foram normais,
apresentando a ordem correcta de temperaturas entre eles.
Figura II.13. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-25-0-25.
0
100
200
300
400
500
600
700
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
Anexos
161
Quanto às leituras exteriores, observa-se, novamente, que os termopares colocados
mais próximos da zona central apresentam temperaturas superiores aos colocados mais na
extremidade.
NSM-E-25-25-25
Na figura 5.18 apresenta-se os resultados das leituras obtidos pelos termopares no
ensaio da viga NSM-E-25-25-25. O termopar T9 apresentou leituras erróneas e como tal, não
foi considerado no gráfico.
Figura II.14. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-25-25.
Para os restantes ensaios, optou-se por eliminar o termopar T3 e trocá-lo pelo T16’.
Deste modo, obteve-se uma segunda leitura de temperatura numa zona mais crítica, por
comparação com aquela onde o T3 estava colocado.
A primeira questão a destacar prende-se com o comportamento dos termopares T8 e
T13, cujas taxas de aquecimento aumentam consideravelmente perto da rotura do sistema de
reforço da viga (90 minutos), continuando a aumentar após esta ocorrer. Quanto à relação
entre as temperaturas lidas por T16 e T16’, embora semelhantes, apresentam uma diferença
de temperaturas que, por vezes, chega a ultrapassar 100 °C. Isto deverá ser justificado por
uma eventual falha na aplicação do mástique para colagem da protecção e/ou por
desprendimento do próprio termopar devido à flecha da viga quando carregada.
Quanto às leituras no interior da viga (T1 a T6), estas apresentam-se normais,
respeitando a ordem de temperaturas esperada.
É de destacar a diferença de temperaturas nos termopares T10, T11 e T12, que
supostamente teriam a mesma temperatura, uma vez que se encontram em condições
semelhantes, chegando o termopar T12 a apresentar mais 100 °C que o T10, correspondente a
0
100
200
300
400
500
600
700
0 20 40 60 80 100 120
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T4
T5
T6
T ar
T8
T10
T11
T12
T13
T14
T15
T16
T16'
Rotura do laminado
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
162
mais um terço. O mesmo ocorre na extremidade direita da viga, até ao momento próximo da
rotura do sistema de reforço, mas a uma magnitude inferior.
NSM-C-25-25-25
Na figura 5.19 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares no ensaio da
viga NSM-C-25-25-25. No presente ensaio, substituiu-se o termopar T3 pelo T16’, de modo a
obter uma leitura de temperaturas numa zona cuja sua proximidade com o incêndio a torna
mais relevante.
Em condições ideais, seria de esperar que a temperatura registada por T1 fosse
superior a T8 e T9, o que não aconteceu. Desde o início do ensaio, verifica-se que o termopar
T9 registou valores de temperaturas superiores a T1 e T8, embora as diferenças não sejam
superiores a 30 °C.
Figura II.15. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-25-25.
Quanto às temperaturas no interior da viga (T1 a T6), assiste-se a um crescimento
normal, semelhante ao do ensaio anterior (igual mas com adesivo epóxido). No entanto,
verifica-se que, para o presente ensaio, as taxas de aquecimento são ligeiramente superiores.
A título de exemplo, para o presente ensaio, T1 atinge a temperatura de 100 °C por volta dos
40 minutos de ensaio, enquanto no ensaio anterior atinge a mesma temperatura aos 45
minutos. À medida que o ensaio decorre, esta diferença vai aumentando, para todos os
termopares no interior da viga.
No exterior da viga, as temperaturas dos termopares T16 e T16’ registam os valores
mais elevados, por estarem colocados no centro do forno. Quanto aos restantes, colocados no
‘exterior’ da viga (T10 a T15), denota-se a grande diferença de temperaturas entre T10 e T12,
chegando a atingir valores na ordem de 150 °C. Os termopares colocados no lado direito do
0
100
200
300
400
500
600
0 20 40 60 80 100
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
T16
T16'
Rotura do laminado
Tg
Anexos
163
forno apresentam temperaturas mais uniformizadas, sendo T13 e T14 bastante semelhantes
desde o início do ensaio com T15 a apresentar temperaturas ligeiramente inferiores.
