construção magazine 49
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© Engenho e Média, Lda.TRANSCRIPT
DOSSIERFRP e Resistência ao Fogo
CONVERSASThomas Keller
49
N ° 4 9 . m a i o / j u n h o 2 0 1 2 . 6 . 5 0
1 ficha técnica
diretorEduardo Júlio
diretora executivaCarla Santos Silva
conselho científicoAbel Henriques (UP), Albano Neves e Sousa (UTL),
Álvaro Cunha (UP), Álvaro Seco (UC), Aníbal Costa (UA), António Pais Antunes (UC),
António Pinheiro (UTL), Carlos Borrego (UA), Conceição Cunha (UC), Daniel Dias da Costa (UC),
Diogo Mateus (UC), Elsa Caetano (UP), Emanuel Maranha das Neves (UTL)
Fernando Branco (UTL), Fernando Garrido Branco (UC),Fernando Sanchez Salvador (UTL),
Francisco Taveira Pinto (UP), Helder Araújo (UC), Helena Cruz (LNEC), Helena Gervásio (UC),
Helena Sousa (IPL), Hipólito de Sousa (UP), Humberto Varum (UA), João Mendes Ribeiro (UC),
João Pedroso de Lima (UC), Joaquim Figueiras (UP), Jorge Alfaiate (UTL), Jorge Almeida e Sousa (UC),
Jorge Coelho (UC), Jorge de Brito (UTL), Jorge Lourenço (IPC), José Aguiar (UTL),
José Amorim Faria (UP), José António Bandeirinha (UC), Júlio Appleton (UTL), Luciano Lima (UERJ),
Luis Calado (UTL), Luís Canhoto Neves (UNL), Luís Godinho (UC), Luís Guerreiro (UTL) ,
Luís Juvandes (UP), Luís Lemos (UC), Luís Oliveira Santos (LNEC), Luís Picado Santos (UTL),
Luís Simões da Silva (UC), Paulo Coelho (UC), Paulo Cruz (UM), Paulo Lourenço (UM),
Paulo Maranha Tiago (IPC), Paulo Providência (UC), Pedro Vellasco (UER, Brasil), Paulo Vila Real (UA),
Raimundo Mendes da Silva (UC), Rosário Veiga (LNEC), Rui Faria (UP), Said Jalali (UM),
Valter Lúcio (UNL), Vasco Freitas (UP),Vítor Abrantes (UP), Walter Rossa (UC)
redaçãoJoana Correia
marketing e publicidadeVera Oliveira
[email protected] Sanches Silva
editor António Malheiro
grafismo avawise
assinaturasTel. 22 589 96 25
redação e ediçãoEngenho e Média, Lda.
Grupo Publindústria
propriedadePublindústria, Lda.
Praça da Corujeira, 38 - 4300-144 PORTOTel. 22 589 96 20, Fax 22 589 96 29
[email protected] | www.publindustria.pt
publicação periódicaRegisto n.o 123.765
tiragem6.500 exemplares
issn1645 – 1767
depósito legal164 778/01
capa Imagem © Composite Construction Laboratory CCLAB
– http://cclab.epfl.ch
Os artigos publicados são da exclusiva responsabilidade dos autores.
2editorial
4_50dossier | “frp e resistência ao fogo“
4_9conversasThomas Keller
10_16Avaliação de desempenho de soluções de proteção face a ação térmica para sistemas de reforços com FRP – inês grilo, fernando g. branco e eduardo júlio
17_21Reforço de elementos de betão armado com recurso a laminados de CFRP multidirecionais – josé sena cruz, joaquim barros, mário coelho, pedro fernandes e patrícia silva
22_29Desenvolvimento de sistemas de protecção ao fogo para elementos de betão armado reforçados com laminados de CFRP – joão p. firmo, cristina lópez e carlos tiago
30_35Comportamento à tração e ao corte de perfis estruturais de compósito de fibra de vidro sob a ação da temperatura – marco m. gomes, fernando a. branco, josé m. pires e joão sousa
36_39Aplicação de materiais compósitos de matriz polimérica na reabilitação de estruturas – susana fonseca
40_45Reabilitação sísmica de pilares de betão armado com CFRP – pedro delgado, patrício rocha, antónio arêde, nelson vila pouca, aníbal costa e raimundo delgado
46_50Reforçar vigas de betão armado com laminados de CFRP pré-esforçados – paulo frança
51i&d empresarial
52_53sísmicaO coeficiente de comportamento no dimensionamento sísmico de estruturas
54_55estruturas de madeiraInspeção e monitorização de estruturas de madeira
56_57estruturas metálicasConfiguração alternativa para ligações a perfis tubulares
58_59acústicaTransmissão de baixo para cima e lateral de ruídos de percussão – Proposta de metodologia simplificada de previsão
60_62notícias
63publi-reportagemReparação e proteção de estruturas contra o incêndio – Tecnologia Nafufill
64_65mercado
66estante
57projeto pessoalElsa de Sá Caetano
52eventos
Próxima edição > Dossier Reabilitação Sísmica
O último número de 2008 da Construção Magazine foi dedicado aos FRP, polímeros reforçados com fibras.
Tendo em conta a importância que estes materiais adquiriram no sector da Construção, sobretudo no que
reporta à reabilitação do espaço construído, considerámos que se justifica reincidir no tema. Contudo,
decidimos dar uma ênfase especial à questão mais problemática da aplicação de FRP em sistemas de re-
forço de estruturas: a sua baixa resistência ao fogo. Esta deve-se essencialmente ao mau comportamento
a temperaturas relativamente pouco elevadas das resinas de epóxido, habitualmente usadas para colar
mantas ou laminados de FRP a elementos existentes. Para co-editor deste número, convidámos um jovem
investigador com trabalho relevante nesta área, o Prof. João Ramôa Correia do Instituto Superior Técnico.
O dossier temático, para além de vários artigos de especialistas nacionais, conta ainda com a entrevista
ao Prof. Keller da EPFL, uma referência internacional no que respeita a aplicações inovadoras de FRP.
Eduardo Júlio, Director
2_
editorial
Este número da Construção Magazine é dedicado ao tema da utilização estrutural de materiais
poliméricos reforçados com f ibras, também conhecidos por FRPs ou simplesmente por
“compósitos”. Estes materiais, que foram inicialmente desenvolvidos na década de 1940 pelas
indústrias aeroespacial e naval, resultam da combinação de fibras de reforço e de uma matriz
polimérica, apresentando como principais vantagens a resistência elevada, a leveza e a durabilidade
em ambientes agressivos.
A partir de meados da década de 1980, o setor da construção tem manifestado um interesse
crescente por estes “novos” materiais, sobretudo devido ao aumento dos custos de manutenção
e reabilitação de estruturas constituídas por materiais tradicionais. Nesse contexto, através da
combinação de diferentes tipos de fibras e resinas, a indústria dos compósitos tem desenvolvido
uma vasta gama de produtos que inclui laminados, mantas, varões, cabos, perfis e painéis,
alveolares e sanduíche.
O presente número inclui uma entrevista com o Professor Thomas Keller da École Polytechnique
Fédérale de Lausanne (EPFL), um dos centros de referência a nível mundial no domínio dos FRPs. O
Professor Thomas Keller tem realizado investigação muito relevante no que diz respeito à utilização
estrutural de materiais FRPs e esteve envolvido em diversos projetos marcantes de edifícios e
pontes com aplicação de FRPs. Pretende-se com esta entrevista dar a conhecer o percurso do
Professor Thomas Keller e a sua visão sobre o passado, o presente e o futuro dos materiais FRPs.
O número inclui ainda um conjunto de artigos de cariz técnico-científico escritos por autores
portugueses que se têm dedicado ao estudo dos materiais FRPs. Uma parte dos artigos incide
sobre a utilização de mantas e laminados de fibras de carbono no reforço de elementos estruturais,
mostrando as potencialidades dos materiais FRPs para a reabilitação de construções existentes.
Os restantes trabalhos analisam um aspeto particular destes materiais, o comportamento a
temperaturas elevadas (em particular em situação de incêndio), que constitui uma preocupação
legítima dada a sua natureza orgânica.
joão ramôa correiaco-editor da cM49
*O Professor Eduardo Júlio escreve de acordo com a antiga ortografia.
2_cm
4_9conversas
Construção Magazine (CM) – Desde 1999 que é
Diretor do Composite Construction Laboratory
(CCLab) da École Polytechnique Fédérale de Lau-
sanne (EPFL), uma referência mundial na área
dos polímeros reforçados com fibras (FRPs) para
aplicações em engenharia civil. Qual foi a origem do
CCLab? Desde a criação do CCLab, quais foram os
seus principais interesses de investigação e quais
foram as suas principais realizações?
Thomas Keller (TK) – A origem do CCLab remonta
às experiências feitas com o projeto e a constru-
ção da Ponte Pontresina em 1997 e do Edifício
Eyecatcher em Basileia em 1998, ambos em FRP.
Como engenheiro de estruturas “tradicional”,
tive a oportunidade de projetar e construir - jun-
tamente com alunos - a primeira ponte em FRP
na Suíça e, posteriormente, esse edifício em FRP
que continua a ser o mais alto em todo o mundo.
Ambos são compostos por perfis de FRP, imitando
a construção em aço. Nessa altura, pude reconhe-
cer o grande potencial de inovação na construção
Entrevista conduzida e revista por
João Ramôa Correia
Redação e tradução por Joana CorreiaFotografias © CCLAB/EPFL - http://cclab.epfl.ch
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esso
r th
omas
kel
ler
Certamente um dos maiores especialistas mundiais em materiais FRP, Thomas Keller defende, acima de tudo, uma forte aposta na inovação. Em entrevista à Construção Magazine, o professor e investigador fala do Composite Construction Laboratory da EPFL, dos seus projetos de investigação e do futuro das aplicações de compósitos de FRP na engenharia civil.
Certainly one of the leading experts in FRP materials, Thomas Keller sustains, above all, a strong focus on innovation. In an interview to Construction Magazi-ne the professor and researcher talks about the Composite Construction La-boratory at EPFL, his research projects and future applications of FRP compo-sites in civil engineering.
Construção Magazine (CM) – Since 1999, you
have been the Head of Laboratory of the Com-
posite Construction Laboratory (CCLab) of the
École Polytechnique Fédérale de Lausanne
(EPFL), a world reference in the field of fibre
reinforced polymer (FRP) composites for civil
engineering applications. What was the origin
of the CCLab? Since the creation of the CCLab,
what have been your main research interests
and achievements?
Thomas Keller (TK) – The origin of CCLab goes
back to the experiences made with the design
and construction of the FRP Pontresina Bridge
cm_5
civil oferecido por esses novos materiais, mas
também percebi os problemas que surgem se
os mesmos não forem utilizados de uma forma
adaptada às suas características. Ao mesmo
tempo, consegui um cargo académico a tempo
parcial, primeiro na ETH Zurich e, em seguida,
na EPFL Lausanne, onde pude começar a mi-
nha atividade deinvestigação. Então, fundei o
CCLab na EPFL em 2000.
Os meus interesses de investigação são
baseados nestas experiências e têm perma-
necido os mesmos ao longo dos últimos anos:
o desenvolvimento de formas estruturais
adaptadas ao material, a segurança estrutural
(os materiais FRP são frágeis e sensíveis a
temperatura elevada), a multifuncionalidade
(os materiais FRP são isolantes térmicos e po-
dem ser transparentes e condutores de luz se
forem usadas fibras de vidro) e as tecnologias
de ligação (especialmente a colagem, que é
também um método de ligação adaptado para
os componentes FRP).
As principais realizações são, em primeiro
lugar, a formação do CCLab e o seu desenvol-
vimento, tendo-se tornando um laboratório
de investigação reconhecido no domínio da
construção compósita; a criação da CCNet
(a rede de parceiros industriais do CCLab); a
construção de projetos de aplicação marcan-
tes (Ponte Pontresina, Edifício Eyecatcher,
reforço da Ponte Verdasio com cabos de
pré-esforço exterior em carbono, cobertura
sanduíche multifuncional com dupla curvatura
in 1997 and the FRP Eyecatcher Building in
Basel in 1998. As a ‘’traditional’’ structural
engineer, I had the oppor tunity to design
and build - together with students - the first
FRP bridge in Switzerland and subsequently
this FRP building that still remains the tallest
worldwide. Both are composed of FRP profiles,
thus mimicking steel construction. I was able
to recognize the great potential for innovation
in construction offered by these new materials
- but also realized the problems, which arise if
the materials are not used in a material-tailored
way. At the same time, I obtained a part-time
academic position, first at ETH Zurich and then
at EPF Lausanne, where I was able to start my
research activities. I then founded the CCLab
at EPFL in 2000.
My research interests are based on these
experiences and have remained the same du-
ring recent years: material-tailored structural
forms, system safety (FRP materials are brittle
and sensitive to elevated temperature), mul-
tifunctionality (FRP materials are thermally
insulating and can be transparent and conduct
light if glass fibers are used) and connection
technologies (particularly adhesive bonding,
which is also a material-tailored connection
method for FRP components).
The main achievements are first of all the
formation of CCLab and its development into
a recognized research laboratory in the com-
posite construction field; the creation of CCNet
(the CCLab network of industry partners); the
construction of significant demonstration
projects (Pontresina Bridge, Eyecatcher
Building, strengthening of the Verdasio Bridge
with external carbon cables, double-curved
and multifunctional FRP sandwich roof of
Novartis Campus Main Entrance Building);
achievements in technology transfer (adhe-
sive bonding of FRP bridge decks to steel or
concrete main girders); the publication of more
than 90 original journal papers (60 during the
last five years).
CM – Presently which research needs would
you identify as the most critical for the deve-
lopment of FRP composites in civil engineering
applications?
TK – Significant research needs concern the
development of material-tailored structural
forms and connections. This task is directly
linked with the development of economic
manufacturing processes, which allows com-
plex forms - such as double curved sandwich
structures - to be produced and is in line with
the modification of the structurally ideal form
to a constructible form. Furthermore, on the
material level and from the sustainability point
of view, it would be advantageous to switch
from thermosets to thermoplastics.
CM – Several years ago, you identified four
different types of applications of FRP compo-
sites in civil engineering applications: exter-
nal strengthening, concrete reinforcement,
hybrid structures (combination of FRPs and
traditional materials), and fully composite
NovaRtiS CaMPuS ENtRaNCE BuildiNg (2006) gFRP EyECatChER BuildiNg BaSEl, SwitzERlaNd (1998)
06_cm
conversas
“as necessidades de investigação mais significativas dizem respeito ao
desenvolvimento de formas estruturais e ligações adaptadas ao material.“
num edifício do campus Novartis); realizações no domínio
da transferência de tecnologia (colagem estrutural entre
tabuleiros de pontes em FRP e longarinas metálicas ou em
betão armado); a publicação de mais de 90 artigos cientí-
ficos (60 dos quais nos últimos cinco anos).
CM – Atualmente, que necessidades de investigação
identifica como sendo as mais críticas para o desen-
volvimento dos compósitos de FRP para aplicações da
engenharia civil?
TK – As necessidades de investigação mais importantes
dizem respeito ao desenvolvimento de formas estrutu-
rais e ligações adaptadas ao material. Esta tarefa está
diretamente relacionada com o desenvolvimento de
processos de fabrico económicos, que permitam a
produção de formas complexas (tais como estruturas
sanduíche com dupla curvatura), transformando for-
mas estruturais “ideais” em formas “construíveis”.
Para além disso, ao nível do material, e do ponto de
vista da sustentabilidade, seria vantajoso substituir
as resinas termoendurecíveis pelas termoplásticas.
CM – Há vários anos, identificou quatro tipos di-
ferentes de aplicações de compósitos de FRP em
aplicações de engenharia civil: o reforço exterior,
o reforço interior de betão, as estruturas híbridas
(combinação de FRPs e materiais tradicionais), e
estruturas totalmente compósitas. Com exceção
do reforço exterior (uma solução já bem estabe-
lecida), que futuro antecipa para os outros três
tipos de aplicações? Quais são os seus fatores
críticos de sucesso e que obstáculo é que eles
devem superar?
TK – Pessoalmente, não sou muito otimista
em relação ao reforço (interior) de betão com
varões FRP - receio que esta continuará a ser
uma “aplicação de nicho”. Hoje em dia, se as
bem conhecidas regras de pormenorização de
betão armado forem respeitadas, as estruturas
podem ser construídas para serem duráveis,
mesmo se forem utilizados varões de aço,
que são muito mais baratos do que os FRP. No
caso de estruturas totalmente compósitas
acontece o mesmo. Tomando como exemplo
as pontes, os tabuleiros em FRP ainda pa-
recem uma aplicação promissora, apesar
do desenvolvimento ter sido lento e de a
fase de substituição de materiais (imitando
placas ortotrópicas em aço) ainda ter de ser
ultrapassada. No entanto, em longarinas de
pontes penso que os perfis em FRP nunca
serão capazes de competir com vigas de aço
6_cm
conversas
“significant research needs concern the development of material-tailored structural
forms and connections.“
cm_7
ou de betão, que apresentam um custo muito
inferior. Como conclusão, antecipo que será
apenas nas estruturas híbridas, onde cada
material é otimizado, que existe potencial para
uma aplicação generalizada de materiais FRP.
Esta análise baseia-se apenas no custo rela-
tivamente elevado do material FRP. Se o custo
diminuísse, a situação mudaria. No entanto,
desde o início da minha carreira na área dos
compósitos, que me disseram que o custo
vai diminuir - e isso ainda não aconteceu nos
últimos 15 anos.
Uma abordagem para compensar o custo do
material relativamente elevado é a conceção
de componentes estruturais multifuncionais,
que possam cumprir não só a função estrutu-
ral, mas também as relativas à física da cons-
trução, ao fornecimento de energia e à arquite-
tónica. Numa das nossas áreas de investigação
estamos a desenvolver estruturas sanduíche
à escala real com formas complexas (função
arquitetónica), que têm funções de suporte de
carga (função estrutural), de isolamento térmi-
co (física da construção) e fornecem energia
(através de células fotovoltaicas integradas
nas lâminas de superfície transparentes em
GFRP). Uma primeira realização deste conceito
é a já mencionada cobertura sanduíche do edi-
fício Novartis (as células fotovoltaicas ainda
não estão integradas).
CM – um dos aspetos que tem vindo a adiar o
uso generalizado de estruturas totalmente
compósitas já referido nesta entrevista é a ne-
cessidade de desenvolver formas estruturais
adaptadas ao material? Por exemplo, a maioria
das secções pultrudidas FRP basicamente
imitam a construção metálica, o que impede
a exploração do seu pleno potencial. Quanto
tempo será necessário para que a indústria de
compósitos consiga desenvolver formas mais
adaptadas? Que passos são necessários para
esse tipo de desenvolvimento?
TK – O desenvolvimento não acontecerá ra-
pidamente. Olhando para trás, para a história
da construção, a transição entre a utilização
do ferro a imitar a madeira ou a pedra para
as estruturas de aço totalmente soldadas
levou cerca de 80 anos. Um desenvolvimento
semelhante ocorreu com o betão – da cópia
dos perfis de aço à laje fungiforme decorre-
structures. With the exception of external
strengthening (already a well-established
solution), which future can you anticipate for
the other three types of applications? What
are their critical success factors and which
obstacles should they overcome?
TK – Personally, I am not very optimistic regar-
ding FRP concrete reinforcement - I am afraid
that this will remain a niche application. Today,
if the well-known detailing rules are respected,
concrete structures can be built to be durable
even if steel rebars, which are much cheaper
than FRP rebars, are used. The case of fully
composite structures is similar. Taking bridges
as an example, FRP bridge decks still seem a
promising application, even though develo-
pment is slow and the material substitution
phase (mimicking orthotropic steel plates)
must be overcome. However, FRP bridge main
girders will never be able to compete with low
cost steel or concrete girders. As a conclusion,
I anticipate that only hybrid structures, where
each material is optimally used, have the po-
tential for widespread FRP application.
This analysis is based only on the relatively
high FRP material cost. If the cost should come
down, the situation would change. However,
since the beginning of my composite career,
I have been told that cost will come down –
and yet this did not happen during the last
15 years.
An approach to compensate for the relatively
high material cost is the design of multifunc-
tional structural components, which can
fulfill not only static, but also building physics,
energy supply and architectural functions. In
one of our research areas we are developing
large-scale sandwich structures with complex
forms (architectural function), which are load-
bearing (structural function), thermally insu-
lating (building physics function) and provide
energy supply (through solar cells integrated
in the transparent glass-FRP face sheets). A
first realization is the above-mentioned san-
dwich roof of the Novartis Building (solar cells
are not yet integrated).
CM – one of the aspects that have been de-
laying the widespread use of fully composite
structures is the need to develop material-
adapted forms. For instance, most FRP
pultruded sections basically mimic metallic
construction, which prevents exploiting their
full potential. How long will it take for the
composites industry to develop more adapted
forms? Which steps are needed towards such
development?
TK – The development will not happen quickly.
Looking back in history, the transition from
mimicking with iron timber and stone to fully
welded steel frames took around 80 years. A
similar development for concrete - from mimi-
cking steel profiles to the flat slab - took around
40 years. I would already be pleased if we
could again halve the latter period to 20 years.
History also demonstrates that development
was always driven by the development of
manufacturing processes (see 2nd response
above). It is much easier to find and design
material-tailored forms than to manufacture
them in an economic way.
CM – one of the main concerns about FRP ma-
terials is their behavior under fire, namely the
fire reaction and fire resistance properties.
What are the practical consequences of such
behavior for both bridge and building applica-
tions? What can the industry and designers
do to overcome this problem?
TK – A serious structural problem of FRP
structures may not only appear at high fire
temperatures, but already at the matrix glass
transition temperature - 80-120°C - in struc-
tural components subjected to compression.
Under this condition, the f ibers loose the
retaining effect of the matrix and can buckle.
The operating temperature therefore has to be
kept below the glass transition temperature -
this requires a passive or active fire protection
system for components in compression (e.g.
columns). Much less critical are components
in tension when the fibers - which are much
less sensitive to elevated temperatures - are
anchored in zones which remain below the
glass transition temperature. We obtained
fire resistance periods of up to 60 minutes for
cellular glass-FRP slabs subjected to service
loads and fire from the underside (which was
in tension).
Another approach to overcome the problem
is to conceive redundant structural systems
where parts can fail in a controlled manner
8_cm
conversas
ram cerca de 40 anos. Eu já ficaria satisfeito
se pudéssemos reduzir o último período para
metade, ou seja, 20 anos. A História também
demonstra que o desenvolvimento foi sempre
impulsionado pela evolução dos processos de
fabrico. É muito mais fácil procurar e projetar
formas adaptadas ao material do que as fabri-
car de uma forma económica.
CM – uma das principais preocupações com
os materiais FRP é o seu comportamento sob
a ação do fogo, ou seja, as propriedades de
reação e resistência ao fogo. Quais são as
consequências práticas desse comportamen-
to, tanto para pontes como para aplicações
em edifícios? o que é que a indústria e os
projetistas podem fazer para ultrapassar
esse problema?
TK – Um problema estrutural sério nas estru-
turas em FRP pode aparecer não apenas às
temperaturas elevadas que se desenvolvem
num incêndio, mas logo para a temperatura
de transição vítrea - 80-120 ° C – sobretudo em
componentes estruturais sujeitos a compres-
são. Sob esta condição, as fibras perdem o efei-
to de retenção da matriz e podem instabilizar.
A temperatura de operação, por conseguinte,
tem de ser mantida abaixo da temperatura de
transição vítrea - isto requer um sistema de
proteção passiva ou ativa contra o fogo para
os componentes em compressão (por exem-
plo, colunas). Os componentes em tração são
muito menos críticos quando as fibras - que
são muito menos sensíveis a temperaturas
without leading to total collapse. This ap-
proach was applied in the sandwich roof of
the Novartis Building. Fortunately, thermal
conductivity is low if glass fibers are used and
it is much more difficult to heat an FRP than a
steel profile.
CM – Another problem regarding the use of
FRP composites is the lack of widely accepted
design codes for civil engineering applica-
tions. For instance, although several design
guidelines are already available for external
strengthening and concrete reinforcement
with FRPs, with the exception of a few isolated
cases (e.g., Italy), official documents for the
design of FRP structures are still not available.
In the united States, an official document is ex-
pected to be released soon. How do you expect
that Europe will evolve in this matter? When
shall we expect an FRP Composites Eurocode
to be released?
TK – Work on an FRP Eurocode has just star-
ted - the WG4 working group (fiber-reinforced
polymers) of CEN/TC250 had a first meeting a
few months ago. However, the process will take
several years. The challenges mainly concern
the very different fields of applications that
have to be covered (see question 3) and the
great variety of possible material combina-
tions and products that are on the market and
have to be included.
CM – you have been involved in several
outstanding projects regarding the use of
FRP composites in structural applications.
elevadas - estão ancoradas em zonas que per-
manecem abaixo da temperatura de transição
vítrea. Obtivemos períodos de resistência ao
fogo de até 60 minutos para lajes alveolares
de GFRP sujeitas à carga de serviço e à ação
do incêndio padrão na face inferior (que estava
à tração).
Outra abordagem para ultrapassar o problema
é conceber sistemas estruturais redundantes
onde as peças podem romper de uma maneira
controlada sem conduzir ao colapso total. Esta
abordagem foi aplicada na cobertura sanduí-
che do Edifício Novartis. Felizmente, a conduti-
bilidade térmica é reduzida se forem utilizadas
fibras de vidro e é muito mais difícil aquecer um
material FRP do que um perfil de aço.
CM – outro problema em relação ao uso de ma-
teriais FRP é a falta de regulamentos ampla-
mente aceites para aplicações de engenharia
civil. Embora estejam disponíveis várias reco-
mendações de projeto para o reforço exterior e
o reforço interior de betão com FRPs, com ex-
ceção de alguns casos isolados (por exemplo,
Itália), os documentos oficiais para o projeto
de estruturas em FRP ainda não estão dispo-
níveis. Nos Estados unidos, vai ser publicado
em breve um documento oficial. Como espera
que a Europa evolua nesta matéria? Quando é
que poderemos contar com o lançamento de
um Eurocódigo para compósitos FRP?
TK – O trabalho para o desenvolvimento de um
Eurocódigo para FRPs acabou de começar - o
grupo de trabalhoWG4 (polímeros reforçados
“the main difficulties regarding the pontresina
bridge and eyecatcher building resulted from the
anisotropy of the pultruded profiles, particularly
in the connections, which are bolted.”
“as principais dificuldades em relação à ponte pontresina e ao
edifício eyecatcher resultaram da anisotropia dos perfis
pultrudidos, em particular, no que diz respeito às ligações,
que são aparafusadas.”
gFRP PoNTRESINA BRIDgE, SWITzERLAND (1997)
cm_9
Which were the main difficulties associated
with their development and which were the
main lessons? How did your research activity
benefit from these projects?
TK – The main diff iculties regarding the
Pontresina Bridge and Eyecatcher Building
resulted from the anisotropy of the pultruded
profiles, particularly in the connections, which
are bolted. The bolted joints determined the
dimensions of the pultruded sections and
led to a significant oversizing of the material
between the joints, which finally resulted in
an uneconomic use of the quite expensive FRP
material. The main difficulty with the Novartis
sandwich roof was the economic fabrication
of the (material-tailored) double cur ved
cell-core sandwich. The lessons learnt from
these experiences are as described above.
Material-tailored forms and connections have
to be developed not only to benefit from the
outstanding material properties, these forms
also need to be fabricated in an economic
manner. As already explained above, these
challenges, discovered during the design and
construction of these projects, also determi-
ned the research strategy of CCLab.
CM – At EPFL your laboratory is responsible
for teaching courses on advanced composites
for civil engineering applications. What is the
interest of the students for this new topic?
What has been their feedback?
TK – I have to clearly differentiate between
students of Architecture and Civil Engine-
ering. The architects are very enthusiastic
about the new options in design offered
by glass-FRP composites, such as load-
bearing elements with complex forms that
are partially transparent, can conduct light
and are thermally insulating. This allows the
merging of load-bearing structure and faca-
de into a one-layer mutlifunctional building
envelope which directly defines the space.
Unfortunately, civil engineers are much less
enthusiastic. Their main goal seems to be
to complete their program and master the
traditional construction techniques - their
interest in innovation is unfortunately limi-
ted. This may be linked to the fact that the
composite courses all are optional. On this
point, the programs should be revised in my
view - discussing innovation should not be
optional but obligatory.
com fibras) do CEN/TC250 teve uma primeira
reunião há poucos meses. No entanto, o pro-
cesso vai demorar vários anos a ser concluído.
Os desafios dizem respeito à grande diversi-
dade de campos de aplicação que têm de ser
cobertos e à grande variedade de combinações
de materiais e produtos disponíveis no merca-
do que têm de ser incluídos.
CM – Tem estado envolvido em vários projetos
extraordinários relativos à utilização de ma-
teriais FRP em aplicações estruturais. Quais
foram as principais dificuldades associadas
ao seu desenvolvimento e quais foram as
principais lições?
TK – As principais dificuldades em relação
à ponte Pontresina e ao edifício Eyecatcher
resultaram da anisotropia dos perfis pultru-
didos, em particular, no que diz respeito às
ligações, que são aparafusadas. As ligações
aparafusadas determinaram as dimensões
das secções pultrudidas e levaram a um so-
bredimensionamento significativo do material
fora das zonas dos nós, o que resultou numa
utilização pouco económica do material FRP
que à partida já é caro. A principal dificuldade
com a cobertura sanduíche do edifício da No-
vartis foi conseguir fabricar a estrutura sandu-
íche com dupla curvatura a um custo razoável.
As lições aprendidas com essas experiências
são que têm que ser desenvolvidas formas
estruturais e ligações adaptadas para tirar
partido das propriedades do material e que, por
outro lado, tais formas também precisam de
ser fabricadas com um custo mais acessível.
CM – Na EPFL o seu laboratório é responsável
por lecionar cursos sobre a utilização de com-
pósitos avançados em aplicações de engenha-
ria civil. Qual é o interesse dos alunos neste
novo tópico? Qual tem sido o seu feedback?
TK – Eu tenho que diferenciar claramente os
estudantes de Arquitetura dos de Engenharia
Civil. Os arquitetos estão muito entusiasma-
dos com as novas opções de projeto ofereci-
das pelos compósitos FRP com fibra de vidro
(GFRP), nomeadamente os elementos de
suporte com formas complexas que podem
ser parcialmente transparentes, transmitin-
do a luz, e ser isolantes a nível térmico. Isto
permite fundir a estrutura de suporte e a pele
ou fachada numa camada multifuncional que
envolve o edifício e que define o seu espaço
diretamente. Infelizmente, os engenheiros
civis são muito menos entusiastas. O seu
objetivo principal parece ser o de concluir o
seu ciclo de estudos e dominar as técnicas de
construção tradicionais - o seu interesse em
inovação é, infelizmente, limitado. Isto pode
estar ligado ao facto de todos os cursos de
compósitos serem opcionais. Sob este ponto,
na minha opinião os programas deviam ser
revistos - discutir a inovação não devia ser
opcional, mas obrigatório.
PerfilThomas Keller nasceu em 1959. Licenciou-se em
Engenharia Civil no ano de 1983 no Swiss Federal
Institute of Technology (ETH) em Zurique. De seguida,
trabalhou durante vários anos no gabinete de arqui-
tetura e engenharia de Santiago Calatrava. Em 1992,
doutorou-se na ETH. Em 1998, foi nomeado Professor
Associado e, em 2007, Professor Catedrático de
Estruturas na School of Architecture, Civil & Envi-
ronmental Engineering do Swiss Federal Institute of
Technology (EPFL) Lausanne. Atualmente é o diretor
do Composite Construction Laboratory (CCLab), que
fundou em 2000. O seu trabalho de investigação
está focado nos materiais compósitos de polímeros
reforçados com fibras (FRPs) e na sua aplicação
em estruturas de engenharia com ênfase em es-
truturas leves multifuncionais. Thomas Keller é um
dos fundadores e membro do Conselho do Instituto
Internacional de FRP na Construção (IIFC). É membro
do grupo de trabalho WG4 - polímeros reforçados com
fibras - do CEN/TC250.
ProfileThomas Keller was born in 1959. He graduated in Civil
Engineering in 1983 at the Swiss Federal Institute of
Technology (ETH) in Zurich. Then worked for several
years in architecture and engineering office of Santiago
Calatrava. In 1992 he obtained his doctorate at the ETH. In
1998 he was appointed Associate Professor and in 2007
Professor of Structures at the School of Architecture,
Civil & Environmental Engineering from the Swiss Federal
Institute of Technology (EPFL) Lausanne. He is currently
the director of the Composite Construction Laboratory
(CCLab), which he founded in 2000. His research work is
focused on polymer composites reinforced with fibers
(FRPS) and its application in structural engineering with
emphasis on multifunctional lightweight structures.
Thomas Keller is a founder and board member of the
International Institute for FRP in Construction (IIFC). He
is a member of the working group WG4 - fiber reinforced
polymers - the CEN/TC250.
10_ 16
1. INTRODUÇÃO
No decurso da sua vida útil, as estruturas
encontram-se sujeitas a diversas ações que
contribuem para a sua deterioração, dimi-
nuindo a sua capacidade resistente. Com a
degradação de edifícios e obras de arte, surge
a necessidade de reparação e, eventualmente,
de reforço, para assegurar a segurança estru-
10_cm
tural e o seu bom funcionamento. Atualmente,
com as exigências crescentes no sentido da
garantia de sustentabilidade ecológica na
construção civil, o peso das operações de ma-
nutenção, reparação e reforço de estruturas
tenderá a aumentar. Surgem, com frequência,
novos materiais e tecnologias inovadoras, que
permitem dar resposta às exigências da rea-
bilitação estrutural. Além disso, procuram-se
frp e resistência ao fogoavaliação de desempenho de soluções de proteção face a ação térmica para sistemas de reforços com frp
Inês Grilo
UC - Coimbra
Fernando G. Branco
UC - Coimbra
Eduardo Júlio
IST - Lisboa
A reabilitação do espaço construído implica com frequência a necessidade de reforçar as estru-
turas existentes. O reforço com materiais compósitos, polímeros reforçados com fibras (FRP),
é uma técnica que apresenta enormes vantagens quando comparada com outras alternativas
existentes: baixo peso, reduzida alteração geométrica dos elementos reforçados, facilidade de
aplicação, versatilidade em termos de módulos de elasticidade (dependendo do tipo de fibra –
vidro, carbono, aramida e outras), elevada resistência e elevada durabilidade. Em contrapartida,
tem como inconvenientes a elevada sensibilidade aos raios ultra-violeta e o mau comportamento
em situações de incêndio. Relativamente ao primeiro, uma vez que todos os sistemas comerciais
incluem uma camada fina de acabamento, o problema não se coloca na prática. Já em relação
ao segundo, o problema é real e muito significativo, podendo mesmo, em algumas situações,
inviabilizar a utilização desta técnica.
A reduzida resistência a elevadas temperaturas desta técnica de reforço prende-se essencial-
mente com o facto dos sistemas comerciais recorrerem a resinas epóxidas para colar as mantas
ou laminados de FRP ao substrato de betão. Estas resinas degradam-se drasticamente para
temperaturas relativamente baixas, entre os 60 e os 80ºC, valores que, em situação de incêndio,
são atingidos em poucos segundos. Deste modo, a aplicação de sistemas de proteção térmica
associados ao reforço torna-se uma condição essencial para a garantia de um bom desempenho
deste quando sujeito a ações térmicas. Para esse efeito, procurou avaliar-se, através de ensaios
laboratoriais, o desempenho de sistemas combinados para proteção térmica, à base de tintas
intumescentes e argamassas, na proteção de elementos de betão reforçados com laminados
de CFRP face a ações térmicas. As colagens betão – CFRP foram sujeitas a um esforço de corte
puro. Comparou-se o desempenho de várias soluções comerciais para proteção de estruturas
ao fogo, testando-se colagens sem proteção e com diferentes combinações de proteção com
argamassa e tinta intumescente.
novos materiais e métodos de construção que
assegurem uma vida longa e saudável às estru-
turas. Desta forma, têm vindo a desenvolver-se
diferentes sistemas de reparação e reforço,
nomeadamente as técnicas de colagem de
armaduras exteriores ao betão, sejam elas
chapas de aço ou polímeros reforçados com
fibras (FRP), utilizando resinas de epóxido. A
técnica de reforço com FRP é adotada quando
cm_11
se pretende aumentar a resistência da estru-
tura tanto a esforços de flexão como a esforços
transversos, podendo ser aplicada em lajes,
pilares e vigas. Existem três grupos de fibras
que se utilizam no campo da engenharia civil
como materiais de reforço: aramida, vidro e
carbono. As propriedades mecânicas do reforço
dependem do tipo de fibra escolhida. No entan-
to, o CFRP – (Carbon Fibre Reinforced Polymer)
é frequentemente considerado o mais indicado
para reforço de estruturas de betão armado,
devido às suas características mecânicas mais
favoráveis, comparativamente com as outras
fibras. Na utilização do CFRP como reforço em
elementos de betão armado, realça-se uma ele-
vada resistência à tração e à fadiga, excelente
imunidade à corrosão e grande capacidade de
deformação [1]. A sua utilização tem pouca
expressão, quer no aumento do peso próprio,
quer na variação dimensional dos elementos
estruturais a reforçar.
Na elaboração de um reforço com compósito
de FRP deve ter-se em atenção as condicio-
nantes deste material. A exposição ambiental
é um fator determinante na durabilidade de
um projeto de reforço. Sabe-se que uma das
desvantagens deste tipo de sistemas de refor-
ço é a degradação prematura e consequente
rotura, quando sujeitos a ações térmicas. Este
comportamento deve-se ao mau desempenho
da resina de epóxido utilizada como adesivo,
quando sujeita a aquecimento. Como a resina
de epóxido é um material orgânico, as suas pro-
priedades são suscetíveis de se degradarem
com o aumento de temperatura, provocando
um mau comportamento na colagem betão/
compósito. A deterioração das propriedades
mecânicas e de ligação do CFRP provoca
problemas de aderência, que diminuem o
aproveitamento máximo das potencialidades
destes materiais compósitos. Assim, torna-
é importante ter especial atenção o efeito ne-
gativo da ação de elevadas temperaturas nas
resinas de epóxido e nos compósitos. Uma das
grandes preocupações é a perda de resistência
da interface resina/CFRP [3]. O desempenho
face a ações térmicas pode ser melhorado atra-
vés da aplicação de revestimentos que retardam
a penetração do calor para o material compósito,
tendo uma função de isolamento térmico. Re-
vestimentos cerâmicos e intumescentes têm
sido utilizados para aumentar a temperatura
de ignição e atrasar a propagação da chama no
interior do sistema de reforço [4,5]. Assim, tendo
atenção o comportamento prejudicial da ligação
betão/FRP quando submetida a aquecimento,
podem aplicar-se procedimentos adicionais de
prevenção, protegendo a colagem com revesti-
mentos térmicos e intumescentes.
Pelo exposto anteriormente, verifica-se que
o comportamento da ligação entre o betão e o
compósito é um fator relevante na aplicação
desta técnica de reforço. Justifica-se assim
a importância do estudo da resistência da
colagem. Com esse objetivo, têm vindo a ser
desenvolvidos diversos modelos de ensaio.
Estes modelos foram empregues para avaliar
a colagem entre betão e chapas de aço [6,7,8],
sendo possível adaptá-los para avaliar a cola-
gem entre betão/CFRP. Branco [9] idealizou
um esquema de ensaio que permite transmitir
esforço de tração às chapas de aço e com-
pressão ao betão (Figura 1). A transmissão de
esforços de corte puro entre os dois materiais é
efetuada através da resina epóxida. O esquema
é constituído por duas amarras e uma abra-
çadeira (4). Cada amarra possui uma argola
(3), que funciona como suporte de fixação à
máquina de tração. No interior da argola, passa
um casquilho horizontal (2), apoiado no centro
da argola através de um roço, permitindo a
sua oscilação em torno desta. Cria-se então
se essencial melhorar o desempenho dos
elementos em betão armado reforçados com
FRP quando sujeitos à ação do fogo.
2. LIGAÇÃO BETÃO/ADESIVO/COMPÓSITO
Para além do substrato, um sistema de reforço
com materiais compósitos é constituído por
dois elementos distintos: o FRP e o adesivo.
O adesivo possui um papel essencial na
eficácia de um reforço exterior. As suas prin-
cipais funções são a impregnação do grupo
de fibras, para garantir a polimerização do
conjunto do compósito, e a criação da ligação
entre o betão e o compósito, transformando
o conjunto numa estrutura composta. Após
o endurecimento “ in situ” e a colagem betão/
compósito, desenvolvem-se as propriedades
de aderência na ligação desejadas, estando
concluído o sistema de reforço estrutural [1].
O adesivo deve garantir a transferência de
esforços entre os dois elementos. Para que
haja êxito neste tipo de reforço, é necessário
que a ligação entre o elemento estrutural
e a laminado de FRP seja perfeita. Assim, a
preparação das superfícies a colar é uma
condição importante. Exige-se uma cuidado-
sa preparação das superfícies de betão, de
modo a garantir uma boa aderência entre os
materiais [2]. Desta forma, para se obter um
bom comportamento da ligação, a superfície
de colagem deve encontrar-se seca, limpa de
poeiras e impureza e possuir um grau de rugo-
sidade adequado. Após o processo de colagem,
ocorre o aumento da aderência na interface
betão – adesivo – compósito FRP. Face às exi-
gências de um projeto de reforço estrutural, é
fundamental que exista um bom desempenho
da ligação das superfícies coladas.
Neste tipo de sistemas reforçados com CFRP,
> Figura 1: Esquema idealizado por Branco [1].
> 2
> 1
frp e resistência ao fogo
12_cm
uma rótula, que garante a transmissão de
forças semelhantes em ambas as chapas que
constituem a braçadeira. Por fim, no centro do
casquilho atravessa uma cavilha (1), que tem
como função interligar as chapas às amarras.
Os resultados apresentados no presente do-
cumento [10], tinham como objetivo estudar a
viabilidade de utilizar um sistema combinado
– argamassa de proteção e tinta intumescente
– na proteção face a ações térmicas de elemen-
tos de betão armado reforçado com laminados
de CFRP. Para o efeito, realizaram-se diversos
ensaios laboratoriais, nos quais as colagens
eram protegidas por isolantes térmicos e sujei-
tas a um esforço de corte puro. Comparou-se o
desempenho de duas soluções comerciais para
proteção de estruturas ao fogo, das empresas
de materiais de construção Sika Portugal, S.A. e
Tria - Serviços, Materiais e Equipamentos, Lda.
Numa primeira fase, realizaram-se ensaios de
corte, inicialmente sem proteção térmica e,
posteriormente, com sistemas combinados de
proteções térmicas. Nestes ensaios aplicava-
se uma força constante de 50% da carga de
rotura apurada nos ensaios realizados a 20ºC.
Numa segunda fase, realizaram-se ensaios de
corte sem qualquer tipo de proteção. Poste-
riormente, os provetes foram protegidos com
argamassa Tria, e sujeitos a 75% da carga de
rotura dos ensaios a frio. Avaliou-se a evolução
da capacidade resistente de colagens betão/
compósito CFRP com variação de temperatura.
A taxa de aquecimento adotada foi de 5ºC/min.
O tipo de rotura observada e a temperatura da
ligação foram os parâmetros avaliados nestes
ensaios.
3. PROGRAMA EXPERIMENTAL
Efetuaram-se vários ensaios laboratoriais com
o objetivo de avaliar o comportamento da liga-
ção betão/CFRP sujeita a esforços de corte e a
aumento de temperatura. Em todos os ensaios,
a evolução de temperatura foi monitorizada,
com auxílio de termopares, quando a ligação
estava protegida com isolantes térmicos. Para
a realização de ensaios de corte, adotou-se o
> Figura 2: (a) Ligação do provete ao dispositivo de ensaio; (b) chapas e a sua aplicação no provete.
modelo de ensaio desenvolvido por Branco
[9]. No entanto, houve necessidade de se
efetuar algumas adaptações. Como o modelo
foi desenvolvido para avaliar o comportamento
de ligações betão/aço, existiam componentes
que necessitaram de ser alterados. Neste es-
quema, a cavilha atravessava as chapas de aço
devido a orifícios existentes nestas. No caso
em estudo, não era possível furar as chapas
de CFRP, pois seriam originadas concentrações
de tensões na lâmina de CFRP, tornando-a sus-
cetível de sofrer uma rotura prematura. Assim,
a alternativa viável para se poder utilizar este
esquema de ensaio caso consistiu em cortar
chapas de aço de forma a cintá-las ao CFRP, na
zona da cavilha por meio de parafusos (Figura
2). A principal finalidade das chapas era aco-
modar o CFRP entre elas e, ao apertá-las, criar
uma zona que permitisse transmitir de forma
eficaz os esforços aplicados à ligação. Para
se evitar o deslizamento entre os materiais,
aumentou-se a rugosidade das chapas de aço
por grenalhagem, de modo a aumentar o atrito
entre elas e o CFRP.
3.1. Definição e Caracterização dos Materiais
Os provetes eram constituídos por três mate-
riais distintos: o bloco de betão, duas lâminas
de CFRP e a resina de epóxido. As lâminas
eram coladas em duas faces opostas do
bloco. Utilizou-se um betão que representava
um elemento estrutural que necessitasse
de reforço. Escolheu-se assim um betão cor-
rente, de baixa resistência. A manta de CFRP
foi fornecida pela MC-Bauchemie, sendo uma
manta unidirecional com uma espessura de,
aproximadamente, 0,2 mm e com largura de
30 cm. Para as colagens, adotou-se uma re-
sina de epóxida fornecida pela empresa Sika,
denominada Sikadur-30. As características
mecânicas dos materiais encontram-se de-
finidas na Tabela 1.
As argamassas usadas para proteger termi-
camente o CFRP são produtos desenvolvidas
para proteção de elementos estruturais face
a incêndios. A argamassa fornecida pela
empresa Sika denomina-se Sikacrete-213F,
sendo uma argamassa monocomponente à
> 2
MaterialResistência
ao corte (MPa)
Resistência à tração
(MPa)
Resistência à compressão
(MPa)
Módulo de Elasticidade
(MPa)
Betão - - 25 -
Manta CFRP - 3700 - 240
Sikadur-30 14-17 24-27 70-80 11200
Tabela 1: Características mecânicas dos materiais que constituem os provetes.
cm_13
base de cimento, concebida para aplicação
por projeção por via húmida. A argamassa
pastosa projetada proporcionada pela Tria é
constituída por agregados leves de perlite e
vermiculite, apresentando-se sob argamassa
hidráulica, com excelentes propriedades de
coesão e aderência.
As tintas intumescentes utilizadas nestes
ensaios foram também disponibilizadas pe-
las empresas Sika e Tria sendo denominadas,
respetivamente, Sika Unitherm Concrete S
e Pintura Intumescente. Estas tintas são
formadas com base em água e solventes.
Por ação do calor, estas proteções intumes-
centes formam uma camada de material
termo-isolante, protegendo a estrutura que
lhe serve de suporte. Quando o processo de
intumescência é iniciado, observa-se uma
expansão volumétrica.
3.2. Definição dos Provetes
Os provetes de betão possuíam dimensões
de 200x100x100 mm3. Duas das superfícies
laterais de cada provete, em faces opostas,
foram reforçadas com tiras de CFRP, com
dimensões 80x300mm2 (Figura 3). A área de
colagem do CFRP às superfícies do betão é
de 80x150 mm2.
O processo de colagem do CFRP ao betão con-
sistiu na aplicação do feixe de fibras contínuas
em estado seco sobre um adesivo epóxido
> 3 > 4
> Figura 3: Alçado e corte de um provete com sistema de CFRP.
> Figura 4: (a) Provete não protegido; (b) Provete com proteção de argamassa.
> Figura 5: Identificação das superfícies em estudo.
previamente espalhado na superfície a refor-
çar. Após a impregnação das fibras, aplicou-se
mais uma camada de resina sobre elas. Os
provetes foram mantidos em repouso durante
5 dias, assegurando a eficácia da colagem.
Para a aplicação das argamassas recorreu-se a
moldes de poliestireno, com 2 cm de espessu-
ra, sobre a superfície a proteger, com o objetivo
de delimitar a área de colagem. Após a aplica-
ção das argamassas, os provetes repousaram
durante 3 dias (Figura 4). Finalmente, nos pro-
vetes protegidos com tintas intumescentes,
estas foram aplicadas utilizando um pincel,
pintando todas as superfícies do provete.
Fizeram-se duas passagens com a tinta para
garantir a homogeneidade da pintura, e deixou-
se secar a tinta durante 24 horas.
3.3. Realização dos ensaios
3.3.1. Condições de ensaio
Os provetes de betão reforçados com o siste-
ma de CFRP foram sujeitos a ensaios de corte
com aumento de temperatura. No decorrer
dos ensaios, era essencial conhecer a evolu-
ção das temperaturas em pontos específicos
do provete. Assim, colaram-se termopares na
zona de colagem e na superfície da proteção
em todos os provetes a ensaiar. A temperatura
no interior do forno era também monitorizada.
Em todos os ensaios, a temperatura no inte-
rior do forno sofreu uma taxa de aquecimento
constante de 5ºC/min, até ao instante de
rotura do provete. Os ensaios de corte foram
realizados com o auxí lio de uma prensa
hidráulica, aplicando o carregamento com
controlo em deslocamento a uma velocidade
de 0,1 mm/s até à rotura.
3.3.2. Instrumentação dos Provetes
A resistência ao fogo dos provetes foi avaliada
no domínio da temperatura, determinando-se
as temperaturas de rotura de cada tipo de
ensaio. Na preparação destes ensaios, os pro-
vetes foram instrumentados com termopares
(Figura 5). Nos ensaios sem proteção, avaliou-
se a temperatura de rotura na ligação (1).
> 5
frp e resistência ao fogo
14_cm
Nos ensaios com sistemas de proteção,
determinou-se ainda a diferença de tempe-
ratura entre a superfície da proteção (2) e
a superfície de ligação (1), Dtemp2–1(ºC),
no instante da rotura. Assim, fixaram-se os
termopares nos seguintes pontos:
– Ensaios de provetes sem proteção térmica:
termopares na zona de colagem (1);
– Ensaios de provetes protegidos com arga-
massas: termopares na zona de interface
entre a resina e a argamassa (1) e na su-
perfície desta (2);
– Ensaios de provetes protegidos com arga-
massas e tintas: termopares na zona de
interface entre a resina e a argamassa (1)
e na superfície da tinta intumescente (2);
3.3.3. Tipos de rotura
Os ensaios realizados permitiram observar
cinco tipos de rotura:
Rotura 1 – Rotura no betão, sofrendo um
arrancamento/destacamento deste de forma
regular;
Rotura 2 – Rotura na resina, significando
que esta possui uma resistência inferior à
do betão devido à degradação das suas pro-
priedades iniciais quando sujeita a elevadas
temperaturas;
Rotura 3 – Rotura mista betão/resina, devido
à perda de aderência entre os materiais;
Rotura 4 – Rotura mista CFRP/resina, verifi-
cando-se rotura na resina e imediatamente
> Figura 6: Tipo de rotura observadas nos provetes.
após esta rotura, a lâmina de CFRP rompia na
sua zona mais frágil;
Rotura 5 – Rotura na lâmina de CFRP.
Estes tipos de rotura estão representados
na Figura 6.
4. RESULTADOS
4.1. Ensaios a frio
Nestes ensaios, os provetes apresentavam
uma rotura na camada de betão adjacente
à colagem. Como os ensaios foram reali-
zados sem aquecimento, o adesivo não se
deteriorou, garantindo eficácia da colagem.
Após a análise de resultados destes ensaios,
determinou-se o valor médio de 31,07kN de
força de rotura.
4.2. Ensaios a quente
Após os ensaios a frio, realizaram-se ensaios
a quente, com a aplicação constante de 50% e
75% de 31,07kN. Aplicava-se o valor da carga
definida e depois iniciava-se o processo de
aquecimento. O ensaio era concluído quando
se observava a rotura no provete. Nestes
ensaios pretendia-se avaliar a evolução da
capacidade resistente de colagens betão/
CFRP com variação de temperatura.
Na Tabela 2 esquematizam-se as várias
etapas dos ensaios, diferenciadas pela per-
centagem de carga e pelo tipo de proteção.
4.2.1. Com 50% de carga
Nos ensaios realizados sobre provetes sem
proteção, observou-se uma rotura mista en-
tre o betão e a resina de epóxido. Esta rotura
> 6
Rotura 1 Rotura 2 Rotura 3 Rotura 4 Rotura 5
% Carga de rotura Proteção da ligação Força (kN)
50% de carga
Sem proteção
15,85Argamassa
Sika
Tria
Argamassa + TintaSika
Tria
75% de cargaSem proteção
23,3Argamassa Tria
Tabela 2: Esquema das etapas de ensaio ao corte em aquecimento.
cm_15
Tabela 4: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios com argamassas.
Provetes F (kN) T1 (ºC) T2 (ºC) Dtemp2–1(ºC)Tipo de Rotura
Argamassa Sika1º
16,264,7 117,9 53,2 2
2º 68,5 134,6 66,1 2
Argamassa Tria
1º
16,2
90,8 147,9 57,2 5
2º 79,3 160,4 81,0 2
3º 75,3 137,9 62,6 4
Tabela 5: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios com argamassas + tintas intumescentes.
Provetes F (kN) T1 (ºC) T2 (ºC) Dtemp2–1(ºC)Tipo de Rotura
Argamassa + tinta Sika
1º
16,2
59,9 120,0 60,1 4
2º 68,7 145,3 76,6 4
3º 72,2 110,9 38,7 4
Argamassa + tinta Tria
1º
16,4
59,9 119,9 52,5 4
2º 68,7 146,0 73,1 4
3º 72,2 146,7 73,8 4
pode ser explicada pela perda de aderência
entre estes dois materiais. As temperaturas
de rotura observadas possuem valores da
mesma ordem de grandeza. A Tabela 3 apre-
senta os resultados obtidos nestes ensaios.
Quando se aplicou a argamassa como prote-
ção térmica da colagem, verificou-se, nos pro-
vetes protegidos pela argamassa da Sika, uma
redução da capacidade adesiva da resina.
Ambos os provetes protegidos pela argamas-
sa da Sika romperam com rotura localizada na
resina. No instante da rotura observaram-se,
na zona de colagem, temperaturas próximas
de 65ºC. A diferença de temperatura entre a
superfície da argamassa e a superfície em
contacto com o CFRP, Dtemp2–1(ºC), variou
entre os 53ºC e 66ºC. Nos provetes protegidos
pela argamassa Tria, observaram-se roturas
distintas, havendo, no entanto, sempre uma
falha na lâmina de CFRP e resina, de forma in-
dividual ou simultânea. No instante da rotura,
a temperatura registada na zona de ligação foi
sempre superior a 75ºC.
Ao compar ar a resistência térmica dos
dois tipos de argamassa, observou-se que
os provetes protegidos pela argamassa
Tria revelavam uma temperatura de rotura
mais elevada em relação aos provetes pro-
tegidos pela argamassa Sika. Verificou-se
também que a diferença de temperaturas
existente entre a superfície da argamassa
e a superfície da resina é mais elevada nos
provetes protegidos pela argamassa da Tria.
Os resultados obtidos apresentam-se na
Tabela 4. Estes mostram que a argamassa
Tria assegurou uma maior eficiência como
isolante térmico, quando comparada com a
argamassa Sika.
De seguida, realizaram-se ensaios em que
se manteve o nível de carregamento, sendo
o sistema de proteção constituído não só
por argamassa mas também por uma tinta
intumescente fornecida pela mesma empre-
sa. Os resultados obtidos apresentam-se na
Tabela 5.Comparando os resultados obtidos
nos ensaios com argamassas e com arga-
massas + tintas intumescentes, verificou-se
que as temperaturas de rotura e Dtemp2–
1(ºC) são semelhantes. Observou-se que
todos os provetes apresentaram o mesmo
tipo de rotura. O aumento de temperatura in-
Provetes F (kN) T (ºC) Tipo de Rotura
1º
16,3
101,1 3
2º 87,9 3
3º 96,6 3
Tabela 3: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios sem proteção térmica na ligação.
troduz uma fragilidade excessiva na resina,
originando uma fissura que conduzia à rotura
prematura do CFRP. Estes resultados indi-
cam que a presença da tinta intumescente
não teve influência no resultado dos ensaios.
Este acontecimento deve-se ao facto de este
tipo de produto apenas ser eficiente para
temperaturas a partir dos 200ºC, valor bas-
tante superior às temperaturas atingidas.
4.2.2. Com 75% de carga
Com o propósito de avaliar a influência do
nível de carregamento no comportamento
da ligação submetida a ações térmicas,
procedeu-se a uma série de ensaios sobre
provetes sujeitos a um carregamento de 75%
da carga de rotura nos ensaios a frio.
Os resultados dos ensaios sem proteção tér-
mica na ligação são apresentados na Tabela 6.
Provetes F (kN) T (ºC) Tipo de Rotura
1º
24,1
75,3 5
2º 83,2 1
3º 68,4 1
Tabela 6: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios sem proteção térmica na ligação.
frp e resistência ao fogo
16_cm
Estes ensaios revelaram que o aumento de
carga conduziu a um decréscimo da resis-
tência térmica na ligação. De facto, a rotura
ocorre com temperaturas na ligação acima
dos 68ºC, um valor significativamente inferior
quando comparado com o observado para um
nível de carregamento de 50%.