NSM-E-50-25-50
Na figura 5.20 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares do ensaio da
viga NSM-E-50-25-50. Na montagem do presente ensaio verificou-se o arrancamento do
termopar T15, tendo-se optado por ler a temperatura do termopar T3.
Da análise do gráfico da figura 5.20, verifica-se que os termopares no interior da viga
atingem temperaturas até agora não atingidas neste tipo de vigas, sendo que a duração do
ensaio e rotura do sistema de reforço também foi a mais elevada. No entanto, todos eles
mantêm a ordem esperada de temperaturas, crescente de T1 a T6. É de destacar a igualdade
de temperaturas entre T2 e T3, ambos posicionados à mesma distância do incêndio e em
condições iguais de protecção.
Figura II.16. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-50-25-50.
Quanto aos termopares colocados no adesivo de colagem dos laminados, volta-se a
notar a diferença de temperaturas nos termopares colocados do lado esquerdo para os
colocados do lado direito do forno. De facto, embora tenham temperaturas mais próximas
(por comparação com o ensaio NSM-E-25-25-25), devido ao aumento da espessura de
protecção na zona de ancoragem, os termopares colocados do lado direito do forno registam
temperaturas superiores. É de destacar também que os termopares colocados mais próximos
do centro do forno atingem temperaturas superiores. Os termopares T12 e T13 apresentam
grande semelhança de temperaturas, sendo que o T13 apresenta, na quase totalidade do
ensaio, valores superiores a T12. Quanto ao termopar T14, não registou leituras válidas a partir
dos 70 minutos de ensaio. É de referir que praticamente no mesmo intervalo de tempo,
verificam-se erros de leitura do termopar T16.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 20 40 60 80 100 120 140
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T16
T16'
Rotura do laminado
Tg
Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)
164
Aquando do momento da rotura do sistema de reforço da viga (114 minutos), não se
registaram alterações significativas nas leituras dos termopares. No entanto, verifica-se um
pequeno aumento na taxa de aquecimento do termopar T16’.
NSM-C-50-25-50
Na figura 5.21 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares no ensaio da
viga NSM-C-50-25-50. No presente ensaio, aquando da montagem do ensaio reparou-se que o
termopar T16 tinha sido arrancado e o termopar T16’ não registava leituras válidas. Como tal,
decidiu-se voltar a ligar o termopar T3.
Figura II.17. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-50-25-50.
Quanto às temperaturas registadas no interior da viga, verifica-se um perfil de
temperaturas crescente no sentido da face inferior, exposta ao fogo, para a face superior. É de
registar que ao fim de 100 minutos de ensaio (embora a rotura do sistema de reforço tenha
acontecido aos 90 minutos), o termopar T6, colocado à superfície do betão da face superior da
viga, atingia os 100 °C.
Nos termopares colocados no adesivo de colagem da viga, registou-se uma ordenação
de temperaturas de acordo com o esperado e com a experiência obtida do comportamento do
forno. De facto, regista-se que o lado esquerdo do forno apresenta temperaturas inferiores ao
lado direito e que o T15, que deveria ser semelhante ao T10, aproxima-se mais da temperatura
do T11. Quanto ao T12 e ao T13, colocados simetricamente em relação ao centro da viga,
registaram-se valores muito semelhantes, sendo que as suas curvas se sobrepõem na
totalidade do ensaio.
Como seria de esperar, dada a diferença de protecção na zona fora das ancoragens da
viga, os termopares T8 e T9 são os que registam maiores temperaturas ao longo do ensaio. A
partir do minuto 105, já após a rotura do sistema de reforço, o termopar T9 sofre um grande
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 20 40 60 80 100 120
Tem
pe
ratu
ra (
˚C)
Tempo (min)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T ar
T8
T9
T10
T11
T12
T13
T14
T15
Rotura do laminado
Tg
Anexos
165
aumento na sua taxa de aquecimento, sugerindo que este ficou exposto devido a quebra no
sistema de protecção e/ou desintegração da resina nesse local.