Nos provetes ensaiados com proteção de
argamassa Tria, verificou-se que a diferença
de temperaturas entre a superfície da arga-
massa e a resina foi semelhante ao observado
no ensaio de 50% de carga. Na Tabela 7 apre-
sentam-se os resultados obtidos. De acordo
com estes resultados, pode concluir-se que a
características isolantes da argamassa são
independentes do valor de carga aplicada no
ensaio de corte. A temperatura de ocorrên-
cia da rotura (acima dos 52ºC) revelou-se
inferior à obtida para um carregamento de
50%. As roturas ocorreram por falha no betão,
significando que a resina não perdeu a sua
característica aderente.
5. CONCLUSÕES
O presente trabalho pretendeu estudar a efi-
cácia de um sistema combinado constituído
por argamassas de proteção e tintas intumes-
centes num elemento de betão armado refor-
çado com fibras de carbono. Desenvolveu-se
um programa de ensaios laboratoriais, nos
quais se submeteram colagens entre betão
e CFRP a esforços de corte puro, associados
a um aumento de temperatura. Comparou-se
o desempenho e a eficiência da capacidade
isolante de diversos tipos de proteções
térmicas comerciais. Iniciou-se o trabalho
laboratorial com a realização de ensaios a frio,
que permitiram avaliar a resistência mecânica
máxima da ligação. Em seguida, realizaram-
se duas séries de ensaios com aquecimento,
submetendo os provetes, respetivamente,
a 50% e 75% da carga de rotura obtida nos
ensaios a frio.
Nos ensaios realizados a 50%, constatou-se
que os modos de rotura obtidos quando se
ensaiavam os provetes protegidos com arga-
massa sugeriam uma redução da capacidade
adesiva da resina. Esta redução indica uma
diminuição da resistência de colagem, como
resultado da degradação das suas caracte-
rísticas. Comparando a resistência térmica
dos dois tipos de argamassa, conclui-se que
a diferença de temperaturas que existia entre
a superfície da argamassa e a resina era mais
elevada nos provetes protegidos pela arga-
massa Tria. Deste modo, pode concluir-se que
a argamassa da Tria funcionou de forma mais
eficaz como isolante térmico, quando compa-
rada com a argamassa Sika. Comparando os
resultados obtidos nos ensaios efetuados
apenas com argamassa e com argamassa
e tinta intumescente, verificou-se que as
temperaturas de rotura são semelhantes em
ambos os casos. Estes resultados indicam
que a tinta intumescente não possui efeito
isolante significativo neste tipo de ensaios.
Este resultado deve-se ao facto de as tintas
intumescentes entrarem em atividade para
temperaturas mais elevadas a partir dos
200ºC.
Comparando os resultados obtidos entre
provetes submetidos a 50% e a 75% da carga
de rotura observada à temperatura ambiente,
verifica-se que um nível de carga mais elevado
conduz a um decréscimo da resistência tér-
mica da ligação. A diferença de temperaturas
entre a superfície da argamassa e a resina é
semelhante à observada no ensaio realizado
com 50% de carga aplicada, de onde se conclui
que as características isolantes da argamas-
sa não sofreram alteração com o valor de
carga aplicada.
6. REFERÊNCIAS
[1] Juvandes, L. Reforço e Reabilitação de
Estruturas de Betão Usando Materiais Com-
pósitos de CFRP. Tese de Doutoramento,
Universidade do Porto, 1999.
[2] Azevedo, D. Reforço de estruturas de betão
com colagem de sistemas de compósitos de
CFRP – Recomendações para dimensiona-
mento. Tese de Mestrado, Universidade do
Porto, Porto, 2008.
[3] Kodur, VKR.; Baingo, D. Fire Resistance of
FRP Reinforced Concrete Slabs. RC Inter-
national Report No 758, National Research
Council of Canada, página 37, 1998.
[4] Apicella, F.; Imbrogno, M. Fire performance
of CFRP- composites used for repairing
and strengthening concrete. Materials and
Construction: Exploring the Connection.
Proceddings, 5th ASCE Materials Enginee-
ring Congress, New York, páginas 260-266,
1999.
[5] Sorathia U.; Dapp T.; Beck C. Fire performan-
ce of composites. Materials Engineering,
Vol. 109, páginas 10-12, 1992
[6] L Hermite, R. L Application des Colles et
Resins dans la Construction. Le Beton a
Coffrage Portant. Annales de L ITBTP, nº
239, 1967.
[7] Br esson, J. Nouvelles Recherches et
Applications Concernant L Utilisation des
Collages dans les Structures. Béton Plaqué.
Annales de L ITBTP, nº 278, 1971.
[8] Theillout, J.N. Repair and Strengthening
of Bridges by Means of Bonded Plates.
Adhesion Between Polymers and Concrete.
International Symposium Organized by
RILEM, France, páginas 542-555, 1986.
[9] Branco, F. Influência da Temperatura na
Fixação de Chapas de Aço a Betão. Tese de
Mestrado, Universidade de Coimbra, 1998.
[10] Grilo, I. Protecção ao Fogo de Elementos
Reforçados com FRP. Tese de Mestrado,
Universidade de Coimbra, 2010.
Tabela 7: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios com argamassas.
Provetes F (kN) T1 (ºC) T2 (ºC) Dtemp2–1(ºC)Tipo de Rotura
Argamassa Tria
1º
24,1
70,6 148,6 77,9 4
2º 52,9 115,9 63,0 1
3º 51,4 120,9 61,5 1
17_ 21
1. INTRODUÇÃO
A aplicação de FRP’s no reforço de estruturas
de BA tem vindo a merecer cada vez maior acei-
tação no seio da comunidade da Engenharia
Civil, existindo já sistemas de reforço “tipo”
com materiais e técnicas bem definidos.
Propriedades como baixo peso, elevado rácio
rigidez/peso, imunidade à corrosão, grande va-
riedade de tamanhos e formatos disponíveis, e
ainda o decréscimo dos custos de fabrico, são
algumas das razões que justificam a crescente
utilização deste tipo de materiais.
Os FRP’s têm vindo a ser aplicados em estru-
turas de BA, principalmente, com recurso a
duas técnicas de reforço [1]: a colagem externa
de mantas ou faixas de laminado (Externally
Bonded Reinforcement – EBR) ou a inserção de
laminados ou varões no betão de recobrimento
(Near-Surface Mounted – NSM) do elemento de
BA a reforçar.
Vários estudos têm demonstrado a ocorrência
frequente de modos de rotura frágeis, nome-
adamente, destacamento prematuro do FRP,
no caso da técnica EBR, e desintegração do
betão de recobrimento, no caso da técnica
NSM. Recentemente, surgiu uma técnica de
reforço alternativa às anteriores, que recorre a
laminados multidirecionais híbridos com fibras
de vidro e de carbono, apenas ancorados com
parafusos metálicos à superfície do elemento
de BA a reforçar (Mechanically Fastened – MF-
frp e resistência ao fogoreforço de elementos de betão armado com recurso a laminados de cfrp multidirecionaisJosé Sena Cruz, Professor Associado, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, [email protected]
Joaquim Barros, Professor Catedrático, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, [email protected]
Mário Coelho, Aluno de Doutoramento, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, [email protected]
Pedro Fernandes, Aluno de Doutoramento, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, [email protected]
Patrícia Silva, Investigadora, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, [email protected]
A aplicação de polímeros reforçados com
fibras (Fiber Reinforced Polymers – FRP) no re-
forço de estruturas de betão armado (BA) tem
sido realizada, essencialmente, com recurso
às técnicas de colagem externa de mantas ou
faixas de laminado e de inserção de laminados
ou varões no betão de recobrimento.
No âmbito do projeto de investigação em que
este trabalho se insere pretendeu-se avaliar
as potencialidades de uma técnica de reforço
que consiste em, simultaneamente, colar e
ancorar laminados multidirecionais de fibras
de carbono (Multidirectional Laminate of Car-
bon Fibre Reinforced Polymers – MDL-CFRP)
na superfície dos elementos de BA a reforçar
(Mechanically Fastened and Externally Bon-
ded Reinforcement – MF-EBR). No presente
trabalho apresentam-se os principais resulta-
dos experimentais obtidos no referido projeto
de investigação.
FRP) [2]. A principal vantagem desta técnica de
reforço está associada ao facto de o sistema
de ancoragem, sendo distribuído ao longo do
reforço de FRP, permitir o desenvolvimento
de tensões mais elevadas em toda a extensão
do mesmo.
Tendo por base as técnicas EBR e MF-FRP, no
âmbito do projeto a que este trabalho se refere,
propôs-se uma técnica de reforço com FRP’s
que consiste em, simultaneamente, colar e
ancorar mecanicamente laminados MDL-
CFRP no elemento de BA a reforçar (MF-EBR).
Esta técnica pretende associar os benefícios
derivados das ancoragens da técnica MF-FRP
com as vantagens da colagem externa da EBR.
Além disso, as ancoragens são pré-esforçadas
e o laminado multidirecional utilizado é exclusi-
vamente composto por fibras de carbono para
apresentar elevados níveis de eficácia.
O projeto tinha como objetivo fundamental dar
um contributo no conhecimento da reparação e
reforço à ação sísmica de nós de pórtico de BA
com recurso a MDL-CFRP. Nesse contexto, fo-
ram definidas as seguintes tarefas principais:
– Desenvolvimento e caracterização de um
laminado multidirecional de CFRP que sa-
tisfizesse as necessidades do projeto;
– Caracterização do comportamento da liga-
ção entre o MDL-CFRP e o betão;
– Avaliação da eficiência do reforço de es-
truturas de BA com MDL-CFRP recorrendo à
técnica MF-EBR.
cm_17
frp e resistência ao fogo
18_cm
Na presente comunicação, as tarefas acima
referidas são apresentadas e os principais
resultados obtidos são destacados.
2. CAMPANHAS EXPERIMENTAIS
2.1. Desenvolvimento e Caracterização
do MDL-CFRP
Devido à especificidade/novidade do material
em causa, não foi possível encontrar o MDL-
CFRP no mercado. Na impossibilidade de se ad-
quirir um produto acabado, houve necessidade
de o dimensionar, produzir e validar.
Tendo em consideração as várias condicionan-
tes existentes (tipo de matéria prima, métodos
de produção disponíveis, propriedades me-
cânicas mínimas requeridas, entre outros)
optou-se pela configuração de empilhamento
quási-isotrópica apresentada na Fig. 1a.
Assim, o MDL-CFRP produzido era constituído
por duas camadas de pré-impregnado unidi-
recional de carbono/epóxi (SEAL, TEXIPREG®
HS 160 REM) orientadas a ±45° em ambas as
faces de uma camada de laminado unidirecio-
nal de carbono/epóxi (S&P, CFK® 150/2000)
orientada a 0°.
A produção do MDL-CFRP ficou a cargo do INEGI
(Instituto de Engenharia Mecânica e Gestão
Industrial da Universidade do Porto). Este
foi produzido com recurso a uma máquina
de autoclave, estando a sequência de empi-
lhamento dos seus elementos representada
na Fig. 1b. Numa primeira fase foi produzido
Na Tabela 1 incluem-se as principais proprie-
dades obtidas da caracterização do MDL-CFRP.
Nesta tabela também estão incluídos valores
para as mesmas propriedades referentes a
um laminado multidirecional híbrido comer-
cial, constituído por fibras de vidro e carbono
(SAFSTRIP®). Comparando o desempenho de
ambos os materiais, é possível concluir que
o presente projeto permitiu desenvolver um
laminado exclusivamente feito com fibras
de carbono e com características mecânicas
significativamente superiores aos compósitos
comerciais disponíveis.
2.2. Caracterização do comportamento da
ligação entre o MDL-FRP e o betão
A caracterização do comportamento da liga-
ção entre o MDL-CFRP e o betão foi realizada
através da execução de um extenso programa
experimental de ensaios de arranque direto
[4]. A seleção dos parâmetros a estudar foi
MDL-CFRP em quantidade suficiente para a
sua caracterização geométrica e mecânica
[3]. Foram realizados ensaios para avalia-
ção das propriedades à tração a 0º e 90º,
resistência ao esmagamento e à flexão a 0º
do compósito.
Da análise dos resultados foi possível concluir
que:
(i) a resistência ao esmagamento aumenta
com o aumento do pré-esforço aplicado
nos parafusos;
(ii) este aumento tem um valor máximo a
partir do qual não se verificam acréscimos
de resistência com o acréscimo de pré-
esforço. Pelo contrário, verifica-se que
acima de determinado valor de pré-esforço
o MDL-CFRP pode ficar danificado na zona
do parafuso, resultando uma zona de fra-
gilidade que conduz a menores valores de
resistência ao esmagamento;
(iii) em todos os ensaios efetuados ocorreu
um modo de rotura misto com corte e
esmagamento.
> Figura 1: Produção do MDL-CFRP: (a) Sequência de empilhamento e materiais utilizados (secção transversal); (b) Configuração de produção utilizada.
> 1
a) b)
Laminado tf [mm] f
fu [MPa] E
f [GPa] ε
fu [%]
ff,br
[MPa]
T0
T1
MDL-CFRP 2.071866(5.1%)
118(2.8%)
1.58(5.1%)
316.4(11.8%)
604.4(5.8%)
SAFSTRIP 3.18 852 62.2 n/a 180 279
Nota 1: tf – espessura; f
fu – resistência à tração; E
f – módulo de elasticidade; ε
fu – extensão última;
ff,br
– resistência ao esmagamento; T0 – sem pré-esforço; T1 – com pré-esforço correspondente a um
momento de aperto de 40 N x m;Nota 2: os valores entre parêntesis são os correspondentes coeficientes de variação.
Tabela 1: Principais propriedades obtidas na caracterização do MDL-CFRP.
cm_19
efetuada com base em resultados existentes na
bibliografia da especialidade (com especial inci-
dência nas aplicações já realizadas ao nível da
indústria aeroespacial e aeronáutica) e noutros
parâmetros considerados cruciais no âmbito do
projeto. Nesse contexto foram selecionadas
as seguintes variáveis para análise: técnica de
reforço (EBR, MF-FRP e MF-EBR); quantidade (1,
2 e 3) e diâmetro das ancoragens (M8 e M10);
nível de pré-esforço a aplicar às ancoragens (0
e 40 N×m) e comprimento de amarração.
Na Fig. 2 apresenta-se, de forma esquemática,
a configuração de ensaio adotada, bem como
uma foto ilustrativa dos ensaios de arranque
efetuados.
A realização de programa experimental envol-
veu um total de 71 provetes reforçados com
várias combinações predefinidas dos parâme-
tros anteriormente referidos. Dos resultados
experimentais obtidos foi possível extrair
como principais conclusões [4]:
(i) a técnica mais efetiva foi a MF-EBR, dado
que conduziu aos maiores valores de
resistência;
(ii) a força máxima de arranque aumenta com
o número e o diâmetro das ancoragens;
(iii) o acréscimo de força é maior quando é
aplicado pré-esforço nas ancoragens;
(iv) as relações força de arranque versus
deslizamento são não lineares até ao pico
de carga, sendo que, para os casos com
ancoragens pré-esforçadas, se obteve
uma resposta mais linear;
(v) os modos de rotura típicos observados
para os provetes MF-EBR foram o des-
tacamento na interface adesivo/betão,
destacamento na interface adesivo/MDL,
delaminação do MDL e esmagamento do
laminado ao nível das ancoragens.
> Figuras 2: Ensaios de arranque direto: (a) Configuração de ensaio; (b) Foto de um ensaio. Legenda: (a) atuador; (b) macaco hidráulico; (c) amarra rotulada; (d) apoio; (e) MDL-CFRP; (f)
provete de BA.” por “(a) amarra rotulada; (b) apoio; (c) MDL-CFRP; (d) provete de BA.
> Figuras 3: Configuração de ensaio dos nós interiores: (a) Esquema estrutural; (b) Foto de um ensaio.
2.3. Reforço de nós de pórtico com MDL-CFRP
Foram realizados dois programas de ensaios
com intuito de propor e avaliar a eficiência das
técnicas de reforço aplicadas a nós de pórtico
de BA submetidos a ações cíclicas. Contudo,
neste trabalho apenas se apresenta um dos
programas de ensaios efetuado.
Os nós estudados procuraram reproduzir
situações reais. Foram utilizados protótipos
à escala real, incluindo provetes com dano
inicial resultante de um evento sísmico e
utilizando materiais (betão de baixa resis-
tência e armaduras lisas) e geometrias (viga
forte – pilar fraco) idênticos àqueles que eram
usados até ao final da década de 70. De facto,
no contexto dos países do sul da Europa,
são estas as estruturas que necessitam de
maior intervenção de modo a mitigar o risco
de colapso sísmico.
No primeiro programa de ensaios usou-se
uma configuração de ensaio já existente, em
que se procurou analisar o tipo de configu-
ração de reforço e o efeito do nível de dano
inicial na resposta final da estrutura [5]. Na
Fig. 3 apresenta-se a configuração de ensaio
adotada.
Após a aplicação de dano inicial, os nós fo-
ram reconstruídos, as fendas foram seladas
e o reforço de MDL-CFRP foi aplicado. As
> 2
a) b)
> 3
a) b)
A realização de programa experimental envolveu um total de 71 provetes reforçados com várias
combinações predefinidas dos parâmetros anteriormente referidos. Dos resultados experimentais
obtidos foi possível extrair como principais conclusões [4]: (i) a técnica mais efetiva foi a MF-EBR, dado que conduziu aos maiores valores de resistência;
(ii) a força máxima de arranque aumenta com o número e o diâmetro das ancoragens;
(iii) o acréscimo de força é maior quando é aplicado pré-esforço nas ancoragens; (iv) as relações força de arranque versus deslizamento são não lineares até ao pico de carga,
sendo que, para os casos com ancoragens pré-esforçadas, se obteve uma resposta mais linear;
(v) os modos de rotura típicos observados para os provetes MF-EBR foram o destacamento na
interface adesivo/betão, destacamento na interface adesivo/MDL, delaminação do MDL e esmagamento do laminado ao nível das ancoragens.
2.3 Reforço de nós de pórtico com MDL-CFRP
Foram realizados dos programas de ensaios com intuito de propor e avaliar a eficiência das
técnicas de reforço aplicadas a nós de pórtico de BA submetidos a ações cíclicas. Contudo, neste
trabalho apenas se apresenta um dos programas de ensaios efetuado. Os nós estudados procuraram reproduzir situações reais. Foram utilizados protótipos à escala
real, incluindo provetes com dano inicial resultante de um evento sísmico e utilizando materiais
(betão de baixa resistência e armaduras lisas) e geometrias (viga forte – pilar fraco) idênticos àqueles que eram usados até ao final da década de 70. De facto, no contexto dos países do sul
da Europa, são estas as estruturas que necessitam de maior intervenção de modo a mitigar o
risco de colapso sísmico. No primeiro programa de ensaios usou-se uma configuração de ensaio já existente, em que se
procurou analisar o tipo de configuração de reforço e o efeito do nível de dano inicial na resposta
final da estrutura [5]. Na Fig. 3 apresenta-se a configuração de ensaio adotada.
Após a aplicação de dano inicial, os nós foram reconstruídos, as fendas foram seladas e o reforço de MDL-CFRP foi aplicado. As duas soluções de reforço propostas encontram-se representadas
esquematicamente na Fig. 4. Em função da localização do MDL-CFRP, as soluções de reforço
foram designadas por direta ou indireta. Na Fig. 5 apresenta-se um exemplo dos resultados obtidos para o protótipo com a solução de
reforço direta e respetivo protótipo de referência.
Quando comparados com os nós não reforçados, foi possível obter um aumento de capacidade de carga até cerca de 35%. Neste caso o incremento de energia dissipada foi significativo. Muito
interessante, também, foi a possibilidade de se repor a rigidez inicial do nó através da selagem
das fendas e da reconstrução dos cantos. Esta técnica mostrou-se muito eficiente, sobretudo nos
nós com armaduras lisas. Os principais modos de rotura obtidos consistiram em fendas de flexão, esmagamento por
compressão do betão nos cantos dos nós, destacamento do laminado na interface betão/adesivo
e esmagamento do MDL-CFRP.
(a) (b)
Fig. 3 – Configuração de ensaio dos nós interiores: (a) Esquema estrutural; (b) Foto de um ensaio.
20_cm
> Figuras 4: Reforço de nós interiores: (a) solução direta; (b) solução indireta.
> Figuras 5: Nó com solução de reforço direta: (a) relação força versus deslocamento; (b) modo de rotura.
> Figuras 6: Resposta força versus deslocamento das vigas ensaiadas sob carregamento monotónico.
duas soluções de reforço propostas encon-
tram-se representadas esquematicamente na
Fig. 4. Em função da localização do MDL-CFRP,
as soluções de reforço foram designadas por
direta ou indireta.
Na Fig. 5 apresenta-se um exemplo dos resul-
tados obtidos para o protótipo com a solução
de reforço direta e respetivo protótipo de
referência.
Quando comparados com os nós não refor-
çados, foi possível obter um aumento de
capacidade de carga até cerca de 35%. Neste
caso o incremento de energia dissipada foi
significativo. Muito interessante, também,
foi a possibilidade de se repor a rigidez inicial
do nó através da selagem das fendas e da re-
construção dos cantos. Esta técnica mostrou-
se muito eficiente, sobretudo nos nós com
armaduras lisas.
Os principais modos de rotura obtidos con-
sistiram em fendas de flexão, esmagamento
por compressão do betão nos cantos dos nós,
destacamento do laminado na interface betão/
adesivo e esmagamento do MDL-CFRP.
2.4. Reforço de vigas de BA
As potencialidades dos laminados MDL-CFRP
foram também testadas no reforço à flexão
de vigas. A Fig. 6 mostra a resposta obtida
em termos de força versus deslocamento das
vigas ensaiadas sob carregamento monotóni-
co. A partir desta figura é possível constatar
que a viga reforçada que maior carga atingiu
foi a MF-EBR. Quando comparado com a viga
de referência (REF), foi obtido um aumento
na capacidade de carga de 37%, 87% e 86%
para as vigas EBR, MF-EBR e NSM, respetiva-
mente. No entanto, o aspeto mais favorável
da técnica MF-EBR foi o nível de ductilidade
(4.35), o qual foi muito superior ao registado
nas outras duas vigas reforçadas, EBR (1.80)
e NSM (2.98).
> 4
a) b)
> 5
a) b)
> 6
frp e resistência ao fogo
3. CONCLUSÕES
Na presente comunicação foi dada a conhecer a técnica de
reforço MF-EBR. Esta consiste na aplicação de laminados de
MDL-CFRP na superfície dos elementos a reforçar, através
da colagem com epóxi em conjunto com a aplicação discreta
de ancoragens mecânicas. Esta técnica revelou-se bastante
promissora, apresentando vantagens quando comparada
com o desempenho de técnicas de reforço mais utilizadas
atualmente, abrindo assim caminho a uma solução alter-
nativa que, em muitos casos, poderá ser a melhor solução
de reforço.
O presente trabalho foi financiado pelos programas COMPE-
TE e FEDER, projeto PTDC/ECM/74337/2006 da FCT – Fun-
dação para a Ciência e a Tecnologia. Os autores manifestam
os seus agradecimentos às empresas que gentilmente
forneceram os materiais, nomeadamente, à S&P Clever
Reinforcement Ibérica Lda., Hilti Portugal – Produtos e
Serviços Lda., e à SECIL, e à empresa TSwaterjet pelo corte
dos laminados utilizando a tecnologia de jato de água.
Todas as publicações desenvolvidas no âmbito deste projeto
poderão ser consultadas em www.sc.civil.uminho.pt
PUB
6. REFERÊNCIAS
[1] “Guide for the design and construction of externally bonded FRP systems for strengthening
concrete structures.” Report ACI 440.2R-08 by ACI Committee 440, American Concrete
Institute (ACI), Farmington Hills, USA, 80 pp, 2008.
[2] Bank, L. “Mechanically Fastened FRP (MF-FRP) Strips for Strengthening RC Structures – A
Viable Alternative”, In: Proc of 2nd international conference on FRP composites in civil
engineering: CICE, Adelaide, Australia, December 8–10, 2004, 12 pp.
[3] Sena-Cruz, J.M.; Barros, J.A.O.; Carvalho, J.; Coelho, M. “Caracterização geométrica
e mecânica de laminados multi-direccionais produzidos pelo INEGI.” Relatório no.
09-DEC/E-28, Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, Guimarães,
43 pp, 2009.
[4] Coelho, M.; Fernandes, P.; Sena-Cruz, J.M.; Barros, J.A.O. “Comportamento da ligação entre
laminados multi-direccionais de CFRP e o betão”, Relatório no. 11-DEC/E-15, Departamento
de Engenharia Civil, Universidade do Minho, Guimarães, 74 pp, 2011.
[5] Coelho, M.; Fernandes, P.; Melo, J.; Sena-Cruz, J.M.; Varum, H.; Barros, J.; Costa, A. (2012)
“Seismic retrofit of RC beam-column joints using the MF-EBR strengthening technique.”
Advanced Materials Research, Vols. 452-453, 1110-1115.
[6] Coelho, M.; Fernandes, P.; Sena-Cruz, J.M.; Barros, J.A.O. (2011) “Reforço sísmico de nós
de pórtico em betão armado com laminados multidirecionais de CFRP”, Relatório no.
11-DEC/E-32, Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, Guimarães,
74 pp.
[7] Sena-Cruz, J.M.; Barros, J.A.O.; Coelho, M.R.; Silva, L. (2011) “Efficiency of different
techniques in flexural strengthening of RC beams under monotonic and fatigue loading.”
Construction & Building Materials, 29, 175–182.
22_ 29
1. INTRODUÇÃO
Nas duas últimas décadas a utilização de
CFRP’s colados com resinas epóxidas no re-
forço de estruturas de betão armado registou
um aumento considerável, sobretudo devido
às vantagens que apresentam em relação aos
materiais tradicionais, em particular face ao
aço [1]. Estas vantagens incluem a elevada
resistência à tração, a leveza, a elevada re-
sistência à corrosão e à fadiga e a facilidade
de transporte e de aplicação.
O comportamento ao fogo dos sistemas de
reforço com CFRP não surge como uma das
principais preocupações quando estes são
aplicados em pontes. Contudo, em edifícios, e
apesar de estes sistemas apresentarem um
22_cm
elevado potencial, há preocupações relacio-
nadas com o comportamento a temperaturas
elevadas. De facto, a resistência, rigidez e
propriedades adesivas destes materiais são
severamente afetadas para temperaturas
moderadamente elevadas [2], nomeadamente
quando estas se aproximam da temperatura
de transição vítrea (Tg) da matriz polimérica,
que tipicamente varia entre 55ºC e 120ºC. A
ligação entre o betão e o CFRP, materializada
por adesivos epóxidos que desempenham um
papel crucial para que o sistema de reforço
funcione, é também severamente afetada para
temperaturas superiores à Tg.
Resultados recentes obtidos em ensaios de
resistência ao fogo em vigas [3], lajes [4] e
pilares [5] de betão armado reforçados com
frp e resistência ao fogodesenvolvimento de sistemas de protecção ao fogo para elementos de betão armado reforçados com laminados de cfrp
João P. Firmo
MSc, Aluno de doutoramento
IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa
Cristina López
MSc, Aluna de doutoramento
IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa
Carlos Tiago
MSc, PhD, Professor Auxiliar
IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa
Neste artigo são apresentados estudos numéricos e experimentais sobre o comportamento
ao fogo de vigas e lajes de betão armado (BA) reforçadas à flexão com laminados de fibras
de carbono (CFRP). Na primeira parte do artigo resumem-se os principais resultados obtidos
em ensaios de resistência ao fogo realizados em vigas nas quais foram aplicados sistemas
de proteção ao fogo, constituídos por placas de silicato de cálcio ou argamassa à base de
vermiculite e perlite, complementados com o isolamento térmico das zonas de ancoragem dos
laminados. Este detalhe construtivo permitiu aumentar consideravelmente o tempo de resis-
tência ao fogo do sistema de reforço. Os estudos numéricos, apresentados na segunda parte
do artigo, incluem o desenvolvimento de (i) modelos de elementos finitos (EF) bidimensionais
(2D) das vigas ensaiadas, validados com base no ajuste entre as temperaturas calculadas e
as registadas nos ensaios, e de (ii) modelos de EF tridimensionais (3D) de lajes reforçadas à
flexão com laminados de CFRP, usados para analisar a eficácia de diferentes configurações
do sistema de proteção ao fogo, com particular destaque para a geometria do isolamento na
zona de ancoragem dos laminados.
Palavras-chave: betão armado; sistemas de reforço; laminados de polímeros reforçados com
fibras de carbono (CFRP); fogo; zonas de ancoragem; sistemas de proteção.
CFRP, realçam a necessidade de desenvolver
sistemas de proteção adequados para prolon-
gar o tempo de resistência ao fogo deste tipo
de elementos estruturais. Contudo, presen-
temente, não existem documentos/recomen-
dações nem modelos fiáveis que auxiliem o
dimensionamento desses sistemas de prote-
ção ao fogo. Os estudos numéricos realizados
neste domínio são igualmente escassos [6-8].
Na primeira parte do presente artigo (ponto
2) são apresentados os principais resultados
obtidos em ensaios de resistência ao fogo
realizados em vigas de BA reforçadas à flexão
com laminados de CFRP (descritos em detalhe
em [9, 10]), onde foi analisada a eficácia de
dois sistemas de proteção passiva, placas de
silicato de cálcio e argamassa de vermiculite e
cm_23
perlite, envolvendo, simultaneamente, o isola-
mento da zona de ancoragem dos laminados.
Na segunda parte do artigo (ponto 3) são apre-
sentados estudos numéricos elaborados com
os seguintes objetivos: (i) simular a evolução
das temperaturas na secção transversal de
duas das vigas ensaiadas; (ii) avaliar o efeito
da geometria do sistema de proteção na zona
de ancoragem na resistência ao fogo de lajes
de BA reforçadas à flexão com CFRP.
No ponto 4 são apresentadas as conclusões
do estudo efetuado.
2. EsTUDO ExPERImENTAL
2.1. Características das vigas e do sistema
de reforço
Foram ensaiadas 5 vigas reforçadas e 1 de
referência não reforçada (viga RC). Em todas
as vigas reforçadas a zona de ancoragem dos
laminados foi isolada da ação térmica (cf. 2.2)
e em 4 delas foram aplicados outros sistemas
de proteção ao fogo ao longo do vão. O sistema
de reforço à flexão foi constituído por um la-
minado com 1,35 m de comprimento, 50 mm
de largura e 1,2 mm de espessura, colado à
face inferior das vigas (Figuras 1 e 2) com um
adesivo epóxido. Em ensaios de flexão em 4
gados leves à base de vermiculite e perlite
(VP), nas espessuras de 25 mm (vigas SC25 e
VP25, respetivamente) e 40 mm (vigas SC40 e
VP40, respetivamente), num comprimento de
1,40 m e largura igual à das vigas. Os painéis
de SC foram fixados mecanicamente (Figura
3). A argamassa de vermiculite e perlite foi
aplicada por espalhamento (Figura 4). A viga
reforçada e não protegida foi denominada por
viga CFRP. Tal como referido, o comprimento
do laminado era de 1,35 m – este valor coin-
cidiu com a largura externa do forno no qual
foram realizados os ensaios, garantindo-se
que as zonas de ancoragem estavam isoladas
termicamente num comprimento de 0,20 m,
dimensão que correspondeu à espessura das
paredes do forno (Figura 5). Em aplicações
reais, este isolamento pode ser concretizado
pela aplicação de materiais de proteção de
elevada espessura nas zonas de ancoragem,
procedimento cuja viabilidade é analisada
no ponto 3.
2.3. sistema de ensaio, instrumentação e
procedimento
Todas as vigas foram ensaiadas à f lexão
em quatro pontos (vão de 1,50 m) sobre a
abertura superior de um forno alimentado
pontos com vão de 1,50 m realizados à tempe-
ratura ambiente, verificou-se um aumento do
momento fletor resistente de 94% [9, 10]. Este
valor é superior às taxas máximas de reforço
estabelecidas nos principais documentos
internacionais (variáveis entre 40% e 60%),
onde a suscetibilidade destes sistemas a
temperaturas elevadas é apontada como uma
das principais razões à sua limitação [1, 11].
Contudo, em aplicações anteriores a esses
documentos, taxas de reforço superiores são
relativamente comuns.
A temperatura de transição vítrea (Tg) dos ma-
teriais de reforço foi determinada através da
realização de análises mecânicas dinâmicas
(ensaios de DMA), nas quais se obteve 55ºC
para o adesivo de colagem e 153ºC para o
laminado. Foram ainda realizados ensaios
de calorimetria diferencial de varrimento e
termogravimetria (ensaios de DSC/TGA) que
permitiram concluir que ambos os materiais
apresentam uma temperatura de decompo-
sição térmica (Td) de 380ºC.
2.2. sistemas de proteção ao fogo
Os sistemas de proteção passiva ao fogo
utilizados foram constituídos por painéis de
silicato de cálcio (SC) ou argamassa de agre-
> Figura 1: Corte longitudinal das vigas reforçadas à flexão.
> Figura 2: Secção das vigas reforçadas.
> Figura 3: Viga protegida com painel de silicato de cálcio.
> Figura 4: Viga protegida com argamassa de VP.
> 2
> 1 > 2
> 3 > 4
frp e resistência ao fogo
24_cm
a gás, tal como se ilustra na Figura 5. A car-
ga total aplicada simulou o carregamento
aplicado numa situação de incêndio, que,
de acordo com a norma ISO 834 [12], deverá
corresponder a um valor típico de condições
de serviço. Optou-se por considerar um valor
que provocasse nas vigas um deslocamento
a meio vão de L/250 (0,06 m). Este carrega-
mento foi de 10,2 kN para a viga RC (58% da
carga última à temperatura ambiente) e 16,3
kN para as vigas reforçadas (47% da carga
última à temperatura ambiente). Em todos
os ensaios apenas a face inferior das vigas
foi exposta diretamente à ação do incêndio,
tendo as faces laterais sido isoladas com
placas de lã mineral e a face superior exposta
à temperatura ambiente.
Foram colocados termopares do tipo K na
secção central de todas as vigas para medição
dos valores de temperatura, com a disposição
indicada na Figura 6. Na Viga SC40 utilizaram-
se 2 termopares adicionais na zona de extre-
midade do laminado (TE.L. e TP.F., Figura 7). Foi
ainda monitorizado o deslocamento vertical a
meio vão de todas as vigas.
> Figura 5: Esquema dos ensaios de resistência ao fogo.
> Figura 6: Posicionamento dos termopares na secção de meio vão.
> Figura 7: Termopares na zona de ancoragem (Viga SC40).
O procedimento de ensaios dividiu-se em
duas fases: i) aplicação de carga gravítica;
ii) aplicação de temperatura de acordo com
o incêndio padrão da norma ISO 834 [12]. O
ensaio decorreu até que fosse atingida a ro-
tura da viga ou uma duração de 210 minutos.
2.4. Resultados
A evolução das temperaturas em 4 das 6 vigas
ensaiadas está presente na Figura 8, onde
se indicam os valores das temperaturas de
transição vítrea (Tg) e de decomposição (T
d)
da resina de colagem (na Figura 12 do ponto
3 estão indicados os resultados das vigas
CFRP e VP25). Na Tabela 1 estão resumidos,
para todas as vigas reforçadas, os principais
resultados obtidos. Na viga CFRP observou-
se que quando a ligação entre o laminado e o
betão foi completamente destruída (após 23
min), a temperatura na secção de meio vão
na interface betão-CFRP era superior à Td de
ambos os materiais de reforço. Em todas as
vigas reforçadas e protegidas pelos sistemas
passivos (vigas VP25, CS25, VP40 e SC40),
quando comparadas com a viga CFRP e con-
siderando o mesmo tempo de exposição, as
temperaturas medidas na secção de meio vão
são nitidamente inferiores, especialmente
ao nível da interface betão-CFRP, explicando
o maior tempo de proteção do reforço. Tal
como esperado, maiores espessuras condu-
ziram a períodos de proteção mais elevados.
Verif icou-se também que, para a mesma
espessura de isolamento, a argamassa de
vermiculite e perlite foi mais eficaz na pro-
teção do reforço.
Os resultados apresentados na Tabela 1
mostram que no instante do descolamento
do laminado a temperatura média na interface
betão-CFRP na zona de ancoragem da viga
SC40 era de 52ºC, aproximadamente igual à
Tg do adesivo de colagem. Estes resultados
confirmam que a ligação do laminado ao betão
foi menos afetada nas zonas de ancoragem
protegidas da ação do fogo, explicando o facto
de na secção de meio vão as temperaturas
serem superior à Tg do adesivo e, ainda assim,
o sistema de reforço continuar a ser efetivo. A
> 5 > 7
> 6
cm_25
rotura por tração do laminado nunca ocorreu
pois para os valores de temperatura regista-
dos, a sua resistência, apesar de afetada, era
ainda bastante elevada [9].
A Figura 9 ilustra a variação do deslocamento
a meio vão com o tempo em todas as vigas
ensaiadas. A origem do eixo das abcissas (t=0
min) corresponde ao início da exposição ao
incêndio padrão. O deslocamento na viga CFRP
aumentou a uma taxa inferior à da viga RC até
ao momento em que ocorreu o descolamento
do laminado. Nesse momento, o deslocamen-
to aumentou instantaneamente (devido à
perda de rigidez). Nas vigas protegidas, como
esperado, o aumento do deslocamento foi
menor do que na viga CFRP, motivado por uma
> 8
> Figura 8: Temperaturas em função do tempo de exposição ao fogo: a) Viga RC; b) Viga VP40; c) Viga SC25; d)Viga SC40. (T1m
, T2m
média dos valores dos termopares T1 e T1’, T2 e
T2’, respetivamente)
> Figura 9: Aumento do deslocamento a meio vão em função do tempo [9].
menor perda de rigidez por efeitos térmicos.
Consequentemente, a ligação betão-CFRP
foi destruída após um período de exposição
consideravelmente mais longo. Destaca-se
o facto de a viga VP25 ter colapsado imedia-
tamente após a rotura do sistema de reforço.
Apesar de o valor da carga atuante ser ligeira-
mente inferior ao da carga resistente da viga
não reforçada, o descolamento do reforço foi
bastante brusco, assemelhando-se à aplica-
ção de uma carga de forma dinâmica, e que,
por isso, terá amplificado os seus efeitos. Em
4 das 6 vigas não foi possível atingir o colapso
devido à perda de eficácia do sistema de ve-
dação lateral do forno.
Observações pós-fogo (Figura 10) mostra-
ram que o comportamento do laminado na
extensão exposta à ação do fogo (0,95 m) se
assemelhou ao de um “tirante” fixo nas zonas
de ancoragem por aderência ao betão (Figura
10c), onde a ligação colada não se encontrava
destruída (Figuras 10a e 10b). Com o aumento
da temperatura, as propriedades de rigidez e
de resistência dos materiais foram diminuindo,
tendo como consequência um aumento da
força de tração no “tirante”. O descolamento
do laminado/“tirante” ocorreu quando a tensão
de aderência resistente foi ultrapassada numa
das zonas de ancoragem, coincidindo com o
instante em que a Tg do adesivo foi atingida.
3. EsTUDO NUméRICO
3.1. modelo 2D
3.1.1. Descrição do modelo
Foram elaborados modelos de EF bidimensio-
nais no programa de cálculo automático ADINA-
T [13] para simular a evolução das tempera-
turas na secção transversal das vigas CFRP e
VP25. Os resultados numéricos foram poste-
riormente comparados com os obtidos experi-
mentalmente com o objetivo de validar o mode-
lo, permitindo a sua generalização para o caso
tridimensional (lajes reforçadas – ponto 3.2).
A geometria das secções transversais modela-
das foi coincidente com a das vigas ensaiadas.
Contudo, não foram consideradas as armadu-
ras de aço, uma vez que a sua presença é pouco
c) d)
a) b)
Tabela 1: Resumo de alguns dos resultados obtidos nos ensaios de resistência ao fogo nas vigas reforçadas.
ParâmetroViga CFRP
Viga VP25
Viga sC25
Viga VP40
Viga sC40
Tempo até a Tg do adesivo de colagem ser atingida
na interface betão-CFRP (meio vão) [min]1 15 17 24 38
Tempo até o sistema de reforço atingir a rotura por descolamento do laminado [min]
23 89 60 167 137
Temperatura média na ligação betão-resina a meio vão no momento da rotura do reforço
(*ancoragem) [ºC]414 176 119 187
146 (*52)
> 9
frp e resistência ao fogo
26_cm
> Figura 10: (a) zona de ancoragem do laminado de CFRP (protegida pela parede do forno); (b) vista interior do isolamento proporcionado pelas paredes do forno; (c) laminado de CFRP
destacado da viga na extensão exposta à ação incêndio [9].
> Figura 11: Distribuição de temperaturas após 60 min de exposição ao fogo na secção transversal da (a) viga CFRP e (b) viga VP25.
> Figura 12: Comparação entre as temperaturas medidas (E) e calculadas (N) na viga CFRP (a) e na viga VP25 (b).
relevante para evolução das temperaturas na
interface betão-CFRP, que é a zona com maior
importância neste estudo. Além disso, simpli-
ficadamente, assumiu-se que as propriedades
termofísicas do adesivo epóxido eram iguais
às do laminado de CFRP. Foi considerada a
evolução com a temperatura das propriedades
do betão, CFRP e argamassa de VP, definidas
de acordo com Firmo et al. [9].
As secções transversais das vigas foram
modeladas com recurso a elementos qua-
drangulares de 9 nós com máxima dimensão
de 2,5mm (Figura 11). Considerou-se que as
faces laterais e superior constituíam frontei-
ras adiabáticas (sem trocas de calor com o
exterior) com uma temperatura inicial de 20ºC
(temperatura ambiente). Na face inferior foi
imposta diretamente a evolução da tempera-
tura com o tempo do incêndio padrão definido
na norma ISO 834 [12].
3.1.2. Resultados
A Figura 11 ilustra a distribuição de tempera-
tura calculada nas secções transversais das
vigas CFRP e VP25 após 60 minutos de expo-
sição ao incêndio padrão, onde se observa que
a presença do sistema de proteção ao fogo
(Figura 11b) teve como consequência uma
diminuição acentuada das temperaturas ao
nível do reforço.
Os gráficos presentes na Figura 12 comparam
a evolução das temperaturas registadas
nos ensaios com as previstas pelo modelo
numérico. De uma forma geral, os resultados
apresentam uma concordância razoável,
validando o modelo elaborado e permitindo a
sua generalização para o caso tridimensional,
descrita no ponto seguinte.
3.2. modelo 3D
3.2.1. Descrição do modelo
A generalização do modelo de EF apresentado
anteriormente para o caso tridimensional pos-
sibilitou a modelação de uma faixa de laje em
> 10
a) b)
c)
> 11
a) b)
> 12
a) b)
Laminado de CFRP
Superfície interior da viga Isolamento lateral
Isolamento lateral
Laminado de CFRP
Parede doforno
Laminado de CFRP(sobre a parede do forno
cm_27
> 13
BA reforçada à flexão com laminados de CFRP;
os objetivos foram (i) obter a distribuição de
temperaturas ao longo da interface betão-CFRP
e (ii) estudar o efeito da geometria do sistema
de proteção (neste caso só argamassa de VP)
na evolução de temperatura na zona de anco-
ragem dos laminados, que, tal como observado
no ponto 2, é a zona crítica.
A faixa de laje de betão armado analisada tinha
5,20 m de comprimento, 0,50 m de largura,
0,12 m de altura e o laminado de CFRP que a
reforça tinha uma secção transversal de 50
× 1,2 mm e comprimento total de 4 m. Devido
à dupla simetria existente optou-se por mo-
delar ¼ do elemento estrutural (Figura 13).
Relativamente ao sistema de proteção ao fogo
de argamassa de VP, este foi constituído por
uma camada de espessura constante (0,02
m) ao longo do comprimento do laminado, com
exceção na zona de ancoragem la (la=0,2 m),
onde se estudou, separadamente, a influência
das dimensões d1 e d2 (Figura 14). No estudo
do parâmetro d1, foram comparados os resul-
tados de 3 modelos em que d1 variou entre
0,02 m e 0,06 m (modelos S4_N, S4 and S4_D),
mantendo-se constante o valor de d2=0,04 m.
Para o estudo do parâmetro d2, foram anali-
sados os resultados de 5 modelos (S2, S4,
S6, S8 e S10), em que o seu valor variou entre
d2=0.02 m (modelo S2) e d2=0.10 m (modelo
S10). Na Tabela 2 apresentam-se os valores
dos parâmetros d1 e d2 de cada modelo.
Foi definida uma malha de elementos finitos te-
traédricos de 10 nós com máxima dimensão de
lado de 0,05 m no betão, 0,02 m na argamassa
de VP e 0,005 m no material de reforço (CFRP
e adesivo de colagem). Tal como no modelo
bidimensional, foi considerada a variação das
propriedades dos materiais com a temperatu-
ra. Relativamente às condições de fronteira, na
face quente (identificada a cinzento na Figura
> 14
13) foi imposta diretamente a evolução da
temperatura com o tempo do incêndio padrão
e nas restantes faces admitiram-se fronteiras
adiabáticas com uma temperatura inicial de
20ºC (temperatura ambiente).
3.2.2. Resultados
3.2.2.1. Verificação da espessura mínima do
sistema de proteção
Com o objetivo de assegurar que a proteção
de 2 cm de espessura de argamassa de VP
era suficiente para garantir que a resistência
do laminado não era excedida, foi efetuada
uma verificação de temperatura na zona de
meio vão no modelo S2 após 120 minutos de
exposição ao incêndio. A Figura 15(a) mostra
a distribuição de temperatura na largura do
laminado (eixo z da Figura 14) na secção
de meio vão da laje, onde se observa que
o valor máximo atingido é cerca de 600ºC
(com z=0,025 m). De acordo com o estudo
elaborado por Feih e Mouritz [14], para uma
temperatura de 600ºC a resistência residual
do laminado de CFRP é cerca de 45% do valor
registado à temperatura ambiente. Sabendo
que a principais recomendações de dimensio-
namento limitam a tensão máxima no reforço
a 50% da sua tensão resistente, e que numa
situação de incêndio, a tensão instalada no
laminado é consideravelmente inferior ao
valor de dimensionamento (o carregamento
aplicado em situação de incêndio é seme-
lhante ao de uma combinação de serviço),
conclui-se que o laminado não atinge a rotura
após 120 min de exposição ao fogo.
3.2.2.2. Influência da geometria do sistema de
proteção na zona de ancoragem do laminado
A Figura 15(b) apresenta a distribuição de
temperaturas ao longo do comprimento de
ancoragem do laminado (la=0,20 m) na fibra
central (z=0) após 120 min de exposição ao
incêndio nos modelos S4_N, S4 e S4_D, que
diferem entre si apenas na dimensão d1.
Observa-se que, em termos médios, a dimi-
nuição de temperatura do modelo S4 para
S4_N (5,4%) é superior à diminuição do modelo
S4_D para o S4 (2,2%), pelo que se conclui que
a geometria simétrica do modelo S4, além de
facilitar a execução, é a que melhor rentabiliza
a quantidade de material aplicado. Por esta
razão, optou-se por considerar d1=d2 na
restante análise à geometria do sistema de
proteção na zona de ancoragem.
A Figura 16 ilustra a distribuição de tempera-
turas ao longo do comprimento de ancoragem
do laminado na interface betão-CFRP para os
modelos S2, S4, S6, S8 e S10 para diferentes
tempos de exposição ao fogo. Observa-se
que para os 4 instantes representados, o
aumento da espessura do sistema de pro-
teção na zona de ancoragem (parâmetro
d2) resultou, como era pretendido, numa
diminuição considerável da temperatura,
permitindo, nalguns casos, que a Tg da resina
não fosse atingida. Considerando que o sis-
> Figura 13: ¼ da faixa de laje.
> Figura 14: Proteção em VP da zona de ancoragem do laminado (detalhe 1).
modelo d1 (m) d2 (m)
S2 0,02 0,02
S4_N 0,02 0,04
S4 0,04 0,04
S4_D 0,06 0,04
S6 0,06 0,06
S8 0,08 0,08
S10 0,10 0,10
(*) N e D significam “Nenhum” e “Dobro”, respetivamente; o número do modelo corresponde
ao valor do parâmetro d2 (em centímetros).
Tabela 2: Dimensões da proteção na zona de an-
coragem*.
frp e resistência ao fogo
28_cm
> Figura 15: (a) Temperatura média no laminado de CFRP na secção de meio vão da laje e (b) distribuição de temperatura ao longo o comprimento de ancoragem do laminado após 120 min
de exposição ao incêndio.
> Figura 16: Resultados numéricos após (a) 30 min, (b) 60 min, (c) 90 min e (d) 120 min de exposição ao fogo.
tema de reforço mantém as características
de resistência adequadas, desde que a Tg da
resina na zona de ancoragem do laminado
não seja ultrapassada (fenómeno observado
na campanha experimental), conclui-se que
os sistemas de proteção dos modelos S6, S8
e S10 asseguram um tempo de resistência
ao fogo de 30 min, enquanto que apenas o
sistema com a geometria do modelo S10
garante 60 min de resistência.
> 15
a) b)
> 16
4. CONCLUsõEs
Os estudos apresentados neste artigo permi-
tiram obter as seguintes conclusões:
– O ensaio de resistência ao fogo realizado
à viga reforçada e não protegida na zona
central do reforço (viga CFRP) confirmou a
suscetibilidade dos sistemas com lamina-
dos de CFRP colados exteriormente quando
expostos a temperaturas elevadas. Apesar
de as zonas de ancoragem se encontrarem
isoladas termicamente, o sistema de refor-
ço atingiu a rotura por descolamento após
23 min de exposição ao incêndio.
– Observações pós-fogo mostraram que o
comportamento do laminado na extensão
exposta à ação do fogo se assemelhou ao
de um “tirante” fixo nas zonas de ancora-
gem por aderência ao betão, onde a ligação
colada não fora tão afetada. Com o aumento
da temperatura, as propriedades de rigi-
dez e de resistência dos materiais foram
diminuindo, tendo como consequência um
aumento da tensão de tração no “tirante”.
O descolamento do laminado/ ”tirante”
ocorreu quando numa das zonas de anco-
ragem a tensão de aderência resistente foi
ultrapassada.
– A utilização simultânea de materiais de
proteção ao fogo ao longo de todo o refor-
ço e do isolamento térmico adicional das
zonas de ancoragem permitiu que todo o
sistema fosse efetivo durante períodos
de exposição ao fogo consideravelmente
superiores: 89 min com argamassa de
vermiculite e perlite e 60 min com placa de
silicato de cálcio, ambos com espessura
de 25 mm. Aplicando os mesmos materiais
com espessuras de 40 mm, os respetivos
tempos de proteção foram 167 min (VP) e
137 min (SC).
– Os resultados dos modelos numéricos 2D
apresentaram uma concordância razoá-
vel com os valores experimentais. A sua
generalização para o caso 3D constituiu
uma ferramenta bastante útil no desenvol-
vimento de sistemas de proteção ao fogo,
em particular da sua geometria na zona de
ancoragem dos laminados.
– Os modelos tridimensionais de uma faixa
de laje reforçada com CFRP protegida com
argamassa de VP permitiram otimizar a
geometria do sistema de proteção. Os re-
sultados obtidos mostraram que é possível
atingir tempos de proteção de 60 min com
uma camada de 2 cm de espessura em zona
corrente e de 10 cm nas zonas de ancora-
a) b)
c) d)
gem dos laminados.
– Os resultados experimentais e numéricos apresentados
mostraram que, mediante a adoção de sistemas de prote-
ção adequados, é possível que elementos de betão armado
reforçados com CFRP apresentem um tempo de resistência
ao fogo compatível com a sua utilização em elementos
estruturais de edifícios, contornando um dos maiores
inconvenientes a estes apontados.
5. CONCLUsõEs
Os autores agradecem ao ICIST e à FCT pelo financiamento
da investigação, em particular através do projeto PTDC/
ECM/113041/2009, e às seguintes empresas pelo forneci-
mento do material utilizado nos ensaios experimentais: Secil/
Unibetão, S&P Clever Reinforcement, TRIA e HTecnic. O primeiro
autor agradece ainda o apoio da FCT dado através da bolsa de
doutoramento SFRH/BD/74443/2010.
6. REFERÊNCIAs
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[5] BISBY LA, GREEN MF, KODUR VKR, “Fire Endurance of FRP-Confined Con-crete Columns”, ACI Structural Journal, Vol. 10, No. 6, 2005; pp. 883-891.
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[12] ISO 834, “Fire resistance tests. Elements of building construction”, International Standards Organization, Genève, 1975.
[13] ADINA-T, Automatic Dynamic Incremental Nonlinear Analysis - Volume II: ADINA Heat Transfer Model Definition”, Adina manual, June 2010.
[14] FEIH S, MOURITZ AP, “Tensile properties of carbon fibres and carbon fibre–polymer composites in fire”, Composites Part A: Applied Science
and Manufacturing, Vol. 43, No. 5, 2012, pp. 765-772.
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30_ 35
mente em aplicações de edifícios. Contudo,
já está bem estabelecido que a resistência, a
rigidez e as propriedades de ligação dos FRP’s
são severamente afetadas a temperaturas
moderadamente elevadas, nomeadamente,
quando se atinge a temperatura de transição
vítrea da resina (Tg), tipicamente no intervalo
de 60-120ºC. Além disso, quando expostos a
temperaturas entre os 300-500ºC, a matriz
orgânica sofre decomposição, liberta calor,
fumo e gases tóxicos [3].
No Instituto Superior Técnico (IST) têm vindo
a ser realizados testes de resistência ao fogo
em perfis estruturais de polímeros reforçados
com fibra de vidro (GFRP) [2,4]. Os resultados,
confirmam que os perfis de GFRP são muito
mais vulneráveis sob compressão e corte do
que sob tração. De facto, em todos os testes,
embora o banzo inferior dos perf is tenha
1. INTRODUÇÃO
A utilização de compósitos de polímeros re-
forçados com fibras (do inglês FRP) cresceu
a uma taxa extraordinária desde 1960, devido
às suas grandes vantagens sobre os materiais
tradicionais – tais como a elevada resistência,
leveza e resistência à corrosão. Recentemente,
estes materiais apresentam variados campos
de aplicação, sobretudo na indústria aeroes-
pacial, naval, automóvel, artigos de desporto
e, mais recentemente, em infraestruturas civis.
Enquanto os materiais FRP têm tido um
crescimento muito grande em aplicações de
engenharia civil [1,2], também novos pro-
blemas e desafios de dimensionamento têm
vindo a ser colocados. No que diz respeito,
ao comportamento de materiais FRP ao fogo
existem preocupações legítimas especial-
30_cm
sido submetido a temperaturas bem acima
da temperatura de decomposição (Td), por
longos períodos de tempo, a rotura à tração
nunca ocorreu. Pelo contrário, a rotura ocorreu
sempre devido a tensões de compressão e/ou
corte, onde as temperaturas eram mais baixas,
quer no banzo superior como na vizinhança do
meio vão, quer na parte superior das almas sob
os pontos de aplicação das cargas.
Este ar tigo apresenta resultados de uma
campanha experimental em curso sobre a
resposta de laminados em tração e ao corte, a
temperaturas elevadas (entre 20ºC e 250ºC),
de perfis GFRP. Os resultados destes testes
foram usados para definir as propriedades
mecânicas e critérios de rotura do material a
elevadas temperaturas. Esta informação será
incorporada em modelos numéricos a serem
desenvolvidos, neste projeto de investigação.
frp e resistência ao fogocomportamento à tração e ao corte de perfis estruturais de compósito de fibra de vidro sob a ação da temperatura
Marco M. Gomes
MSc, Aluno de doutoramento
IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa
Fernando A. Branco
MSc, PhD, Professor Catedrático
IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa
José M. Pires
Aluno de mestrado integrado
IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa
João Sousa
MSc, Aluno de doutoramento
IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa
Neste artigo são apresentados resultados relativos a uma campanha experimental em que
se estudou o comportamento de perfis pultrudidos de polímero reforçado com fibra de vidro
ou perfis de GFRP (do inglês, Glass Fiber Reinforced Polymer), sob a ação do fogo. O artigo
descreve, inicialmente, os resultados de testes de DMA e DSC que foram usados para avaliar
os processos de transição vítrea e de decomposição do material em estudo. Posteriormente,
indicam-se os resultados de uma campanha experimental sobre o comportamento à tração
e ao corte do material GFRP a temperaturas elevadas. Espécimes retangulares (extraídos de
perfis estruturais) foram carregados em tração e ao corte (10º de offset), e a zona central
foi sujeita a temperaturas que variaram entre os 20ºC e os 250ºC. Os ensaios efetuados
permitiram determinar a resposta mecânica do material em função da temperatura. nomea-
damente, as curvas força-deslocamento, a rigidez, os modos de rotura e a força/tensão última
na rotura. A parte final deste artigo avalia a fiabilidade de diferentes modelos empíricos e
fenomenológicos publicados em literatura de referência para estimar a resistência à tração
e ao corte de materiais pultrudidos de GFRP em função da temperatura.
Palavras-chave: perfis de GFRP, fogo, temperaturas elevadas, tração, corte, DMA, TGA.
2. MATERIAIS
Os perfis de GFRP usados nesta campanha
experimental foram fornecidos pela empresa
Fiberline e consistem em secções tipo I (120
mm × 60 mm, 6 mm de espessura) e chapas
planas (10 mm espessura e 500 mm de lar-
gura). Estes materiais são feitos de camadas
alternadas, unidirecionais, de fibras tipo E
(roovings) e mantas superficiais (mats) em-
bebidas numa matriz de resina de poliéster
(70.3% de fibras em peso determinadas por
testes de burn-off).
3. TESTES DE DMA E DSC/TGA
3.1. Testes de DMA
3.1.1. Procedimento de ensaio
Estes ensaios foram realizados num analisa-
dor Q800 da TA Instruments. O equipamento
tem uma capacidade de 18 N e a carga é medida
com uma resolução de 1×10-4 N. Os ensaios
foram realizados de acordo com um esquema
de ensaio em flexão com encastramento sim-
ples, usado para impor cargas cíclicas, nas
quais o provete foi encastrado num dos lados
e livre no outro.
A geometria dos provetes de GFRP, cortados a
partir da alma do perfil de secção em I, foi de
40 mm (comprimento na direção de pultrusão)
× 15 mm (largura) × 3 mm (espessura). Os
provetes (um para cada taxa de aquecimento)
foram analisados entre 30ºC e 250ºC (mais alto
que o Tg mas, mais baixo que o T
d) a seis taxas de
aquecimento diferentes (0.5ºC/min, 1ºC/min,
2ºC/min, 4ºC/min, 6ºC/min e 8ºC/min) e quatro
frequências de oscilação dinâmicas (f1 = 1 Hz,
f2 = 3 Hz, f
3 = 5 Hz e f
4 = 10 Hz).
3.1.2. Resultados e discussão
Os resultados de DMA exibem os típicos picos
no módulo de perda (este mede a capacidade
do material em dissipar energia), nas curvas da
tangente de delta (esta mede o amortecimento
do material) e, ainda, uma considerável perda
nas curvas do módulo de armazenamento (este
mede a elasticidade do material). Estas curvas
permitem estimar o Tg (temperatura de transi-
ção vítrea), sendo o valor mais alto obtido das
curvas tangente de delta e, o mais baixo das cur-
vas do módulo de armazenamento, com valores
intermédios provenientes das curvas do módulo
de perda. Como era expectável, as estimativas
de Tg aumentam com a taxa de aquecimento e
com a frequência de oscilação. A uma frequência
de 1 Hz, as estimativas de Tg do módulo de perda
variaram entre 94ºC e 143ºC para as diferentes
taxas de aquecimento.
A Figura 3 apresenta a variação da retenção
do módulo de armazenamento para taxas
de aquecimento de 2ºC/min, 4ºC/min e 6ºC/
min. A Figura 4 apresenta o grau de transição
vítrea (αg) determinado a partir da variação do
módulo de armazenamento: Foram traçadas
curvas experimentais conjuntamente com cur-
vas analíticas a partir de um modelo cinético
(kinetic) presentemente em desenvolvimento.
3.2. Ensaios DSC/TGA
Os ensaios de análise termogravimétrica (TGA)
e de calorimetria diferencial de varrimento
(DSC) foram realizados ao perfil de chapa de
GFRP com o objetivo de determinar a variação
da massa e as alterações na energia que o
material sofre em função da temperatura e
do tempo.
3.2.1. Procedimento de ensaio
Os ensaios foram realizados com recurso
a um calorímetro de varrimento diferencial
SDT2960 e a um analisador termogravimétrico
da TA Instruments, num intervalo de tempera-
turas desde a temperatura ambiente até aos
600ºC, numa atmosfera de ar e de nitrogénio,
com taxas de aquecimento de 5, 10, 15 e 20ºC/
min. Os provetes foram produzidos cortando
os perfis de chapa em pequenas amostras
paralelepipédicas com aproximadamente
10mg. Durante os testes foram medidos e
registados os valores de tempo e temperatura,
bem como a variação na massa das amostras
e no fluxo de calor.
3.2.2. Resultados e discussão
Os principais resultados obtidos nas medições
termogravimétricas foram a variação da mas-
> Figura 1: Sequência de rotura de uma viga tubular de GFRP carregada em flexão a 4 pontos (rotura por corte/compressão no ponto de carregamento) [4].
> Figura 2: Rotura por compressão no banzo superior de uma viga tubular de GFRP em flexão a 4 pontos [4].
> Figura 3: Variação do módulo de armazenamento para diferentes taxas 2ºC/min, 4ºC/min and 6ºC/min.
> Figura 4: Grau de transição vítrea para taxas de aquecimento de 2ºC/min, 4ºC/min e 6ºC/min: dados experimentais e curvas analíticas da modelação cinética.
> 1 > 2
> 3 > 4
frp e resistência ao fogo
32_cm
sa e do fluxo de calor em função da tempera-
tura. As curvas de perda de massa traçadas
na Figura 5 apresentam uma ou duas quebras,
para a atmosfera de nitrogénio ou de ar res-
petivamente, e correspondem ao processo
de decomposição da matriz polimérica. Estes
patamares apresentam uma correspondência
com as curvas de variação do rácio fluxo de
calor/massa apresentadas na Figura 6, onde
um pico endotérmico (nitrogénio) e dois picos
exotérmicos (ar) podem ser identif icados
e associados respetivamente com o calor
envolvido na decomposição da resina numa
atmosfera inerte, e o calor realizado quando
o material inflama e arde numa atmosfera
oxidante. A temperatura de decomposição
(Td) foi determinada a partir da temperatura
intermédia da curva de perda de massa para
a atmosfera de ar, sendo definida como Td =
375ºC, o que corresponde a 85% da massa ini-
cial. A Figura 7 representa a variação do grau de
decomposição em função da temperatura para
todas as taxas de aquecimento ensaiadas.
4. ENSAIOS DE TRAÇÃO A TEMPERATURAS
ElEvADAS
4.1. Procedimento de ensaio
Os ensaios de tração foram realizados em pro-
vetes retangulares com dimensões de 1800
mm (direção de pultrusão) × 20 mm (largura)
× 10 mm (espessura). O comprimento central
(1100 mm) dos provetes foi em primeiro lugar
aquecido a uma taxa de aquecimento de apro-
ximadamente 7.5ºC/min, até se atingir uma
temperatura pré-definida (60ºC, 90ºC, 120ºC,
150ºC, 200ºC e 220ºC), usando uma câmara
térmica Shimadzu com dimensões interiores
1100 × 280 × 340 mm. Subsequentemente,
os provetes foram axialmente carregados até à
rotura usando uma máquina de ensaios univer-
sais Schenck 500, com 500 kN de capacidade
de carga. Os ensaios foram realizados com
medição de deslocamentos a uma velocidade
de carga de aproximadamente 2.0 mm/min. As
garras da máquina de ensaio foram mantidas
à temperatura ambiente de forma a evitar
mecanismos de rotura prematuros (Fig.8).
4.2. Resultados e discussão
Uma vez que a rotura precoce nas garras foi
evitada mantendo as mesmas à temperatura
ambiente, a rotura ocorreu sempre na região
aquecida do provete devido à rotura por tração
das fibras de vidro. Para temperaturas até
150ºC, o modo de rotura é semelhante ao que
é observado para a temperatura ambiente:
delaminação e rotura por tração das fibras,
sem qualquer influência claramente visível
do amolecimento e decomposição da resina
(Fig.9). Para temperaturas iguais ou superiores
a 200ºC, a rotura de tração das fibras foi afetada
pelo amolecimento e decomposição da resina.
Isto evidencia, embora a rotura seja ainda regu-
lada pela resistência à tração das fibras, que foi
possível identificar um volume de fibras soltas
tensionadas e partidas mesmo antes da rotura.
Na Figura 10 estão representadas as curvas
força-deslocamento (para um provete repre-
sentativo) para as diferentes temperaturas
de ensaio. É possível verificar que a resposta
do material foi elástica linear, em particular,
para temperaturas até 150ºC e que a rigidez
diminui progressivamente até a rotura para
as temperaturas mais elevadas.
A Figura 11 representa a variação da resis-
tência à tração e módulo de elasticidade
(estimado com base na rigidez dos provetes)
com a temperatura. É possível observar que a
resistência à tração apresenta uma redução
quase linear desde a temperatura ambiente
até aos 150ºC, para a qual o material retém
cerca de 50% da resistência a temperatura
ambiente. Acima dos 150ºC a resistência à
tração mantêm-se praticamente constante
até aos 220ºC. O módulo de elasticidade
não sofreu qualquer alteração marcante até
> Figura 5: Perda de Massa vs. Temperatura (10 ºC/min).
> Figura 6: Rácio fluxo de calor/massa vs. Temperatura (10 ºC/min).
> Figura 7: Grau de decomposição vs. Temperatura a diferentes taxas de aquecimento em nitrogénio.
> Figura 8: Configuração do ensaio com a câmara térmica na máquina de ensaio.
> Figura 9: Modo de rotura típico dos provetes testados à tração.
> 5 > 6 > 7
> 8
> 9
aos 150ºC e, para 220ºC, manteve cerca de
88% do valor medido à temperatura ambiente.
5. ENSAIOS DE TRAÇÃO A TEMPERATURAS
ElEvADAS
5.1. Procedimento de ensaio
Os ensaios de corte foram realizados com
provetes obtidos por corte da chapa com um
ângulo de 10º com o eixo de tracção, tendo os
provetes 800 mm (comprimento) × 25 mm
(largura) × 10 mm (espessura) de dimensão. O
comprimento central (150 mm de comprimen-
to) dos provetes foi primeiramente aquecido
até uma temperatura pré-definida (60ºC, 90ºC,
120ºC, 150ºC, 200ºC e 250ºC) com uma taxa de
aquecimento constante, de 6 ºC/min, usando
um forno slipt. O restante comprimento dos
provetes foi isolado com lã cerâmica. Subse-
quentemente, os provetes foram carregados
até à rotura usando uma máquina de ensaios
universal Instron com uma capacidade de car-
ga de 250 kN. Os ensaios foram realizados com
controlo de deslocamentos a uma velocidade
de carga de aproximadamente 2.0 mm/min.
Como nos ensaios de tracção, as garras da
máquina foram mantidas à temperatura am-
biente, para prevenir eventuais mecanismos
de rotura prematuros nas garras.
5.2. Resultados e discussão
A Figura 12 ilustra o modo típico de rotura
observado nos ensaios ao corte. Tal como nos
ensaios de tração a rotura ocorre sempre na
zona central do provete, mas a superfície de
rotura é agora orientada aproximadamente
a 10º em relação à direção de pultrusão das
fibras.
A Figura 13 apresenta as curvas força-des-
locamento para as diferentes temperaturas
ensaiadas (para um provete representati-
vo). É possível observar que para todas as
temperaturas ensaiadas, o comportamento
do material foi inicialmente linear e que a
rigidez diminui progressivamente até a rotura
sendo que esta redução é mais pronunciada
com o aumento de temperatura. A Figura 14
representa a resistência ao corte em função
da temperatura. É possível verificar que a
resistência ao corte diminui com a tempera-
tura, com uma redução significativa entre os
90ºC e os 120ºC. Isto pode ser atribuído ao
processo de transição vítrea que ocorre na
resina de poliéster.
6. MODElAÇÃO E COMPARAÇÃO COM OUTROS
ESTUDOS
6.1. Descrição dos modelos
Os resultados obtidos para a tração e o corte
foram modelados usando (i) o modelo proposto
por Gibson et al. [5], (ii) o modelo proposto por
Mahieux et al. [6], e (iii) o modelo mais recen-
temente apresentado por Keller e Bai [7,8].
De acordo com Gibson et al. [5], a variação da
propriedade mecânica P com a temperatura T
pode ser modelada usando a seguinte equação
(apenas uma relaxação),
> 10
> Figura 10: Curvas força-deslocamento representativas das diferentes séries de ensaio.
> Figura 11: Resistência à tração e módulo de elasticidade em função da temperatura (média desvio padrão de cinco testes).
> Figura 12: Modo de rotura dos provetes ensaiados ao corte.
> Figura 13: Curvas força-deslocamento representativas das diferentes séries.
> Figura 14: Resistência ao corte em função da temperatura (média ± desvio padrão de cinco testes).
> 11
> 12 > 13 > 14
frp e resistência ao fogo
34_cm
(1)
Onde k’ e Tg são parâmetros obtidos através da concordância dos dados experimentais; P
u é a
propriedade à temperatura ambiente e Pr a propriedade mecânica após a transição vítrea (mas
antes da decomposição), correspondendo à resistência no estado vítreo e leathery (pós-vítreo),
respetivamente.
Mahieux et al. [6] sugeriram a seguinte relação funcional baseada na distribuição de Weibull para
modelarem a resistência em função da temperatura (em graus kelvin):
(2)
Onde T0 é a temperatura de relaxação e m o expoente de Weibull, Ambos os parâmetros que são
calculados numericamente para se ajustarem aos dados experimentais.
No modelo fenomenológico proposto por Keller e Bai [7,8],a variação das propriedades mecânicas
com a temperatura é calculada de acordo com a seguinte equação,
(3)
Onde Pv, P
l, e P
d são as propriedades mecânicas (módulo ou resistência) no estado vítreo, le-
athery ou decomposto, respetivamente, que podem ser determinados através da realização
de ensaios a níveis de temperaturas específicas para os quais o material está completamente
naquele estado, e αv e α
d são os graus de transição vítrea e decomposição, respectivamente,
ambos calculados com base na na teoria cinética e determinados através de ensaios de DMA e
TGA [8]. Assim, as propriedades mecânicas a uma dada temperatura podem ser determinadas
adotando uma função de distribuição apropriada que pesa a resposta da contribuição do material
para diferentes “estados”.
6.2. Resultados e discussão
Nas Figuras 15 e 16 são traçadas a variação da temperatura com a resistência de tração e corte
normalizadas, respetivamente. Estas grandezas são definidas como o rácio entre a respetiva
resistência a uma dada temperatura e a resistência obtida a temperatura ambiente. Em ambas as
Figuras, as seguintes séries são representadas: resultados experimentais obtidos no presente
estudo e os apresentados por Keller e Bai em [8], que foram obtidos usando um material de GFRP
semelhante; curvas de modelação dos resultados experimentais baseadas nos modelos propos-
tos por Gibson et al. [5], Mahieux et al. [6] (T0 = 144.1ºC/122.6ºC e m = 7/17 para a resistência à
tração/corte) Keller e Bai [7,8].
Para o último modelo, as propriedades a 200ºC
foram consideradas para o estado leathery (ba-
seado nos resultados de DMA representados na
Figura 4), enquanto para o estado decomposto,
retenções de resistência normalizadas de 0.4 e
0.0 foram assumidas para tração e corte, base-
adas em [9] e [10], respetivamente.
No que respeita à comparação dos resultados ex-
perimentais aqui reportados com os obtidos por
Keller e Bai [8], a resistência à tração apresenta
uma relativa boa concordância para temperatu-
ras até 150ºC. Contudo, para temperaturas mais
elevadas, os resultados divergem consideravel-
mente dos apresentados por Keller e Bai, sendo
estes consideravelmente mais baixos que os
obtidos neste estudo. A explicação mais plausível
para esta diferença parte de ter possivelmente
existido um mecanismo de rotura prematura
nas garras do equipamento de ensaio descritas
no seu trabalho. Neste estudo essa situação foi
prevenida, mantendo as garras a temperatura
ambiente. No que toca aos resultados de resis-
tência ao corte, estes apresentam uma muito boa
concordância com os de Keller e Bai.
No que se refere aos modelos, todos providen-
ciaram estimativas razoavelmente fiáveis para
os resultados da resistência à tração (Fig. 15)
e corte (Fig. 16) obtidos neste estudo (erros
quadráticos médios variaram entre 2% e 13%).
Na Figura 15 é visível que as estimativas mais
fiáveis para a resistência à tração foram dadas
pelo modelo proposto por Mahieux et al. De
facto, os modelos propostos por outros autores,
Gibson et al. e Bai e Keller, sobrestimam a resis-
tência na vizinhança da transição vítrea (60ºC
e 90ºC); para temperaturas mais elevadas,
aqueles modelos providenciam subestimativas
e sobrestimavas dos resultados de resistência à
tração, respetivamente. Na Figura 16 destaca-
se que na resistência ao corte, as estimativas
obtidas pelos modelos empíricos de Mahieux
et al. e Gibson et al. são muito parecidos entre
elas e, estão em boa concordância com os
dados experimentais obtidos usando o modelo
fenomenológico proposto por Bai e Keller. Na
sua globalidade, este último sobrestima ligeira-
mente a resistência à tração, particularmente
na zona de transição vítrea.
> Figura 15: Variação da resistência à tração com a temperatura: resultados experimentais e curvas de modelação.
> Figura 16: Variação da resistência ao corte com a temperatura: resultados experimentais e curvas de modelação.
> 15 > 16
7. CONClUSõES
O presente estudo procurou (i) caracterizar a
variação das propriedades à tração e corte de
perfis pultrudidos de GFRP para um intervalo
de temperaturas que variam desde a tempera-
tura ambiente (20ºC) até 250ºC, e (ii) avaliar a
fiabilidade de diferentes métodos de previsão
da degradação da resistência com a tempe-
ratura, sugeridos na literatura. As seguintes
conclusões foram extraídas:
(1) Os resultados experimentais apresen-
tados neste estudo conf irmam que a
resistência à tração é consideravelmente
reduzida quando o material de GFRP é ex-
posto a elevadas temperaturas. A 220ºC o
material foi capaz de atingir cerca de 50%
da sua resistência a temperatura ambien-
te. O módulo de elasticidade à tração foi
substancialmente menos afetado pela
temperatura, com o material a atingir 88%
da sua rigidez à tração a 220ºC.
(2) Os resultados obtidos para a resistência
ao corte estão também em concordância
com o trabalho já publicado na literatura.
A degradação da resistência ao corte,
ao longo da transição vítrea da resina é
muito mais acentuada do que a exibida
para a tração. A 250ºC, o material de GFRP
conservou apenas 10% da sua resistência
ao corte face à resistência inicial a 20ºC.
(3) Todos os modelos estudados forneceram
uma razoável estimativa das propriedades
estudadas à tracção e ao corte. Modelos
empíricos sugeridos por Mahieux et al. [6]
e Gibson et al. [5] forneceram estimativas
mais precisas que os obtidos através do
modelo fenomenológico proposto por Bai
e Keller [7,8].
AGRADECIMENTOS
Os autores gostariam de agradecer à FCT
pelo supor te f inanceiro (Bolsa No. PTDC /
ECM/100779/2008 – “Fire Protection Systems
for GFRP Pultruded Profiles – FIRE-FRP”). O
primeiro autor deseja também agradecer à FCT
pelo financiamento da sua bolsa individual No.
SFRH/BD/70671/2010.
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RefeRências
[1] KEllER, T. “Fibre reinforced polymer materials in bridge construction”. Em CD-Rom Procedimentos do Simpósio da IABSE Na direção de um novo ambiente construído – inovação, sustentabilidade, informação tecnológica, 2002.
[2] CORREIA, J.R. “GFRP Pultruded Profiles in Civil Engine-ering: Hybrid Solutions, Bonded Connections and Fire Behaviour”, Tese de Doutoramento, IST-Universidade Técnica de lisboa, 2008.
[3] MOURITZ, A.P., GIBSON, A.G. “Fire Properties of Polymer Composite Materials”. Dordrecht: Springer; 2006.
[4] CORREIA, J.R. et al., “Fire protection systems for building floors made of pultruded GFRP profiles Part 1: Experimental investigations”, Composites Part B: Engineering, vol. 41, No. 8, 2010, pp. 617-629.
[5] GIBSON, A.G. et al. “laminate theory analysis of com-posites under load in fire”, Composite Materials, vol. 40, No. 7, 2006, pp. 639-658.
[6] MAHIEUX, C.A. et al. “Property modelling across transi-tion temperatures in PMC’s: Part I tensile properties”, Applied Composite Materials, vol. 8, No. 4, 2001, pp. 217-234.
[7] BAI, Y. et al. “Modeling of stiffness of FRP composites under elevated and high temperatures”, Composites Science and Technology, vol. 68, 2008, pp. 3099-3106.
[8] BAI, Y., KEllER, T. “A kinetic model for predicting stiffness and strength of FRP composites in Fire”, 5ª Conferência Internacional de Compósitos ao Fogo, Newcastle, 2008.
[9] BlONTROCK, H., “Analyse en modellering van de bran-dweerstand van betonelementen uitwendig versterkt met opgelijmde composietlaminaten”, Tese de Douto-ramento, Universidade de Ghent, 2003.
[10] BAI, Y., KEllER, T. “Modeling of strength degradation for fiber-reinforced polymer composites in fire”, Com-posite Materials, vol. 43, No. 21, 2009, pp. 2371-2385.
36_ 39
para alguns tipos de estruturas que, embora
não se encontrem deterioradas, necessitam
de intervenção [3]. Assim, a necessidade de
reabilitar as estruturas degradadas, herdadas
do Século XX, é um dos grandes desafios da
Engenharia Civil do Século XXI.
A deterioração de pontes, edifícios e outras es-
truturas pode ser atribuída ao envelhecimento
do próprio material, a deficiências de projeto
e construção, a manutenção insuficiente
ou à ocorrência de acidentes imprevisíveis,
como por exemplo de um sismo. Quer porque
as estruturas estejam a atingir o período de
vida inicialmente previsto, evidenciando já
efeitos de envelhecimento, quer por terem
surgido novas exigências estruturais, torna-
se frequentemente necessário optar entre a
sua substituição ou a sua reabilitação [4]. Tal
decisão é normalmente alicerçada em fatores
de natureza económica, social e/ou cultural. A
reabilitação, muitas vezes associada ao refor-
ço da estrutura, é a solução mais conveniente
em muitas situações em que a substituição da
estrutura seja impraticável, quer por motivos
económicos, logísticos ou culturais.
A necessidade de efetuar a reabilitação de es-
truturas em ambientes especialmente exigen-
tes tem motivado a procura de diferentes tipos
de soluções, que incluem técnicas e materiais
distintos dos utilizados tradicionalmente. Nos
últimos anos tem-se assistido à implementa-
ção de técnicas de reabilitação, com objetivos
de reforçar, reparar ou implementar medidas
de segurança antissísmica, utilizando FRP [5,
6, 7]. Estes materiais conjugam a resistência
mecânica de fibras de reforço (principalmen-
1. INTRODUÇÃO
Os materiais compósitos de matriz polimérica
reforçada com fibras, também conhecidos por
plásticos reforçados com fibras (de sigla FRP,
da sua denominação na língua inglesa), têm
emergido nos últimos anos como materiais
atrativos para aplicações na Engenharia Civil,
nomeadamente na construção de novos ele-
mentos estruturais e para a reabilitação de
estruturas já existentes, extravasando assim
os mercados iniciais que se circunscreviam às
indústrias aeronáutica e de defesa [1].
A associação da leveza às elevadas proprieda-
des mecânicas, conjugadas com a sua resis-
tência à corrosão, através de uma combinação
sinergética de fibras de reforço e de matrizes po-
liméricas, tornam os FRP materiais adequados a
diversas aplicações no domínio da indústria da
construção, permitindo soluções construtivas
inovadoras muitas vezes impossíveis de conce-
ber com os materiais tradicionais [2].
2. ENQUADRAMENTO
Durante o Século XX observou-se um cresci-
mento sem precedentes na construção de
infraestruturas a nível mundial. Este cresci-
mento não foi, na maioria das vezes, acom-
panhado pela implementação de programas
adequados de manutenção e proteção destas
estruturas, assunto a que só se veio a dar
maior importância nas últimas duas décadas
desse Século. Assistiu-se, ainda, à alteração de
muito requisitos de utilização e de segurança
36_cm
te, vidro e carbono) com as propriedades da
matriz polimérica (normalmente de natureza
termoendurecível) que constitui a fase contí-
nua e que mantém as fibras protegidas e posi-
cionadas, assegurando assim a transferência
de carga entre elas.
3. MATERIAIS COMPÓSITOS DE MATRIZ
POLIMÉRICA REFORÇADA COM FIBRAS
Os FRP constituem uma família de materiais
cuja aplicação estrutural generalizada em
diversos domínios industriais tem conhecido
ritmos de crescimento assinaláveis, desde o
seu aparecimento em meados do Século XX
[8]. Com efeito, apesar da produção e utiliza-
ção de materiais compósitos, como conceito
genérico, remontar à antiguidade, só no início
da década de 1940 e após a descoberta dos
polímeros artificiais e das primeiras fibras
de reforço – as fibras de vidro - surgiram os
primeiros FRP. Na década seguinte, iniciaram
se aplicações dos plásticos reforçados com
fibras de vidro (GFRP) na indústria aeronáutica
e aeroespacial. Estas indústrias foram, e são
ainda atualmente, a força impulsionadora da
investigação e desenvolvimento dos materiais
compósitos de elevado desempenho. Como
resultado dos esforços, iniciados na década de
1960, no sentido de produzir fibras ainda mais
resistentes e, sobretudo com maior módulo de
elasticidade, surgiram as fibras de carbono,
no início da década de 1970, que permitiram
um assinalável desenvolvimento dos FRP,
designadamente devido a um aumento consi-
frp e resistência ao fogoaplicação de materiais compósitos de matriz polimérica na reabilitação de estruturas
Susana Cabral-Fonseca
Investigadora Auxiliar, LNEC
derável da aplicação dos plásticos reforçados
com fibras de carbono (CFRP) nas indústrias
tecnologicamente mais avançadas [2].
Apesar dos FRP apresentarem, desde o seu
aparecimento, um ritmo de crescimento de
consumo acelerado, só em meados da déca-
da de 1980 começaram a ter relevância na
indústria da construção. Com efeito, quando
comparados com outros materiais de constru-
ção convencionais, como a madeira, o aço ou o
betão, os compósitos foram considerados, du-
rante muitos anos, como materiais avançados
utilizados apenas em produtos inovadores e de
elevado desempenho. Atualmente, contudo,
a enorme variedade de materiais poliméricos
que se podem utilizar como matriz e a diver-
sidade de formas e natureza dos reforços,
bem como o conjunto de técnicas de fabrico já
existentes, permitem a produção de uma vasta
gama de FRP capaz de melhor se adequar a um
maior número de aplicações [9].
O interesse crescente que os FRP têm vindo a
suscitar na Engenharia Civil deve-se a vários
fatores que se resumem no Quadro 1 [2]. De
uma forma geral, pode-se afirmar que eles
dão ao projetista a possibilidade de escolher
de entre uma infinidade de materiais o que
“por medida” melhor se adequa aos requisitos
específicos de uma dada aplicação, contri-
buindo para alargar a gama de materiais de
construção que tem ao seu dispor.
Mas estes materiais também apresentam
alguns inconvenientes, sendo o mais apon-
tado nas aplicações estruturais, o facto de
terem um comportamento linear elástico até à
rotura, sem cedência ou deformação plástica,
ao contrário do que acontece com a maioria
dos aços. A possibilidade da rotura poder
acontecer subitamente e deve, por isso, ser
tida em consideração na fase de projeto. A sua
natureza orgânica também os torna, à partida,
mais suscetíveis a temperaturas elevadas, de-
signadamente em caso de incêndio, devendo
este aspeto ser igualmente tido em conta na
fase de projeto [2].
4. APLICAÇÕES DOS FRP NA ENGENHARIA
CIVIL
Nos últimos anos assistiu-se a um aumento
significativo do número e diversidade de apli-
cações dos FRP na Engenharia Civil (Figura 1),
quer como material de construção, por si só,
quer em conjugação com outros materiais
de construção tradicionais, como o betão, o
aço e a madeira. Para além disso, esta classe
de materiais tem vindo a evidenciar-se em
aplicações relacionadas com a reabilitação de
estruturas existentes.
Nas construções novas destaca-se a utilização
destes materiais em aplicações estruturais
em que os FRP, devido às suas características
particulares, podem substituir os materiais de
construção tradicionais, podendo ser cons-
truídos componentes, ou mesmo estruturas
inteiras de maior ou menor envergadura. As
soluções existentes subdividem-se em dois
grupos: (i) produtos que se encontram para
venda sob a forma de componentes padroni-
zados de diferentes formas e dimensões, de
onde se destacam os perfis pultrudidos de FRP,
que já se encontram ao abrigo de uma norma
europeia [10]; (ii) produtos projetados e fabri-
cados “à medida” para aplicações específicas.
Nas construções novas destaca-se ainda
a utilização dos FRP como armadura de
betão (sob a forma de varões ou malhas bi e
tridimensionais) e na forma de cabos de pré
esforço [11, 12].
Característica Vantagem
Leveza¼ do peso do açoFacilidade de transporte e aplicação em obra
Elevada resistência e rigidezPossibilidade de conceção de componentes estruturais mais leves e resistentes
Versatilidade de propriedadesA escolha dos componentes dos FRP (natureza e configuração das fibras de reforço e da matriz polimérica) assim como do método de fabrico, per-mite produzir o material “à medida” das exigências da aplicação em causa
Resistência à corrosãoVantagem importante em aplicações em que podem substituir outros materiais, designadamente os metálicos
Transparência eletromagnéticaRelevante em estruturas em que é necessário evitar interferências eletromagnéticas (exemplo armaduras metálicas do betão armado)
Resistência à fadiga Importante em estruturas com aptidões antissísmicas
Manutenção reduzidaApesar dos custos iniciais poderem ser superiores aos materiais de construção convencionais, a reduzida manutenção ao longo da vida em serviço, torna-os economicamente competitivos
Quadro 1: Características dos FRP como material de construção.
> Figura 1: Aplicação dos FRP na Engenharia Civil.
> 1
frp e resistência ao fogo
38_cm
5. APLICAÇÕES DOS FRP NA REABILITAÇÃO DE
ESTRUTURAS
Na reabilitação de estruturas, os FRP são
normalmente usados nas seguintes situações:
– Reparação
Colmatação de uma deficiência funcional, ou
substituição de um componente estrutural
degradado; traduz as situações em que se
recupera a resistência da estrutura onde ela
está comprometida.
– Reforço
Relacionado com a melhoria do nível de
desempenho da estrutura, por exemplo,
aumento de capacidade de carga de uma
ponte por alteração do seu tabuleiro; pode
igualmente resultar da correção de anoma-
lias decorrentes de deficiências de projeto
e/ou construção ou falta de manutenção.
– Proteção sísmica
Associado à melhoria da capacidade da
estrutura para resistir a sismos, nomea-
damente por aumento da ductilidade e da
resistência ao corte dos seus elementos
estruturais, o que permite que se atinjam
níveis de dissipação da energia e de capa-
cidade de deformação compatíveis com as
exigências estabelecidas nos regulamentos
aplicáveis à estrutura em causa.
A reparação das estruturas é frequentemente
acompanhada por uma necessidade de me-
lhorar o seu desempenho de forma a cumprir
requisitos mais exigentes, surgindo associada
ao reforço. Por outro lado, a necessidade de re-
forço pode surgir em estruturas que não estão
degradadas, na sequência da implementação
de ações preventivas antissísmicas
A reabilitação das estruturas com FRP pode
ser efetuada por inúmeras técnicas, como
a colagem de mantas e os laminados, pré-
tencionados ou não, nas faces dos elementos
estruturais ou a aplicação de cabos, pós-ten-
sionados ou não, com o objetivo de aumentar a
sua resistência à flexão e ao corte. Pode ainda
efetuar-se o encamisamento total ou parcial do
elemento estrutural, como por exemplo de um
pilar, de forma a aumentar a sua ductilidade e
resistência ao corte.
De acordo com a natureza e especificidades da
estrutura a reabilitar, poderão ser usadas di-
ferentes estratégias de reabilitação. Segue-se
uma breve descrição das principais aplicações
de FRP na reabilitação de estruturas (i) de be-
tão, (ii) metálicas; (iii) madeira e (iv) alvenaria.
5.1. Estruturas de betão
Uma das técnicas tradicionais de reforçar/
reparar estruturas de betão envolve a aplica-
ção de chapas de aço na superfície externa
da estrutura. Esta técnica, embora simples
e efetiva, se forem considerados os aspetos
relacionados com os custos e com o desem-
penho mecânico, apresenta os seguintes
inconvenientes: (i) corrosão das chapas e
deterioração da ligação aço-betão; (i) neces-
sidade de utilização de meios de transporte
e de elevação potentes devido ao peso das
chapas de aço; (iii) dificuldade de manipulação
em espaços confinados e (iv) necessidade de
juntas (soldaduras) por restrições dimensio-
nais das chapas.
A substituição das chapas de aço por placas
de FRP no reforço externo de estruturas de
betão permite solucionar os problemas acima
referidos. Estes materiais são comercializados
em duas formas distintas [13, 14]:
– Sistema pré-fabricado (Figura 2): constituído
por uma banda ou lâmina com reforço unidire-
cional, geralmente produzido por pultrusão; o
agente adesivo (cola) usado na colagem do
compósito ao betão é em geral uma resina
epoxídica. Também existem componentes
pré-fabricadas com formatos específicos.
– Sistema de cura “in situ” (Figura 3): cons-
tituído por feixes de fibras contínuas em
forma de mantas, folhas ou tecidos, que se
encontram pré-impregnadas, ou não, com
uma matriz polimérica; a resina utilizada
durante a aplicação deste reforço em obra
tem como função a consolidação deste em
paralelo com a sua colagem ao substrato;
esta técnica permite a conjugação de
reforço em várias direções por aplicação
de mantas com diferentes disposições/
geometria de fibras.
Os sistemas pré-fabricados apresentam um
melhor grau de uniformidade e de controlo da
qualidade, pelo facto do material compósito ser
fabricado em condições controladas. Para que
o sistema de reforço seja eficaz é necessário
assegurar que o agente adesivo escolhido
favorece a ligação do material compósito
à superfície do betão. Os sistemas de cura
> Figura 2: Aplicação de um sistema pré-fabricado de FRP.
> Figura 3: Aplicação de um sistema de cura “in situ” de FRP.
> 2
> 3
“ in situ” oferecem uma grande versatilidade
para aplicações em campo que apresentem
geometrias irregulares ou locais de difícil
acesso com placas pré-fabricadas. Contudo,
apresenta uma maior variabilidade nas suas
propriedades, quando comparado com o sis-
tema anterior.
Para além das técnicas de colagem de FRP
descritas, têm sido desenvolvidas técnicas
especiais, designadamente a utilização de
FRP no estado pré-tensionado e a aplicação
de FRP no interior de ranhuras especialmente
executadas para o efeito.
Apesar da utilização dos FRP na reabilitação de
estruturas de betão ser relativamente recente,
foram já elaborados códigos e guias de projeto
na Europa, nos Estados Unidos e no Japão [2].
5.2. Estruturas de madeira
A leveza e a resistência dos laminados de FRP
usados no reforço de estruturas de betão
tornam esta técnica igualmente aplicável na
reabilitação de estruturas de madeira [15].
Com efeito, existe atualmente um considerável
número de estruturas de madeira que foram
reforçadas através da colagem de chapas ou
laminados de FRP ou com a aplicação de man-
tas ou tecidos pela técnica de cura “ in situ”.
Nestes projetos foi demonstrada a habilidade
dos materiais compósitos para melhorar a
resistência à flexão e ao corte, a rigidez e a
ductilidade de vigas e pilares de madeira [16].
Outra aplicação muito importante dos FRP na
reabilitação de estruturas de madeira é no
melhoramento do desempenho das ligações
mecânicas que são, frequentemente, as zonas
mais suscetíveis.
5.3. Paredes de alvenaria
Nos últimos anos têm surgido exemplos de
aplicação dos FRP na reabilitação de paredes
de alvenaria, nomeadamente em património
de importância histórica que necessita de
ser preservado [17]. As técnicas geralmente
usadas são a colagem à superfície de bandas
de FRP ou a inserção de varões em entalhes
produzidos para o efeito.
5.4. Estruturas metálicas
A reabilitação de estruturas metálicas com FRP
apresenta um conjunto diferente de aspetos
e problemas mais difíceis de resolver que o
reforço de betão armado, em particular porque
os materiais metálicos é mais resistentes e rí-
gidos e portanto mais complicados de reforçar.
Fundamentalmente utilizam-se duas técnicas:
(i) a colagem de bandas ou laminados, normal-
mente fabricadas por pultrusão; (ii) colocação
de mantas, quando a geometria da estrutura
é complexa, ou em reforço de ligações. Os
FRP mais utilizados no reforço externo de
estruturas metálicas são os CFRP pelo facto
de apresentarem melhores características
mecânicas. Contudo, o menor valor do módulo
de elasticidade destes materiais, quando
comparados com o aço, obriga ao aumento da
espessura requerida, e consequentemente o
custo associado. Inúmeros projetos exploram
a aplicação de laminados de CFRP pré-tensio-
nados em estruturas de aço para melhorar a
sua resistência a cargas de fadiga [18].
É importante realçar que na reabilitação de es-
truturas metálicas, os CFRP devem permane-
cer suficientemente isolados do aço de forma
a prevenir a formação de correntes galvânicas.
6. CONSIDERAÇÕES FINAIS
A indústria da construção encontra-se, neste
início do Século XXI, a ser conquistada pelos FRP
sob a forma de inúmeros produtos inovadores,
cobrindo uma extensa gama de aplicações, que
inclui a construção de estruturas novas, assim
como a reabilitação das já existentes. Há indi-
cações claras [19, 20] de que a reabilitação de
estruturas usando FRP irá continuar a crescer,
prevendo-se que venha a ser a solução de mui-
tos projetos de reforço, reparação e melhoria do
desempenho antissísmico de pontes, edifícios,
monumentos e outras estruturas.
A importância que os FRP vierem a ter no futuro
na área da reabilitação de estruturas depende
de diversos fatores, designadamente o estabe-
lecimento de códigos de projeto e ferramentas
harmonizadas, assim como na elaboração de
guias de boas práticas de aplicação e controlo
da qualidade em obra.
RefeRências
[1] Lopez-Anido, R., Karbhari, V.M. – Emerging Materials for Civil Infrastructure – State of the art. American Society of Civil Engineering, 2000, 224 p.
[2] Cabral-Fonseca, S. – Materiais Compósitos de Matriz Polimérica Reforçada com Fibras usados na Engenharia Civil: Características e Aplicações. Informação Técnica de Materiais de Construção 35, LNEC, 2005.
[3] Karbhari, V.M.; Seible, F. – “Fibre-reinforced com-posites – Advanced materials for the renewal of civil infrastructure”, Applied Composite Materials, 7 (2000) 95-124.
[4] Bakis, C.E., Bank, L.C. et al – “Fibre-reinforced polymer composites for construction – State of art review”, Journal of Composites for Construction, 6 (2002), 73-87.
[5] Halliwell, S.M. – Polymer Composites in Construction. BRE Publication, 2000.
[6] Hollaway, L.C., Head, P.R. – Advanced Polymer Composites and Polymers in the Civil Infrastructure. Elsevier, 2001.
[7] Cripps, A. – Fibre-reinforced Polymer Composites in Construction. Construction Industry Research and Information Association, CIRIA C564, 2002.
[8] Martins de Brito, F. – Caracterização do compor-tamento dos plásticos reforçados com vista a aplicações estruturais, LNEC, 1985.
[9] Bank, L.C. – Composites for construction: Structural design with FRP materials. Wiley & Sons, 2006.
[10] EN 13706 (2002): Reinforced plastics composi-tes – Specification for pultruded profiles. Part 1: Designation; Part 2: Methods of test and general requirements; Part 3: Specific requirements.
[11] ACI 440R.96 – State-of-the-art report on f iber reinforced plastic (FRP) reinforcement for concrete structures, American Concrete Institute, 1996.
[12] ACI 440.1R.01 – Guide for the design and cons-truction of concrete reinforced with FRP bars, ACI Committee 440, American Concrete Institute, 2001.
[13] ACI 440.2R.02 – Guide for the design and construc-tion of externally bonded FRP system for streng-thening concrete structures, ACI Committee 440, American Concrete Institute, 2002.
[14] Externally bonded FRP reinforcement for RC struc-tures, FIB – Technical report on the design and use of externally bonded fiber reinforced polymer reinforcement (FRP EBR) for reinforced concrete structures, Fédération Internacionale du Béton, 2001.
[15] Steiger, R. – Fibre reinforced plastics (FRP) in timber structures, Swiss Federal Laboratories for Materials Testing and Research, EMPA, Wood Department, Switzerland, 2001.
[16] Meier, U. – Strengthening and stiffening of historic wooden structures with CFRP – Euromat 2003, Sym-posium P2 – Materials and Conservation of Cultural Heritage, EPFL – Lausanne.
[17] Jai, J. et al – “Reinforcing masonry walls with com-posite materials”, Journal of Composite Materials, 34 (2000) 1369-1381.
[18] Hollaway, L.C.; Cadei, J. – “Progress in the technique of upgrading metallic structures with advanced polymer composites”, Progress in Structural Engi-neering and Materials, 4 (2002) 131-148.
[19] Hollaway, L.C. – “The evolution of and the way forward for advanced polymer composites in the civil infrastructure”, Construction and Building Materials, 17 (2003) 365-378.
[20] Meier, U. – External strengthening and rehabilita-tion: Where from-Where to? FRP International – The Official Newsletter of the International Institute for
FRP in Construction, 2004.
> 1
40_ 45
2. DESCRIÇÃO DO ENSAIO DOS PILARES
Nos últimos anos tem vindo a ser realizada no
LESE – FEUP (Laboratório de Engenharia Sís-
mica e Estrutural – Faculdade de Engenharia
da Universidade do Porto) uma campanha de
ensaios experimentais com pilares maciços
em escala real [1] e com pilares de secção oca
em escala reduzida de ¼ [2, 3 e 4]. Os pilares
maciços pretendem simular o comportamento
de pilares de edifícios e os pilares de secção
oca correspondem a pilares de pontes. Nestes
últimos, onde o esforço transverso é determi-
nante no tipo de comportamento estrutural,
foram consideradas diversas disposições
1. INTRODUÇÃO
Os pilares de betão armado são muitas vezes
suscetíveis de ter uma inadequada resis-
tência sísmica, devido a má pormenorização
das armaduras transversais, insuficiente
ductilidade nas zonas de formação de rótula
plástica ou, ainda, insuficiente capacidade
ao corte, justificando-se, deste modo, uma
atenção especial a esses aspetos quando se
reabilitam este tipo de pilares. Uma técnica
possível é a aplicação de cintagem nos pila-
res com materiais compósitos, não sendo de
esperar grandes melhorias na capacidade à
flexão, mas sim na capacidade de corte, ainda
assim esperam-se melhorias relativamente à
ductilidade disponível.
Pretende-se, então, analisar as soluções de
reparação e reforço sísmico com a utilização de
mantas de CFRP, num conjunto de pilares ma-
ciços de edifícios e de pilares ocos de pontes,
sendo este estudo apoiado numa campanha
experimental a partir da qual se destacaram
alguns resultados a título ilustrativo. Deste
modo, procura-se contribuir para a avaliação
da eficiência no comportamento sísmico de
cada umas das soluções de reforço adotadas,
nomeadamente na capacidade de explorar a
ductilidade de pilares com diferentes tipos
de confinamento conferido na sua base e
na prevenção da rotura por corte através de
bandas de CFRP distribuídas ao longo da altura
dos pilares.
40_cm
da armadura transversal, desde as mais
tradicionais, com estribo único ao longo de
cada parede, às mais recentes, com detalhes
sugeridos pelo EC8.
De forma a avaliar a resposta cíclica dos pila-
res, foram aplicados três ciclos repetidos em
cada amplitude de deslocamento, sendo esta
lei de deslocamentos impostos controlada pelo
atuador horizontal. O esforço axial aplicado aos
pilares maciços foi de 170kN e para os pilares
de secção oca foi de 250kN, a que corresponde
um esforço axial reduzido de, respetivamente,
0.066 e 0.08, tendo sido estes valores calcu-
lados com base na tensão média obtida para
a resistência à compressão do betão [1 e 2].
frp e resistência ao fogoreabilitação sísmica de pilares de betão armado com cfrp Pedro Delgado*1, Patrício Rocha1, António Arêde2, Nelson Vila Pouca2, Aníbal Costa3 e Raimundo Delgado2
1 Escola Superior de Tecnologia e Gestão, Instituto Politécnico de Viana do Castelo2 Departamento de Engenharia Civil, Faculdade de Engenharia, Universidade do Porto3 Departamento de Engenharia Civil, Universidade de Aveiro
2
esforço axial reduzido de, respetivamente, 0.066 e 0.08, tendo sido estes valores calculados com base na tensão
média obtida para a resistência à compressão do betão [1 e 2].
As características geométricas e disposição das armaduras dos pilares maciços ensaiados na campanha experimental
constam da Figura 1-a (referidos como PA1 ou PB1), tratando-se de protótipos construídos à escala real, com
secção transversal retangular de 0.20 x 0.40 m2, altura desde o topo até à fundação de 1.72 m e armaduras de 6
varões de 12 mm.
Os pilares de secção quadrada oca têm dimensões exteriores de 0.45 x 0.45 m2 e paredes de 0.075m de espessura.
Os esquemas de montagem dos pilares são apresentados na Figura 1-b), onde a armadura longitudinal é constituída
por varões de 8 mm e a armadura transversal por arames de 2.6 mm de diâmetro, com dois tipos de configurações
de estribos. A primeira, mais tradicional (referida como PO1-N4), apenas com um estribo único ao longo de cada
parede e a segunda (PO1-N6) com uma disposição mais representativa das atuais indicações regulamentares (tipo
EC8), mas com o dobro da área de armadura transversal. A geometria destes pilares foi inspirada em protótipos
semelhantes ensaiados experimentalmente no Laboratório da Universidade de Pavia, Itália [5 e 6].
a) Pilares maciços b) Pilares ocos
Figura 1: Pormenorização da armadura.
3. RESULTADOS DOS PILARES ORIGINAIS
Os pilares maciços originais testados sem qualquer reforço (PA1-N6 e PB1-N1) mostraram uma evolução de danos
concentrados na base onde ser formou a rótula plástica (Figura 2): até drift = 1.3% verificou-se que a fissuração
a) Pilares maciços b) Pilares ocos
uma diferença nos máximos deslocamentos
atingidos que não prejudica a análise do
comportamento por terem envolventes muito
próximas em todo o seu desenvolvimento em
particular os valores de referência: rigidez
inicial; deslocamento de cedência (≈ 4 mm); e
força máxima (≈ 60kN).
No que respeita aos resultados do ensaio dos
pilares originais ocos, os danos observados nas
faces norte e sul (banzos) resumem-se a uma
fendilhação bastante distribuída e ligeira ao
longo da altura do pilar (Figura 4-a). Nas faces
laterais, almas este e oeste, foram encontrados
danos significativos, onde o betão de recobri-
mento destacou-se em extensas zonas do pilar
verificando-se elevados danos associados ao
corte com significativa degradação do betão,
quer nas faces externas (Figura 4-b) como
nas faces internas (Figura 4-c), evidenciando
ainda uma insuficiente capacidade resistente
conferida pela armadura transversal.
As respostas cíclicas dos ensaios experimen-
tais dos pilares PO1-N4 e PO1-N6 encontram-
se apresentadas na Figura 5, onde se incluiu
também a linha de capacidade ao corte para
cada um dos pilares [7]. Sendo o nível de força
máxima dos pilares, associado ao início de
cedência dos varões longitudinais em flexão,
de cerca de 200kN, pode concluir-se que no
pilar PO1-N4 foi atingida a rotura prematura por
corte, enquanto que no pilar PO1-N6 foi mobili-
> Figura 1: Pormenorização da armadura.
> Figura 2: Danos finais nos pilares maciços originais – drift = 5%.
> Figura 3: Resultados experimentais dos pilares maciços originais.
As características geométricas e disposição das
armaduras dos pilares maciços ensaiados na
campanha experimental constam da Figura 1-a
(referidos como PA1 ou PB1), tratando-se de
protótipos construídos à escala real, com sec-
ção transversal retangular de 0.20 x 0.40 m2,
altura desde o topo até à fundação de 1.72 m
e armaduras de 6 varões de 12 mm.
Os pilares de secção quadrada oca têm dimen-
sões exteriores de 0.45 x 0.45 m2 e paredes
de 0.075m de espessura. Os esquemas de
montagem dos pilares são apresentados na
Figura 1-b), onde a armadura longitudinal é
constituída por varões de 8 mm e a armadura
transversal por arames de 2.6 mm de diâmetro,
com dois tipos de configurações de estribos. A
primeira, mais tradicional (referida como PO1-
N4), apenas com um estribo único ao longo de
cada parede e a segunda (PO1-N6) com uma
disposição mais representativa das atuais
indicações regulamentares (tipo EC8), mas
com o dobro da área de armadura transversal.
A geometria destes pilares foi inspirada em
protótipos semelhantes ensaiados experi-
mentalmente no Laboratório da Universidade
de Pavia, Itália [5 e 6].
3. RESULTADOS DOS PILARES ORIGINAIS
Os pilares maciços originais testados sem qual-
quer reforço (PA1-N6 e PB1-N1) mostraram uma
evolução de danos concentrados na base onde
ser formou a rótula plástica (Figura 2): até drift
= 1.3% verificou-se que a fissuração apesar da
maior concentração na base estendeu-se até
cerca dos 80 cm de altura do pilar; para o drift
= 3% verificou-se o destacamento do betão de
recobrimento (spalling) junto da base; e para
drift = 3.5% a encurvadura dos varões longitu-
dinais (buckling) entre a base e o 1º estribo;
a rotura dos varões longitudinais aconteceu
para o drifts entre 4.0% e 5.0%. O comprimento
da rótula plástica estimou-se em 15 a 20 cm.
Analisando o diagrama força – deslocamento
(Figura 3) destes ensaios verif ica-se que
são bastante comparáveis. De facto, existe
zada a formação de rótula plástica na sua base,
mas para uma ductilidade ainda relativamente
baixa, logo seguida por uma rotura por corte.
4. REABILITAÇÃO SÍSMICA
4.1. Reparação de pilares danificados
A reparação incidiu nas zonas danificadas, que
para os pilares maciços corresponde à zona
da rótula plástica junto da base (25 a 50 cm) e
para os pilares ocos corresponde às paredes
paralelas à aplicação da ação horizontal,
envolvendo: a delimitação da zona a reparar,
a remoção do betão danificado (Figura 6-a e
> 3
> 2
b) Face norte
c) Face sul a) Vista geral da face oeste
42_cm
> 6
Figura 7-a), o saneamento da armadura longi-
tudinal (Figura 6-b), a emenda soldada (e/ou
ancorada no maciço de fundação) dos varões
longitudinais danificados (Figura 6-c) (caso se
aplique), o reposicionamento ou substituição
das armaduras transversais, a colocação da
cofragem e betonagem com microbetão (σrd
=
60 MPa) modificado com aditivos, tornando-o
praticamente sem retração e auto-campactá-
vel (Figura 6-d)) e a preparação das superfícies
para aplicação do reforço (Figura 6-e, Figura
6-f e Figura 7-c).
4.2. Mantas de CFRP
O reforço dos pilares por encamisamento
realizou-se com fibras de CFRP coladas com
resinas epóxidas, envolvendo as seguintes
tarefas: aplicação da resina primária im-
pregnante (Figura 8- a)), aplicação da resina
saturante (Figura 8-b) e Figura 9-a)), colagem
das camadas de manta de CFRP com resina
(Figura 8-c e Figura 9-b) e acabamento final
(Figura 8-c) e Figura 9-c)) com a pintura de
uma última camada de resina.
4.3. Critérios de dimensionamento dos
reforços adotados
No dimensionamento dos reforços à flexão
(pilares maciços) por encamisamentos foram
adotados os critérios propostos por Priestley
[7] e depois confrontados os resultados com
a proposta de Monti [8].
Em pilares mal confinados, que se prevê po-
derem vir a ter grandes rotações nas rótulas
plásticas, a prioridade deve ser o reforço da
sua capacidade em ductilidade. A proposta
adotada preconiza o procedimento que rela-
ciona a razão volumétrica de confinamento
com a ductilidade necessária, assumindo a
seguinte a forma (1):
(1)
Onde tj é a espessura do material de encamisa-
mento; b e h sãs as dimensões da secção do pi-
lar; f’cu extensão última do betão de reparação;
fuj, euj é a tensão máxima do betão confinado
pelas armaduras transversais (calculada, por
exemplo, com a sugestão de Mander [9]); e
são respetivamente as tensões e extensões
últimas dos materiais de reforço escolhidos.
No dimensionamento dos reforços ao corte (pi-
lares ocos) por cintagem com bandas de CFRP,
> Figura 4: Danos finais dos pilares ocos.
> Figura 5: Resultados experimentais dos pilares ocos.
> Figura 6: Fases da reparação dos pilares maciços.
> 4
a) Banzo b) Alma c) Face interna da alma
> 5
frp e resistência ao fogo
a) b) c) d) e) f)8
4.3. Critérios de dimensionamento dos reforços adotados
No dimensionamento dos reforços à flexão (pilares maciços) por encamisamentos foram adotados os critérios
propostos por Priestley [7] e depois confrontados os resultados com a proposta de Monti [8].
Em pilares mal confinados, que se prevê poderem vir a ter grandes rotações nas rótulas plásticas, a prioridade deve
ser o reforço da sua capacidade em ductilidade. A proposta adotada preconiza o procedimento que relaciona a razão
volumétrica de confinamento com a ductilidade necessária, assumindo a seguinte a forma (1):
(1)
Onde é a espessura do material de encamisamento; e sãs as dimensões da secção do pilar; εcu extensão
última do betão de reparação; é a tensão máxima do betão confinado pelas armaduras transversais (calculada,
por exemplo, com a sugestão de Mander [9]); e são respetivamente as tensões e extensões últimas dos
materiais de reforço escolhidos.
No dimensionamento dos reforços ao corte (pilares ocos) por cintagem com bandas de CFRP, também foi adotada a
metodologia sugerida por Priestley [7], para avaliar a espessura do reforço a aplicar de forma a aumentar a
resistência ao corte acima da máxima resistência à flexão. Como se representa em (2) pode ser incluída a
componente de resistência ao corte das bandas e estimada de acordo com a (3).
(2)
onde Vc, Vs e Vp são as componentes da força de corte correspondente à resistência do betão, armadura transversal e
esforço axial; o termo Vsj corresponde à contribuição do reforço em CFRP.
(3)
Onde h é a dimensão da secção transversal do pilar paralela à direção de aplicação da força de corte, Aj é a área da
secção transversal das bandas de reforço espaçadas da distância s e inclinadas de um ângulo θ relativo ao eixo do
pilar e, finalmente, fj é o nível de tensão adotado para o dimensionamento das bandas de carbono.
Neste caso foram usadas fibras de carbono com as seguintes características: resistência à tração ( ) 3800 MPa;
extensão última ( ) 1.55 %; módulo de elasticidade ( ) 240 GPa; espessura de 0.117 mm, resultando nas
seguintes soluções de reforço: três camadas com espessura total de 0.389 mm nos pilares maciços e uma camada
por cinta com espessura total de 0.117 mm nos pilares ocos.
> Figura 7: Fases da reparação dos pilares ocos.
> Figura 8: Aplicação do reforço com mantas de CFRP nos pilares maciços.
> Figura 9: Aplicação do reforço com mantas de CFRP nos pilares ocos.
> 7
o dimensionamento das bandas de carbono.
Neste caso foram usadas fibras de carbono
com as seguintes características: resistên-
cia à tração ( fju) 3800 MPa; extensão última
(eju) 1.55 %; módulo de elasticidade (Ej) 240
GPa; espessura de 0.117 mm, resultando nas
seguintes soluções de reforço: três camadas
com espessura total de 0.389 mm nos pilares
maciços e uma camada por cinta com espessu-
ra total de 0.117 mm nos pilares ocos.
5. RESULTADOS DOS PILARES REFORÇADOS
Os pilares reforçados foram ensaiados até
se atingir o seu colapso. Os resultados dos
ensaios dos pilares reforçados encontram-se
descritos nos pontos seguintes [1 e 2].
5.1. Pilares Maciços
Nesta secção apresentam-se as descrições e
resultados dos ensaios realizados aos seguin-
tes pilares maciços reforçados: PA1-N4-R2,
reforçado com CFRP (tal como dimensionado
no ponto anterior) e com laminados longitudi-
nais ancorados na base; e PA1-N5-R1, também
reforçado com CFRP mas com o dobro das
camadas do pilar anterior. No gráfico da Figura
10 podem ser confrontados os resultados dos
dois pilares reforçados com fibras de carbono.
Verifica-se que o pilar reforçado com mantas
de CFRP e laminados (N4) atingiu um nível até
ligeiramente superior ao original (cerca de 60
kN), mas apenas enquanto os laminados fun-
cionaram ancorados na base, no entanto, o pilar
(N5) reforçado só com mantas de CFRP, mas em
dobro das camadas do anterior, atingiu esse
mesmo valor de força, mas tendo sido também
conseguido um bom comportamento dúctil.
5.2. Pilares Ocos
No reforço dos pilares PO1-N4-R1 e PO1-N6-R1
foi aplicada apenas uma camada de bandas de
a) b) c)
> 8
a) b) c)
> 9
a) b) c)
também foi adotada a metodologia sugerida
por Priestley [7], para avaliar a espessura do
reforço a aplicar de forma a aumentar a resis-
tência ao corte acima da máxima resistência
à flexão. Como se representa em (2) pode ser
incluída a componente de resistência ao corte
das bandas e estimada de acordo com a (3).
(2)
onde Vc, Vs e Vp são as componentes da força
de corte correspondente à resistência do
betão, armadura transversal e esforço axial;
o termo Vsj corresponde à contribuição do
reforço em CFRP.
(3)
Onde h é a dimensão da secção transversal do
pilar paralela à direção de aplicação da força
de corte, Aj é a área da secção transversal das
bandas de reforço espaçadas da distância s e in-
clinadas de um ângulo θ relativo ao eixo do pilar
e, finalmente, fj é o nível de tensão adotado para
8
4.3. Critérios de dimensionamento dos reforços adotados
No dimensionamento dos reforços à flexão (pilares maciços) por encamisamentos foram adotados os critérios
propostos por Priestley [7] e depois confrontados os resultados com a proposta de Monti [8].
Em pilares mal confinados, que se prevê poderem vir a ter grandes rotações nas rótulas plásticas, a prioridade deve
ser o reforço da sua capacidade em ductilidade. A proposta adotada preconiza o procedimento que relaciona a razão
volumétrica de confinamento com a ductilidade necessária, assumindo a seguinte a forma (1):
(1)
Onde é a espessura do material de encamisamento; e sãs as dimensões da secção do pilar; εcu extensão
última do betão de reparação; é a tensão máxima do betão confinado pelas armaduras transversais (calculada,
por exemplo, com a sugestão de Mander [9]); e são respetivamente as tensões e extensões últimas dos
materiais de reforço escolhidos.
No dimensionamento dos reforços ao corte (pilares ocos) por cintagem com bandas de CFRP, também foi adotada a
metodologia sugerida por Priestley [7], para avaliar a espessura do reforço a aplicar de forma a aumentar a
resistência ao corte acima da máxima resistência à flexão. Como se representa em (2) pode ser incluída a
componente de resistência ao corte das bandas e estimada de acordo com a (3).
(2)
onde Vc, Vs e Vp são as componentes da força de corte correspondente à resistência do betão, armadura transversal e
esforço axial; o termo Vsj corresponde à contribuição do reforço em CFRP.
(3)
Onde h é a dimensão da secção transversal do pilar paralela à direção de aplicação da força de corte, Aj é a área da
secção transversal das bandas de reforço espaçadas da distância s e inclinadas de um ângulo θ relativo ao eixo do
pilar e, finalmente, fj é o nível de tensão adotado para o dimensionamento das bandas de carbono.
Neste caso foram usadas fibras de carbono com as seguintes características: resistência à tração ( ) 3800 MPa;
extensão última ( ) 1.55 %; módulo de elasticidade ( ) 240 GPa; espessura de 0.117 mm, resultando nas
seguintes soluções de reforço: três camadas com espessura total de 0.389 mm nos pilares maciços e uma camada
por cinta com espessura total de 0.117 mm nos pilares ocos.
8
4.3. Critérios de dimensionamento dos reforços adotados
No dimensionamento dos reforços à flexão (pilares maciços) por encamisamentos foram adotados os critérios
propostos por Priestley [7] e depois confrontados os resultados com a proposta de Monti [8].
Em pilares mal confinados, que se prevê poderem vir a ter grandes rotações nas rótulas plásticas, a prioridade deve
ser o reforço da sua capacidade em ductilidade. A proposta adotada preconiza o procedimento que relaciona a razão
volumétrica de confinamento com a ductilidade necessária, assumindo a seguinte a forma (1):
(1)
Onde é a espessura do material de encamisamento; e sãs as dimensões da secção do pilar; εcu extensão
última do betão de reparação; é a tensão máxima do betão confinado pelas armaduras transversais (calculada,
por exemplo, com a sugestão de Mander [9]); e são respetivamente as tensões e extensões últimas dos
materiais de reforço escolhidos.
No dimensionamento dos reforços ao corte (pilares ocos) por cintagem com bandas de CFRP, também foi adotada a
metodologia sugerida por Priestley [7], para avaliar a espessura do reforço a aplicar de forma a aumentar a
resistência ao corte acima da máxima resistência à flexão. Como se representa em (2) pode ser incluída a
componente de resistência ao corte das bandas e estimada de acordo com a (3).
(2)
onde Vc, Vs e Vp são as componentes da força de corte correspondente à resistência do betão, armadura transversal e
esforço axial; o termo Vsj corresponde à contribuição do reforço em CFRP.
(3)
Onde h é a dimensão da secção transversal do pilar paralela à direção de aplicação da força de corte, Aj é a área da
secção transversal das bandas de reforço espaçadas da distância s e inclinadas de um ângulo θ relativo ao eixo do
pilar e, finalmente, fj é o nível de tensão adotado para o dimensionamento das bandas de carbono.
Neste caso foram usadas fibras de carbono com as seguintes características: resistência à tração ( ) 3800 MPa;
extensão última ( ) 1.55 %; módulo de elasticidade ( ) 240 GPa; espessura de 0.117 mm, resultando nas
seguintes soluções de reforço: três camadas com espessura total de 0.389 mm nos pilares maciços e uma camada
por cinta com espessura total de 0.117 mm nos pilares ocos.
frp e resistência ao fogo
44_cm
CFRP com 0.117mm de espessura e 100mm
de altura, sendo o espaçamento entre ban-
das de 100mm ao longo da altura do pilar.
Procurou-se obter um reforço ao corte ótimo,
correspondente a um acréscimo de cerca de
40% relativamente à força máxima mobilizável
por flexão. A partir da resposta cíclica e da
ilustração dos danos finais do pilar PO1-N4-R1
(Figura 11) é possível verificar que o reforço
deste pilar foi insuf iciente para garantir
uma ductilidade satisfatória, atingindo-se
o colapso do pilar logo após a rotura das
primeiras bandas de CFRP. No entanto, este
reforço uniforme do pilar em altura conduziu
a uma rotura das bandas de carbono junto à
base, sendo plausível o colapso nessa zona
pela concentração de tensões resultantes
de efeitos de corte e de flexão. Na Figura 11,
ilustra-se, também, a comparação entre o pilar
original e reforçado (PO1-N4 e PO1-N4-R1),
onde se constata um aumento (ainda que
ligeiro) na força resistente máxima atingida,
de cerca de apenas 10%, e sem significativas
melhorias no nível de deslocamento máximo
devido à rotura prematura por corte.
A partir da observação da resposta cíclica
e dos danos finais do pilar PO1-N6-R1 (Figu-
ra 12) é possível verificar que o reforço deste
pilar foi suficiente para garantir uma ductili-
dade satisfatória, atingindo-se o colapso do
pilar unicamente após a rotura da primeira
banda de CFRP mais junto à base. Assim, a
> 10
a) b)
rotura por corte foi evitada, sendo possível
avaliar a ductilidade disponível. Na Figura 12,
a partir da comparação entre o pilar original e
reforçado (PO1-N6 e PO1-N6-R1), constata-se
que a força resistente máxima atingida foi
sensivelmente idêntica, confirmando-se,
também, que no pilar original já tinha sido
atingida uma força horizontal de patamar,
associada a um comportamento de flexão.
Devido à prevenção de rotura por corte e me-
lhoria do confinamento na base, verificam-se
significativos aumentos no nível de desloca-
mento máximo atingido e consequente ganho
em ductilidade disponível, atingindo-se agora
um valor de ductilidade em deslocamento de
cerca de 3.
6. CONCLUSÕES
O modelo adotado para o dimensionamento à
ação sísmica dos reforços revelou-se adequa-
do quer nos pilares maciços como nos pilares
de secção oca.
Os reforços dos pilares maciços com CFRP são
uma boa solução de reforço, cumprindo bem
> 12
a) b)
> Figura 10: Resultados experimentais dos pilares maciços reforçados.
> Figura 11: Resultados experimentais do pilar oco PO1-N4-R1.
> Figura 12: Resultados experimentais do pilar oco PO1-N6-R1.
> 11
a) b)
o papel de confinamento do betão na zona mais solicitada, isto é, permitindo repor a sua
ductilidade disponível. As tentativas de melhoramento da capacidade à flexão através da
ligação de laminados à fundação, associados ao reforço com CFRP, não sortiram o efeito
desejado. A sua aplicação deve feita com precauções especiais relativamente à sua ancora-
gem e, eventualmente, realizados em toda a altura do pilar, de modo a ser convenientemente
transmitida a força desses reforços.
Os ensaios dos pilares ocos evidenciaram que a estratégia de reforço sísmico, onde se
procurou um reforço ao corte ótimo com um acréscimo de cerca de 40% relativamente à
força máxima mobilizável por flexão, garantiu um satisfatório comportamento em flexão.
O colapso dos pilares ocos reforçados foi atingido quando se verificou a rotura de uma das
bandas de CFRP. Devido à prevenção de rotura por corte e melhoria do confinamento na
base, constatou-se um aumento na força resistente máxima atingida, chegando a obter-se
uma melhoria de cerca de 20%, e atingindo-se, em alguns casos, um aumento de ductilidade
em deslocamento de cerca de 100%.
7. AGRADECIMENTOS
Este artigo refere investigação realizada com o apoio financeiro da “FCT - Fundação para a Ciência
e Tecnologia”, no âmbito do Projeto PTDC/ECM/72596/2006. Os autores gostariam de agradecer
às empresas: João da Silva Santos, Lda e Irmãos Maia, Lda, pela construção dos pilares ensaiados;
à empresa STAP pelos reforços realizados e, também, à equipa do laboratório, Sr. Valdemar Luís
e Sr. André Martins, por todo o cuidado prestado na preparação dos ensaios.
8. RefeRências
[1] Rocha, P. (2011) Reforço e Reparação de Pilares de Edifícios
de Betão Armado em Zonas Sísmicas. PhD Thesis, FEUP, Dept.
of Civil Engineering.
[2] Delgado, P. (2009) Avaliação da Segurança Estrutural em
Pontes. PhD Thesis, FEUP, Dept. of Civil Engineering.
[3] Delgado, R.; Delgado, P.; Vila Pouca, N.; Arêde, A.; Rocha, P. e
Costa, A. (2009) Shear effects on hollow section piers under
seismic actions: experimental and numerical analysis,
Bulletin of Earthquake Engineering, 7 (SP. ISS.), 377-389.
[4] Delgado, R.; Delgado, P.; Vila Pouca, N.; Arêde, A.; Rocha, P. e
Costa, A. (2009) Reabilitação e Reforço Sísmico de Pilares
de Pontes, Construção Magazine, Revista Técnico-Científica
de Engenharia Civil, 29, 33-37.
[5] Calvi, G.M.; Pavese, A.; Rasulo, A.; Bolognini, D. (2005) Expe-
rimental and numerical studies on the seismic response of
R.C. hollow bridge piers. Bulletin of Earthquake Engineering
3(3), 267–297.
[6] Pavese, A.; Bolognini, D.; Peloso, S. (2004) FRP seismic
retrofit of RC square hollow section bridge piers. Journal of
Earthquake Engineering 8(1 SP. ISS.), 225–250.
[7] Priestley, M.J.N.; Seible, F.; Calvi, G.M. (1996) Seismic Design
and Retrofit of Bridges. John Wiley & Sons, Inc. New York.
[8] Monti, G; Nistico, N and Santini, S (2001). “Design of FRP
jackets for upgrade of circular bridge piers.” Journal of
Composites for Construction 5(2): 94-101.
[9] Mander, JB; Priestley, MJN and Park, R (1988). “THEORE-
TICAL STRESS-STRAIN MODEL FOR CONFINED CONCRETE.”
Journal of Structural Engineering-Asce 114(8): 1804-1826.C M Y CM MY CY CMY K
PUB
46_ 50
INTRODUÇÃO
A utilização de laminados de polímeros refor-
çados com fibras de carbono (CFRP) no reforço
de estruturas de betão armado (BA) tornou-se
corrente devido à quantidade significativa de
investigação efetuada recentemente nessa
área. Pré-esforçar este material aumenta o de-
sempenho desta solução de reforço na medida
em que se torna possível um melhor aprovei-
tamento da elevada capacidade resistente do
material e possibilita a redução de fendas e da
deformação dos elementos estruturais. No en-
tanto, é necessário realizar investigação para
aferir o seu comportamento em estruturas de
BA. Wight [1] e [2], El-Hacha [3] e Piyong [4] são
exemplos de outros trabalhos de investigação
feitos neste âmbito mas com recurso a mantas
de CFRP pré-esforçadas.
Parte de um trabalho mais alargado de França
46_cm
[5], com o objetivo de ensaiar, analisar e inter-
pretar o comportamento de vigas reforçadas
com laminados de CFRP pré-esforçados, é
aqui descrita. Uma tecnologia inicialmente
concebida para reforçar lajes [6] foi ensaiada
em seis vigas simplesmente apoiadas de BA à
escala real com secção transversal em T. Os
diferentes parâmetros entre as vigas foram
duas percentagens de armadura ordinária, a
existência ou não de um dano inicial na viga an-
tes do seu reforço e a influência da localização
das ancoragens antes ou depois dos apoios.
Neste artigo, é apresentada a tecnologia e os
resultados dos ensaios de uma viga reforçada
e da respetiva viga de referência. A campanha
experimental completa, que serve de base a
este artigo, pode ser consultada em França [5]
e França et al. [7] e [8]. Resultados experimen-
tais de lajes reforçadas com esta técnica [6]
podem ser encontrados em Suter [9].
frp e resistência ao fogoreforçar vigas de betão armado com laminados de cfrp pré-esforçados
Paulo França
Universidade da Madeira
Centro de Competência de Ciências Exatas e da Engenharia
A utilização de polímeros reforçados com fibras de carbono (CFRP) sob a forma de laminados no
reforço de estruturas de betão armado (BA) tornou-se corrente devido à quantidade significativa
de investigação realizada neste campo nos últimos anos. Pré-esforçar este material melhora
o desempenho desta técnica de reforço pelo que se torna necessário realizar investigação de
modo a testar o seu comportamento em estruturas de BA. O principal objetivo deste trabalho foi
ensaiar e analisar o comportamento de vigas de BA reforçadas à flexão com laminados de CFRP
pré-esforçados. Uma técnica de pré-esforçar laminados foi ensaiada em diversos provetes à
escala real de vigas de BA simplesmente apoiadas com secção transversal em T. Estabeleceram-
se comparações de comportamento entre as vigas de referência e as vigas reforçadas com os
laminados de CFRP pré-esforçados e sem pré-esforço (PE). Esta técnica de reforço resultou num
melhoramento substancial do comportamento da viga em serviço, ao reduzir a sua deformação
e a abertura de fendas, e em estado limite último, ao aumentar a sua capacidade resistente,
quando comparada com a viga de referência.
Palavras-chave: vigas, reforço, laminados, CFRP, pré-esforço.
TECNOLOGIA DE REFORÇO
O sistema de reforço utilizado para pré-esforçar
laminados de CFRP fixa ao betão duas chapas
de ancoragem com 400x220x8 mm3 sobre
cada extremidade do laminado através de 8
conetores (chapas amarelas na Fig.4, Fig.5
e Fig.6). A função destas chapas é permitir
a montagem do equipamento necessário à
aplicação do PE. Nesta solução, os laminados
têm que ser aplicados nas duas faces laterais
da viga. Embora na face inferior fosse mais
eficiente, as razões para não o fazer são a
reduzida largura da viga, que não é suficiente
para a fixação das chapas, e a necessidade de
evitar cortar os varões longitudinais durante a
furação para os conetores. A menor distância
entre a zona de compressão da viga e a força de
tração no CFRP é compensada pela utilização de
dois laminados em vez de um só na face inferior.
cm_47
Uma das maiores dificuldades de pré-esforçar
FRPs é a forma de prender o material durante
esse procedimento. Este sistema utiliza garras
metálicas (Fig.1) para segurar o laminado por
atrito durante o seu PE.
O primeiro passo é o tratamento da superfície
de betão (Fig.2), recorrendo-se a uma retifica-
dora com uma mó diamantada acoplada com
o objetivo de remover a camada superficial do
betão na zona do laminado e das chapas de
ancoragem. Em seguida, procede-se à furação
para a colocação dos conetores.
A resina é aplicada no laminado, nas chapas
de ancoragem e na superfície de betão. A ope-
ração de montagem e aplicação do PE tem de
ser realizada em 1 hora por se tratar do tempo
até ao início de presa da resina.
Coloca-se o laminado (Fig.3) e fixam-se as
chapas de ancoragem sobre o mesmo nas
suas extremidades. Pequenos parafusos nos
cantos das chapas impedem a compressão
do CFRP, o que obriga a resina a transferir a
totalidade da força por aderência para o betão
depois do sistema de PE ser desativado. No
entanto, durante a aplicação do PE, são as
chapas de ancoragem que transferem a força
à estrutura através dos conetores.
Monta-se a garra metálica passiva (Fig.4) que
faz reação diretamente sobre a corresponden-
apoios necessitam de estar pelo menos a
0,7 m dos mesmos para proporcionar espaço
suficiente para o macaco hidráulico trabalhar,
admitindo-se que existem vigas perpendicu-
lares nos apoios.
A resistência média à compressão do betão foi
de 39,2 MPa, verificada no dia de ensaio atra-
vés de 3 provetes cúbicos. As armaduras re-
gistaram, em ensaios à tração pura, tensões
médias de cedência de 534,8 MPa nos varões
φ25 e de 485,8 MPa nos varões φ20, o que re-
sulta numa tensão média nos varões à tração
de 515,7 MPa. O laminado com uma secção de
80x1.2 mm2, tinha um módulo de elasticidade
170,5 GPa e uma tensão de tração última de
3016 MPa, o que corresponde a uma extensão
última de 17,7‰. Estas características foram
determinadas a partir de ensaios à tração
pura de 4 amostras de laminado. A resina
tinha um módulo de elasticidade de 8 GPa e
uma resistência à tração de 30 MPa.
O esquema de ensaio e a instrumentação
utilizada é indicada na Fig.8. Duas células
de carga mediram as forças aplicadas, P1
e P2, a terços do vão. A estrutura de carre-
gamento aplicava uma força inicial de 5 kN
em cada ponto de carga. Três defletómetros
monitorizaram as deformações a meio-vão
(d3) e nos pontos de aplicação das cargas,
te chapa de ancoragem. Na outra extremidade,
monta-se a ancoragem ativa onde o macaco
hidráulico é fixado sobre a chapa de modo a
que o seu êmbolo atue na garra metálica ativa
(Fig.5) e reaja na chapa por intermédio de uma
saliência que possui na sua base. Aplica-se o
PE e desativa-se o sistema 24 horas depois,
que é o tempo suficiente para a resina suportar
o PE aplicado. A viga reforçada é apresentada
na Fig.6.
ESTUDO EXPERIMENTAL
– Ensaios
Duas vigas em BA com 6,7 m de comprimento
e 3000 kg de peso, uma de referência e a
outra reforçada com laminados de CFRP pré-
esforçados, foram ensaiadas com um vão
de 6,0 m como ilustrado na Fig.7. A secção
transversal em T tinha a alma com 0,2x0,5 m2
e o banzo de compressão com 1,0x0,1 m2. A
armadura longitudinal de tração era composta
por 2φ20+2φ25 (1,6%) e todos os varões ti-
nham um recobrimento de 2 cm. Utilizaram-se
estribos φ8//0,10 para evitar o modo de rotura
por esforço transverso.
A s ancoragens posicionadas antes dos
> Figura 1: Garra metálica.
> Figura 2: Preparação da superfície de betão.
> Figura 3: Colocação do CFRP.
> Figura 4: Ancoragem passiva montada.
> Figura 5: Macaco hidráulico montado.
> Figura 6: Viga reforçada.
> 2
> 1 > 2 > 3
> 4 > 5 > 6
frp e resistência ao fogo
48_cm
> 7
P1 (d1) e P2 (d2). As extensões ao longo dos
varões longitudinais inferiores foram moni-
torizadas por 7 extensómetros (Ss1-Ss7). Na
viga reforçada, 5 extensómetros (Sf1-Sf5)
foram colados em cada laminado (lado A e
B). Durante a aplicação do PE, para além do
indicador de pressão de óleo do equipamento,
2 extensómetros em cada CFRP registaram
o PE. Não foi possível instalar uma célula de
> Figura 7: Viga em BA reforçada com laminados de CFRP pré-esforçados.
> Figura 8: Instrumentação da viga reforçada.
> Figura 9: Carga vs Deslocamento a meio-vão.
carga para controlar esta operação.
O PE desejado correspondia a uma extensão
no CFRP de 6 ‰ devido, em parte, à limitação
do macaco hidráulico. A média de extensão
aplicada foi de 6,1 ‰, o que representava
uma tensão de 1040 MPa e a uma força de
99,8kN. Nenhuma alteração nas extensões foi
observada até ao momento em que o sistema
foi desativado.
– Discussão dos resultados dos ensaios
As curvas carga-deslocamento a meio-vão
(d3) das duas vigas ensaiadas estão repre-
sentadas na Fig.9. O valor da carga é a média
dos dois valores registados em P1 e P2.
A viga em BA registou um modo de rotura muito
dúctil e uma carga máxima de 188,2 kN. Os três
extensómetros nos varões inferiores entre as
cargas P1 e P2 registaram valores superiores
ao da extensão de cedência do aço (Ss-3=8,1
‰, Ss-4=3,4 ‰ e Ss-5=3,9 ‰). Como as fendas
de flexão chegaram ao banzo de compressão,
para evitar um modo de rotura frágil e perigoso
devido ao possível esmagamento do betão, o
ensaio foi terminado quando a deformação a
meio-vão atingiu os 93,7 mm.
A carga de rotura da viga reforçada foi de 253,1
kN, o que representa um aumento de 35% de
resistência. Este é um aumento significativo,
atendendo a que as vigas tinham uma elevada
percentagem de armadura (1,6%). É importan-
te notar que a carga máxima foi atingida após
uma fase tipicamente de cedência com uma
(Dimensões em [m])
Laminado de CFRP
(Dimensões em [m])
> 8
> 9
cm_49
significativa rigidez pós-cedência. Este com-
portamento dúctil não é usual em estruturas
de BA reforçadas com laminados de CFRP, o
que representa uma vantagem importante
desta solução. Também nesta viga, os três
extensómetros nas armaduras inferiores
entre as cargas P1 e P2 registaram valores
superiores ao da extensão de cedência do aço
(Ss-3=10,2 ‰, Ss-4=4,7 ‰ e Ss-5=12,8 ‰).
Um melhor comportamento da fendilhação foi
evidente na viga reforçada. A 1ª fenda surgiu
para uma força perto de 45 kN, um valor 3
vezes superior ao de 15 kN da viga de BA.
Também o valor médio da abertura de fendas
(wm) foi menor na viga reforçada. Três fendas,
uma a meio-vão e duas sob os pontos de carga
P1 e P2, foram controladas durante os ensaios
e calcularam-se os seus valores médios. Um
valor de wm=0,03 mm foi obtido na viga de BA
para a carga de 25 kN, enquanto que o mesmo
> Figura 10: Rotura do CFRP na face B.
> Figura 11: Extremidade do CFRP que escorregou sob a chapa de ancoragem na face B.
> Figura 12: Rotura do CFRP na face A.
> Figura 13: Arrancamento do CFRP na rotura.
valor de wm só foi obtido para a carga de 47
kN na viga reforçada. Para a carga de 120
kN, os valores de wm foram de 0,20 mm e de
0,13 mm nas vigas de referência e reforçada
respetivamente.
Descargas totais foram feitas várias vezes
durante os ensaios como ilustrado na Fig.9.
O deslocamento residual na viga reforçada
foi sempre inferior ao da viga de BA perante
o mesmo valor de descarga. Isto prova um
típico comportamento das estruturas pré-
esforçadas que é a melhor capacidade de
recuperação da deformação.
A resistência última da viga de BA foi limitada
pela cedência da armadura longitudinal inferior
ao passo que, a da viga reforçada, foi limitada
pelo arrancamento dos laminados da super-
fície do betão. No instante da rotura, ambos
os laminados perderam a sua aderência ao
betão na zona entre as chapas de ancoragem.
Adicionalmente, na face B (Fig.10), uma das
extremidades do CFRF escorregou debaixo da
chapa (Fig.11), o que resultou na perda com-
pleta da sua força de tração. Na face A (Fig.12),
não ocorreu o escorregamento sob nenhuma
chapa, o que significa que o laminado manteve-
se em tração depois da rotura da viga, só preso
pela resina sob as chapas de ancoragem.
As extensões monitorizadas durante o carrega-
mento nos dois laminados são apresentadas
na Fig.14 para a face A e na Fig.15 para a face
B. Depois da rotura, os extensómetros na face
B registaram valores negativos que correspon-
dem à perda de PE devido ao escorregamento
do CFRP referido. Estes valores são semelhan-
tes às extensões de PE mas não iguais devido
à resina que se manteve colada ao laminado.
O maior incremento de extensão em cada
laminado foi verificado no extensómetro a
meio-vão (Sf-3). No lado A, esse aumento foi de
> 4 > 5 > 6
> 10 > 11
> 12 > 13
frp e resistência ao fogo
50_cm
6,4 ‰ e, no lado B, foi de 5,9 ‰. Os 3 extensó-
metros centrais (Sf-2, Sf-3 e Sf-4) registaram
os maiores valores de extensão.
Os outros 2 extensómetros dos CFRPs próxi-
mos das chapas de ancoragem (Sf-1 e Sf-5)
só registaram valores elevados de extensões
depois de se ter atingido a carga de 246,6
kN, que é só 2,6 % inferior à carga de rotura
de 253,1 kN. Isto significa que as chapas de
ancoragem não foram muito relevantes para
aumentar a resistência da viga. No entanto, es-
tas chapas foram importantes para aumentar a
sua ductilidade, pois atrasam o arrancamento
dos laminados, mantendo-os aderentes à
superfície de betão para cargas superiores a
246,6 kN, o que tornou possível os grandes
incrementos de extensões perto das chapas.
Quando a carga passou de 246,6 kN para 253,1
kN, o deslocamento a meio-vão (d3) aumentou
27,9 %, o que representa 36,9 % do d3 depois da
carga de cedência de 218,2 kN. Esta trata-se
de uma percentagem muito significativa do
comportamento dúctil da viga reforçada.
A soma das extensões de PE com as verifica-
das a meio-vão nos CFRPs no momento da ro-
tura foi de 12,5 ‰ na face A e de 12,0 ‰ na face
B, o que correspondem a tensões de tração
de 2131 MPa e de 2046 MPa respetivamente.
CONCLUSÕES
É possível reforçar vigas de BA com lamina-
dos de CFRP pré-esforçados para melhoria
> Figura 14: Carga vs Extensão no CFRP da face A durante o ensaio.
> Figura 15: Carga vs Extensão no CFRP da face B durante o ensaio.
imediata do comportamento em serviço com
um sistema de simples montagem (24 horas
são suficientes para a sua desativação). A
carga de fendilhação é superior e é possível
fechar algumas ou todas as fendas numa viga
em BA fendilhada. Este controlo de fendilha-
ção, que não pode ser atingido com laminados
não pré-esforçados, é muito importante pois
aumenta a rigidez, o que contraria a deforma-
ção, e melhora a durabilidade da estrutura
(a sua degradação está relacionada com a
dimensão das fendas). Este tipo de reforço
possibilita a redução de deformação numa
viga em BA.
As vantagens de pré-esforçar os laminados,
comparando com a solução sem PE, também
verificam-se no estado limite último pois
torna-se possível mobilizar extensões mais
elevadas nos laminados, o que resulta numa
maior resistência. No caso ensaiado, foi
possível atingir no mínimo uma extensão de
12.0 ‰ nos laminados. Ao atingir-se estas
extensões, a elevada resistência dos CFRPs
é melhor aproveitada.
As chapas de ancoragem provaram ser im-
portantes no aumento da ductilidade da viga
reforçada ao atrasarem o arrancamento dos
laminados.
O posicionamento dos laminados nas faces
laterais das vigas não constituiu um proble-
ma para um arrancamento prematuro pois
mantiveram-se aderentes ao betão durante
a deformação da viga até a obtenção de re-
sultados satisfatórios.
REFERÊNCIAS
[1] Wight, R. G., Green, M. F. and Erki, M-A., “Prestres-
sed FRP sheets for poststrengthening reinforced
concrete beams”, Journal of composites for
construction, 5, 4, 2001, pp. 214-220.
[2] Wight, R. G. and Erki, M-A., “Prestressed CFRP
sheets for strengthening two-way slabs”, Inter-
national Conference Composites in Construction,
Italy, 2003, pp. 433-438.
[3] El-Hacha, R., Wight, R. G. and Green, M. F., “Inno-
vative System for Prestressing Fiber-Reinforced
Polymer Sheets”, ACI Structural Journal, 100, 3,
2003, pp. 305-313.
[4] Piyong, Y., Silva, P. F. and Nanni, A., “Flexural
Strengthening of Concrete Slabs by a Three-stage
Prestressing FRP System Enhanced with the
Presence of GFRP Anchor Spikes”, International
Conference Composites in Construction, Italy,
2003, pp. 239-244.
[5] França, P., 2007, “Reinforced Concrete Beams
Strengthened with Prestressed CFRP Laminates”,
Tese de Doutoramento, Universidade Técnica de
Lisboa, IST, Dezembro.
[6] S&P Clever Reinforcement Company Prestressing
System.
[7] França, P., Costa, A., Appleton, J, 2007, “Prestres-
sed CFRP laminates for Flexural Strengthening of
Reinforced Concrete Beams”, Structural Concrete
- Journal of the Fib, V.8, No.4, pp. 175-185.
[8] França, P., Costa, A., Appleton, J, 2004, “Reforço
de estruturas com laminados de CFRP pré-esfor-
çados”, Encontro Nacional de Betão Estrutural,
FEUP, Porto.
[9] Suter, R. and Jungo, D., “S&P Prestressing System
FRP – Summary of Test Results”, Product Report,
Brunnen, 2000.
> 14 > 15
cm_51
51 i&d empresarial
A Extrusal, especialista na produção de perfis
de alumínio, lançou recentemente no mercado
português um novo sistema de construção de
portas: o A.055.
Este sistema foi concebido para a construção
de portas de grandes dimensões, sujeitas a uma
utilização moderada (50.000 ciclos) a elevada
(500.000 ciclos), estando disponível com ou sem
rotura da ponte térmica.
Inovação
A grande inovação é a adoção da poliamida deslizante que permite dilatações ao sistema. Ao
aliar as poliamidas deslizantes a uma fechadura que lança pontos de fecho, pelo movimento
do cremone, que ajusta a folha móvel ao aro fixo, possibilita um suave funcionamento ao abrir
e fechar com chave. A maioria dos fabricantes utiliza a poliamida normal.
Com este lançamento, a Extrusal “oferece ao mercado uma solução de raiz para obras de di-
mensão, em que os prescritores necessitam de respostas específicas aos desafios das novas
tendências arquitetónicas”, considera João Madaíl, diretor comercial da marca.
vantagens
De acordo com a empresa, as principais vantagens têm a ver com o facto da poliamida desli-
zante nos perfis das folhas móveis diminuir a possibilidade dos perfis (sobretudo as alturas)
se deformarem devido à dilatação do semi-perfil exterior. A consequência desta deformação é
o mau funcionamento da porta e a dificuldade em abrir / fechar.
A construção é perimetral e tem a opção de perfil de soleira lisa para uma melhor acessibilidade,
sendo compatível com os restantes sistemas Extrusal.
www.extrusal.pt
sistema de construção de portas
Dimensionamento por Folhas móveis
− Altura:Mínima2.000mm/Máxima3.000mm;− Largura:Mínima600mm/Máxima1.200mm.
CapaCiDaDe Do enviDraçamento
− Mínimo:26mm/Máximo:36mm.VedantesemEPDM.
CaraCterístiCas
− Esquadrosemalumínioextrudido;− PoliamidadeslizantenafolhamóveldasoluçãoRPT;− Folhamóveldeconstruçãoperimetral;− Perfildesoleiraparaumavedaçãomaiseficazousoleiralisapara
facilitaraacessibilidade;− CompatívelcomosrestantessistemasExtrusal.
Ferragens
− Fechadurafechomultipontos.− Barraecremoneanti-pânico.− Compatívelcommoladepavimentoemolaaéreaoculta.
solução Fria
− Pesomáximoporfolha:120kg;Dobradiçasfixasnocanal.
solução rpt
− Pesomáximoporfolha:160kg;Dobradiçasexteriores.
52_cm
52_53
O tema desta coluna surge na continuação do assunto tratado na coluna
sobre engenharia sísmica publicado no número 45 desta revista, na qual
se abordou a forma como a ação sísmica se encontra representada no
Eurocódigo 8 (EC8) [1]. Este artigo debruça-se sobre o “coeficiente de
comportamento”, parâmetro fundamental no processo de dimensiona-
mento sísmico de uma estrutura corrente. Poderá ser surpreendente
para alguns dos leitores o facto do coeficiente de comportamento ser
um conceito relativamente recente, o qual foi introduzido na regula-
mentação nacional em 1983. Tal facto justificará porventura algum do
desconhecimento por parte de uma parte importante da comunidade
de projetistas de estruturas cuja formação base foi obtida numa fase
anterior à introdução do referido conceito nas normas regulamentares.
Conforme foi referido na coluna de sísmica da CM45, o EC8 define a
ação sísmica sob a forma de espetro de resposta elástico, mais preci-
samente dois espetros correspondentes a dois cenários de sismicidade.
Contudo, a utilização dos referidos espetros implicaria a consideração
da resposta da estrutura ao sismo regulamentar em regime elástico.
Esta situação conduziria, na grande maioria dos casos, a soluções ex-
tremamente robustas as quais, para além de dispendiosas, imporiam
condicionantes pouco razoáveis a nível arquitetónico. Apesar de não
ser o objetivo último, a utilização do coeficiente de comportamento
permite contornar esta situação. Em termos gerais, o coeficiente de
comportamento é adotado na fase de quantificação da ação sísmica
e aplica-se na redução do corte basal elástico para um nível de corte
basal de projeto a adotar no dimensionamento. Trata-se por isso de
uma forma simplificada de consideração do comportamento não linear
da estrutura durante o sismo.
O surgimento do conceito de espetro de resposta nos anos 30 do século
passado permitiu um avanço significativo na compreensão do compor-
tamento sísmico das estruturas, nomeadamente o facto das forças de
inércia induzidas pelo sismo dependerem não só das características
do movimento do terreno mas também das características dinâmicas
da própria estrutura. Esta importante conclusão permitiu verificar que
uma percentagem de estruturas existentes expostas a eventos sísmicos
tinham apresentado bom desempenho apesar de não apresentarem
resistência lateral suficiente para responder aos referidos eventos em
regime elástico. Esta constatação permitiu aos cientistas concluir que
tal desempenho resultava da ductilidade apresentada pelas referidas
estruturas, isto é, a capacidade destas comportarem deformações para
além do seu regime elástico.
Na realidade, é importante referir que um sismo deve ser interpretado
não como um conjunto de forças (de inércia) de valor e padrão pré-
definido aplicado à estrutura, mas como um conjunto de deformações
laterais que esta terá de ter capacidade de acomodar sem colapso e, de
preferência, sob condições de dano controlado.
O COEfiCiENTE dE COMpOrTAMENTO NO diMENsiONAMENTO sísMiCO dE EsTruTurAs
José Miguel Castro, prof. Auxiliar – fEup
sísmica
O objetivo do dimensionamento sísmico deverá por isso consistir em con-
ferir resistência lateral às estruturas de forma a que estas apresentem
capacidade de deformação suficiente para acomodar os deslocamentos
impostos pelos sismos. A determinação fiável dos referidos desloca-
mentos é por isso crucial no processo de dimensionamento sísmico.
Os regulamentos sísmicos baseiam-se na conhecida regra da igualdade
dos deslocamentos proposta por Veletsos e Newmark [2] segundo a qual
o deslocamento máximo imposto por um sismo a uma dada estrutura é
independente da resposta desta ser em regime elástico ou em regime
não linear. Esta regra aplica-se apenas a estruturas com período de
vibração médio a elevado (tipicamente acima de 0.5 segundos) e que
apresentem comportamento elasto-plástico. Na figura 1 representa-se
a relação entre o corte basal (V) e o deslocamento lateral (Δ) de um sis-
tema simples de um grau de liberdade no qual se ilustra a referida regra.
Na mesma figura é possível também identificar o conceito de coeficiente
de comportamento, designado pela letra q no EC8, como sendo a razão
entre a resistência requerida para o sistema responder ao sismo em
regime elástico (Vel
) e a resistência efetiva do sistema (Vy). da figura
pode-se concluir que quanto maior for o coeficiente de comportamento
maior será a ductilidade (μ=Δmax
/Δy) exigida pelo sismo ao sistema.
É importante notar que a exploração de ductilidade numa dada estrutura
não é ilimitada e varia em função das propriedades da própria estrutu-
ra. de acordo com o EC8 a ductilidade depende do tipo de material, do
sistema estrutural e da classe de ductilidade (baixa, média ou alta)
selecionada pelo projetista. Em função destes parâmetros a norma
Europeia define regras específicas de dimensionamento e detalhe
dos elementos estruturais e recomenda valores para o coeficiente de
comportamento. Na Tabela 1 apresentam-se os limites superiores dos
valores de referência do coeficiente de comportamento recomendados
pelo EC8 para estruturas porticadas em aço.
> Figura 1: ilustração do conceito de coeficiente de comportamento.
A inclusão do coeficiente de comportamento no processo de di-
mensionamento sísmico de uma estrutura corrente é feita através
da utilização do espetro de resposta de cálculo que não é mais do
que o espetro de resposta elástico afetado do coeficiente de com-
portamento. O referido espetro permite ao projetista determinar
de forma expedita a aceleração máxima a utilizar na quantificação
do corte basal de dimensionamento. Na figura 2 apresenta-se o
exemplo de um espetro de cálculo para vários valores do coeficiente
de comportamento.
Apesar deste artigo se ter focado no dimensionamento sísmico
baseado no pressuposto do comportamento em regime não linear,
é importante realçar que as normas permitem o dimensionamen-
to sísmico admitindo comportamento em regime praticamente
elástico. No EC8 esta situação aplica-se aos casos classificados
como sendo de ductilidade baixa, recomendando-se que se aplique
apenas para estruturas localizadas em regiões de baixa sismi-
cidade, situação aplicável a estruturas localizadas em algumas
zonas do território nacional. Nestes casos a norma Europeia não
impõe requisitos especiais em termos de conceção e detalhe dos
elementos estruturais.
Contudo, deve referir-se que os regulamentos sísmicos promovem
a consideração do comportamento dissipativo das estruturas, isto
é, o dimensionamento no qual se explora o comportamento em
regime não linear. A razão para tal não é somente económica ou por
razões arquitetónicas, mas está também relacionada com o facto
do dimensionamento sísmico nessas condições exigir cuidados
especiais sobretudo ao nível da conceção e do detalhe estrutural
que visam assegurar um comportamento estável da estrutura no
regime pós-cedência. Conforme foi referido na coluna da CM45, a
ação sísmica regulamentar está associada a uma probabilidade
ocorrência, existindo por isso a possibilidade real da mesma ser
excedida. Como tal, é importante assegurar que as estruturas são
sujeitas a um processo de conceção que assegure um comporta-
mento estável e satisfatório durante a ocorrência de sismos de
intensidade superior à regulamentar.
REFERÊNCIAS
[1] NP EN 1998-1:2010 (2010). “Eurocódigo 8 – Projecto de estruturas para resistência aos sismos. Parte 1: Regras gerais, acções sísmicas e regras para edifícios”, Instituto Português da Qualidade.
[2] Veletsos AS, Newmark NM (1960). Effect of inelastic behavior on the response of simple systems to earthquake motions. Proceedings of the Second World Conference on Earthquake Engineering, Japan, vol. 2, pp 895 – 912.
.
puB
> Figura 2: Espetro de resposta de cálculo (EC8) para vários valores do coeficiente de com-portamento.
Tipo de EstruturaClasse de Ductilidade
DCM DCH
a) pórticos simples 4 5 au/a
1
b) pórtico com contraventamentos centradosContraventamentos diagonaisContraventamentos em V
42
42,5
c) pórtico com contraventamentos excêntricos 4 5 au/a
1
d) pêndulo invertido 2 2 au/a
1
e) Estruturas com núcleos ou paredes de betão Ver a secção 5
f) pórtico simples com contraventamento centrado 4 4 au/a
1
g) pórticos simples com enchimentosEnchimentos de betão ou de alvenaria não ligado, em contacto com o pórtico
2 2
Enchimentos de betão armado ligados Ver a secção 7
Enchimentos isolados de pórticos simples (ver pórticos simples) 4 5 a
u/a
1
> Tabela 1: Coeficientes de comportamento previstos no EC8 para estruturas porticadas em aço.
54_cm
54_55
1. INTRODUÇÃO
O paradigma da construção de estruturas de
madeira em Portugal mudou nos últimos 15
anos, com o aparecimento de grandes estrutu-
ras modernas, sobretudo de madeira lamelada
colada, com formas arrojadas e grande impacto
visual. Mas essa novidade e visibilidade acarre-
tam igualmente a responsabilidade acrescida
de todos os intervenientes, no sentido de
garantir uma boa imagem destas realizações.
O bom funcionamento, a segurança e a dura-
bilidade das estruturas de madeira dependem
de muitos fatores, designadamente de opções
corretas ao nível do projeto e das soluções
construtivas, do fabrico, da montagem e da
manutenção.
A garantia da qualidade passa pela revisão de
projeto, a certificação dos produtos, a fisca-
lização e o controlo de qualidade do processo
de construção.
É também fundamental investir na formação
de todos os intervenientes sobre aspetos es-
pecíficos e problemas típicos das estruturas
de madeira.
São específicos e particularmente importan-
tes: o dimensionamento e a pormenorização
das ligações; os efeitos da humidade e varia-
ções dimensionais da madeira e os esforços
de tração perpendicular às fibras, aspetos que
se conjugam muitas vezes no desenvolvimen-
to de anomalias.
Neste contexto, a inspeção e a monitorização
das estruturas de madeira assumem um
papel fundamental na deteção (e correção)
atempada de situações problemáticas ou
anomalias, devendo ser levadas a cabo por
técnicos com conhecimento e experiência
neste domínio.
2. INSPEÇÃO
2.1. Objetivos
Além da possível deteção de anomalias e/ou
avaliação da origem, extensão e gravidade
de deficiências anteriormente reportadas,
INSPeçãO e MONItOrIzAçãO de eStruturAS de MAdeIrA
Helena Cruz, Investigadora Principal do LNeC
estruturas de madeira
a inspeção deve fornecer informação sufi-
ciente para avaliar a segurança da estrutura
e estabelecer protocolos de monitorização e
manutenção adequados.
deve também permitir identificar eventuais
situações que requeiram medidas imediatas
de estabilização e suporte, evacuação ou
restrições de acesso.
2.2. Obtenção de documentação técnica
O conhecimento da estrutura é essencial
para o estabelecimento dos protocolos de
monitorização e manutenção, e subsequen-
te acompanhamento técnico, na medida em
que estes deverão ter em conta os aspetos
críticos que forem identificados, bem como o
comportamento estrutural previsto.
O dono da obra deve dispor da seguinte in-
formação:
– funcionamento estrutural assumido;
– condições de serviço (temperatura e humi-
dade) previstas para a estrutura;
– ações consideradas no projeto, incluindo
eventuais pontos de suspensão de cargas
no interior da estrutura e respetiva capaci-
dade individual;
– cálculo das ligações, desenhos de projeto
e montagem;
– características dos materiais, designada-
mente a(s) classe(s) de resistência da ma-
deira lamelada colada empregue, espécie
florestal e tipo de cola usada na colagem
entre lamelas e nos finger-joints;
– eventual proteção inseticida/fungicida e/
ou acabamento dados à madeira;
– tipo de ligadores, respetiva resistência
contra a corrosão e eventual proteção ao
fogo.
Além do fornecimento de documentos de
Aprovação técnica ou de Homologação dos
diversos materiais e produtos, e dos registos
da Qualidade feitos pela Fiscalização que
comprovem as soluções efetivamente imple-
mentadas e deem conta do teor e justificação
de eventuais alterações feitas em obra, devem
ser obtidas as telas finais.
2.3. Verif icação da conformidade com o
projeto
A primeira etapa da inspeção deve ter como
objetivo verificar a conformidade da estru-
tura efetivamente construída com o projeto,
confirmando o tipo e a qualidade dos mate-
riais empregues, a presença de elementos
secundários de travamento, a geometria dos
elementos e a pormenorização das ligações,
entre outros aspetos.
devem igualmente ser verificadas as condi-
ções de carga e as condições ambientais, as
quais poderão diferir das previstas, especial-
mente se o regime de exploração do edifício
ditar oscilações significativas entre fases de
utilização/vazio ou verão/inverno.
devem também ser analisados os efeitos de
eventuais erros de montagem e das altera-
ções decorrentes da montagem ou exploração
da estrutura, como sejam furos ou cortes
dos elementos de madeira e a remoção de
elementos secundários ou de ligadores, bem
como a presença de elementos adicionais
não previstos para suspensão de cargas da
estrutura. São particularmente críticas as
situações que acarretem esforços de tração
perpendicular às fibras da madeira.
> Observação próxima da estrutura.
Deve também analisar-se a possibilidade de
ocorrência de infiltrações ou condensações
suscetíveis de causar humidificação pontual
da estrutura de madeira.
2.4. Observação próxima
A inspeção detalhada da estrutura requer em
geral meios de aproximação que permitam
a observação direta dos seguintes aspetos:
– Ligações:
geometria; falta, rotura ou desaperto dos
parafusos; corrosão dos elementos metá-
licos, fendas ou esmagamento da madeira;
– Manchas de humidade ou degradação bio-
lógica:
origem da humidade; teor de água e even-
tual degradação da madeira;
– Fendas de secagem ou fraturas:
podem ser r elev antes sobr etudo em
elementos curvos, em pontos críticos da
estrutura e no caso de fendas profundas;
é fundamental distinguir entre fraturas
mecânicas e fendas de secagem e entre
fendas antigas ou recentes/em evolução;
– Deficiências de colagem:
distinguindo delaminação (descolamento)
de deficiências de fabrico da junta colada
(por exemplo, falta de aperto); qualidade
dos finger-joints.
> Efeitos da tração transversal às fibras em resultado de restrições à retração da madeira. > Delaminação da junta colada. > Marcas de entrada de água.> Defeito de montagem.
A observação visual pode ser complementada
com ensaios diversos, por exemplo utilização
do Resitograf para confirmação da presença
e da geometria de peças ocultas em ligações
e recolha de amostras para ensaios laborato-
riais de corte e delaminação para avaliação da
qualidade da colagem.
Todos os aspetos relevantes devem ser identi-
ficados (com marcação de limites e respetiva
data, inscritos no local, se possível) e regista-
dos, para reavaliações subsequentes.
Saliente-se que os aspetos listados podem
encerrar riscos efetivos para a segurança e
a durabilidade da estrutura e dos seus ocu-
pantes, devendo merecer a devida atenção
de especialistas familiarizados com as espe-
cificidades das estruturas de madeira, que
estabelecerão a sua gravidade e definirão as
intervenções adequadas.
3. MONITORIZAÇÃO
A monitorização permite perceber a evolução
da estrutura ao longo do tempo, detetando
atempadamente eventuais deficiências ca-
pazes de condicionar o seu desempenho ou
durabilidade.
HEMPEL (Portugal) Lda. Vale de Cantadores | 2954-002 PALMELA | Tel.: 212 351 022 | Fax: 212 352 292 | E-mail: [email protected] | www.hempel.pt
Soluções globais de pintura
Plásticas LisasTexturadasFachadasEsmaltes AquososEsmaltes Directos ao MetalAcabamentos para Betão
Esmaltes a SolventeLasures-VelaturasVernizesMassas de ReparaçãoSelantes e FixadoresPrimários e Subcapas
Tintas HEMPEL, tem para si, uma gama de produtos de alta quali-dade, adequados às suas exigên-cias, necessidades e expectativas.Soluções globais de pintura que respeitam o meio ambiente e proporcionaram protecção e de-coração em diversos materiais e substratos.
c o l o u r s f o r y o u
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c o l o u r s f o r y o u
PUB
Tem de ser definida caso a caso, mas pode
compreender, nomeadamente:
– inspeções visuais periódicas (progressão
de fendas e delaminação das juntas cola-
das, entradas de água, deterioração das
ligações, degradação biológica, etc);
– registo das condições ambientais e do teor
em água da madeira;
– avaliação do comportamento estrutural
(com medição de deslocamentos, vibra-
ções, etc).
Refira-se, uma vez mais, que a pormenorização
das ligações, as variações dimensionais e os
esforços de tração perpendicular às fibras
da madeira se conjugam muitas vezes no de-
senvolvimento de anomalias mais ou menos
graves. Em especial, detalhes que restrinjam a
retraçção livre da madeira, criando tração per-
pendicular às fibras, são sempre problemáticos
e devem ser evitados ou pelo menos vigiados.
Por outro lado, importa ter em conta que as
infiltrações de água passam muitas vezes
despercebidas em fases iniciais, podendo
afetar pontos da estrutura relativamente
longínquos dos pontos de entrada de água.
Cor tes e entalhes podem reter água, por
exemplo em ligações, com efeitos que podem
ser particularmente nocivos.
1. CONFIGURAÇÃO DE LIGAÇÕES A PERFIS
TUBULARES
Na construção de estruturas metálicas, a
otimização estrutural pode conduzir a perfis
de secção fechada nos elementos verticais,
sobretudo quando solicitados em flexão com-
posta desviada, e a perfis de secção aberta (I
ou H) nos elementos horizontais.
Os perf is de secção fechada apresentam
vantagens estruturais únicas quando compa-
rados com os perfis de secção aberta, devido
à sua capacidade de suportar cargas axiais,
flexão segundo qualquer direção, torção, além
das vantagens em termos de manutenção e
estética, com incrementos de custo pouco
significativos. Além disso constituem uma
preferência clara em termos das tendências
arquitetónicas atuais.
O facto de os perfis tubulares não serem a
primeira escolha na conceção de estruturas
metálicas correntes, deve-se em parte, ao
facto de as ligações a este tipo de perfis terem
de ser em geral soldadas, visto o interior do
perfil não ser acessível para aparafusamento,
o que dificulta a execução e aumenta o custo
das estruturas.
Como alternativa à ligação soldada, pode-se
efetuar uma ligação aparafusada, usando para
isso um pequeno troço de perfil U soldado ao
do elemento U da ligação, avaliando a influ-
ência dos seguintes parâmetros: espessura
da alma (tw
=10 mm e tw
=15 mm), largura da
alma (h=185 mm e 200 mm), afastamento
horizontal dos parafusos (p2=85 mm e 100
mm), espessura dos banzos (tf=10 mm e
15 mm) e largura dos banzos (bf=75 mm e
90 mm). A designação de um determinado
modelo é dada pela sequência p2|b
f|h|t
w|t
f. No
caso do estudo apresentado, o elemento em
U é constituído por 3 chapas soldadas, em aço
da classe S275.
Para a modelação foi realizado um estudo de
convergência de malha, tendo sido analisadas
várias possibilidades de modelação, incluindo
a modelação com elementos casca com e sem
modelação do cordão de soldadura de recons-
tituição do U e a modelação com elementos
sólidos com e sem a viga. Verificou-se que a
correta modelação do comportamento desta
ligação requer a utilização de elementos só-
lidos e que a introdução de carga na ligação
seja efetuada através da viga e não com
base num sistema de forças estaticamente
equivalentes, aplicadas diretamente no
elemento em U. Os elementos sólidos usados
são de interpolação linear com seis graus de
liberdade por nó (HX8M – Lusas); a malha é
representada na Figura 2.
Após a calibração dos modelos procedeu-se
56_57
CONFIgUrAçãO ALterNAtIVA PArA LIgAçõeS A PerFIS tUbULAreS
Rui A. D. Simões, Professor Auxiliar/DeC Universidade de CoimbraJoaquim Agostinho Teixeira, Aluno de Mestrado/ DeC Universidade de CoimbraSandra Jordão, Professora Auxiliar/DeC Universidade de Coimbra
estruturas metálicas
pilar, conforme se ilustra na Figura 1. esta
ligação apresenta custos de execução idênti-
cos a outras ligações, é fácil de implementar
e possui elevada ductilidade. Contudo, esta
tipologia não é ainda coberta pela regulamen-
tação aplicável, nomeadamente o eurocódigo
3, Parte 1.8 [1].
No âmbito da atividade de investigação do gru-
po de estruturas metálicas e mistas do Depar-
tamento de engenharia Civil da Universidade
de Coimbra, têm sido desenvolvidos alguns
estudos com vista à obtenção de modelos de
dimensionamento deste tipo de ligação. Como
exemplo, apresenta-se um trabalho baseado
numa análise numérica por elementos finitos,
desenvolvido no âmbito de uma tese de mes-
trado integrado [2].
2. MODELAÇÃO NUMÉRICA
O trabalho referido consistiu num estudo
numérico para caracterização do comporta-
mento da tipologia de ligação entre pilar tubu-
lar e viga I ilustrada na Figura 1. esta ligação
inclui um elemento auxiliar, constituído por
um troço de perfil U, que se encontra soldado
ao pilar e recebe a viga por aparafusamento
com chapa de topo. O estudo apresentado
pretendeu caracterizar o compor tamento
> Figura 1: geometria da ligação em análise. > Figura 2: Modelo numérico da ligação em análise.
56_cm
a uma análise da influência dos diversos pa-
râmetros. Nas Figuras 3 a 6 representam-se
os resultados dessas análises, em termos de
curvas momento flector-rotação da ligação,
baseadas apenas na deformação do elemento
U e acessórios de ligação (parafusos e chapa
de topo).
Quando a espessura da alma do perfil U au-
menta, verifica-se um aumento apreciável da
rigidez inicial e das cargas de cedência e de
rotura e um aumento moderado da capacidade
de rotação.
Quando a largura da alma do perfil U aumenta,
verifica-se uma diminuição apreciável de todos
os valores monitorizados (rigidez inicial e de
membrana, cargas de cedência e de rotura e
capacidade de rotação).
O aumento da largura dos banzos do perfil
U não tem efeito significativo nos valores
monitorizados.
Quando a distância entre parafusos aumenta,
verifica-se um aumento apreciável da rigidez
de membrana e um aumento moderado da
rigidez inicial, acompanhadas da diminuição
significativa da capacidade de rotação. As
cargas de cedência e de rotura mantêm-se
aproximadamente inalteradas.
3. CONCLUSÕES
Com base no trabalho apresentado pode-se
concluir que a tipologia de ligação estudada,
dependendo de uma otimização dos seus
parâmetros geométricos e materiais e das ca-
rasterísticas da estrutura onde esta se insere,
possui potencial para atingir pelo menos um
comportamento semirrígido com resistência
parcial, segundo o eurocódigo 3, Parte 1.8 [1]
REFERêNCIAS
[1] CEN, EN 1993-1-8: Eurocode 3 – Design of Steel
Structures – Part 1.8: Design of Joints. Europe-
an Committee for Standardization, Brussels,
2005.
[2] Teixeira, Joaquim Agostinho Pereira – “Estudo
de Configurações Allternativas para Ligação a
Perfiis Tubulares de Secção Fechada”. Tese de
Mestrado Integrado, Departamento de Enge-
nharia Civil, Universidade de Coimbra, 2012.
> Figura 3: Variação da espessura da alma.
> Figura 4: Variação da largura da alma.
> Figura 5: Variação da largura dos banzos.
> Figura 6: Variação do espaçamento dos parafusos.
cm_57
58_cm
58_59
A transmissão de sons de percussão entre
dois compartimentos adjacentes, de cima
para baixo, depende das transmissões diretas
e marginais. No caso da transmissão de pavi-
mentos de compartimentos inferiores para
compartimentos sobrejacentes (relevante,
por exemplo, entre espaços comerciais e ha-
bitação), a transmissão ocorre apenas por via
marginal, de baixo para cima, sendo esta de
difícil quantificação, em especial, por não exis-
tirem metodologias consagradas na normali-
zação em vigor. Em projeto, alguns projetistas
assumem erradamente que a transmissão de
baixo para cima é desprezável e outros, muito
do lado da segurança, que esta transmissão é
próxima da ocorrida por via marginal de cima
para baixo. Entre compartimentos do mesmo
piso, a transmissão também ocorre apenas
por via marginal, podendo a previsão ser
efetuada pelo método detalhado indicado na
norma EN 12354-2:2000, não sendo, contudo,
facilmente aplicável em projeto. Nesta coluna
de acústica são propostos dois métodos de
cálculo simplificado, para previsão do índice de
percussão padronizado L’nt,w, na transmissão
de baixo para cima e na transmissão entre
compartimentos do mesmo piso.
De uma forma geral, da avaliação experimen-
tal realizada em várias dezenas de edifícios
diferentes, e em relação à transmissão de
cima para baixo no mesmo tipo de pavimento,
verifica-se uma redução no valor de L’nt,w da
ordem de 20 dB, na transmissão debaixo para
cima, e da ordem de 10 dB na transmissão
lateral. Contudo, existe uma dispersão de re-
sultados muito elevada, em parte dependente
das características dos elementos de com-
partimentação marginais. Em lajes térreas, a
transmissão é significativamente minimizada,
com reduções adicionais da ordem de 10 dB,
mas muito variáveis, em função do terreno
sob a laje e das fundações. Estudos realizados
nos últimos anos, pelo autor desta coluna,
conduziram à proposta de uma metodologia
de cálculo simplificada, através de fórmulas
empíricas, determinadas com base nos mode-
TrANsmissão DE BAixo pArA CimA E lATErAl DE ruíDos DE pErCussão – proposTA DE mEToDologiA simplifiCADA DE prEvisão
Diogo Mateus, prof. Auxiliar do DEC/fCTuC, Dir. Técnico do lab. CoNTrAruiDo
acústica
los propostos pela norma EN 12354-2 e num conjunto alargado de resultados de ensaios in situ,
efetuados essencialmente em edifícios habitacionais e mistos com lajes em betão e paredes em
alvenaria de tijolo ou de blocos (cerca de 60 casos de estudo), para a situação de lajes de piso
não térreas em betão armado, com camadas de enchimento e revestimento de piso rigidamente
ligados à laje de piso.
Tendo como referência o esquema representado na figura 1, as fórmulas empíricas propostas para
a transmissão de baixo para cima e lateral correspondem respetivamente às expressões (1) e (2).
(1)
(2)
onde V é o volume do compartimento recetor; t0 é tempo de reverberação médio de referência
no compartimento recetor, igual a 0,5 ou igual ao requisito, quando aplicável; mi e mL são as
massas da laje de piso percutidas (em kg/m2), inferior e lateral; LER é o comprimento total de
> Figura 1: Esquema exemplificativo da transmissão sonora marginal de ruídos de percussão, de baixo para cima e lateral, com indicação das variáveis consideradas mais relevantes.
Cálculo de isolamento sonoro em todo o edifício segundo a norma EN ISO 12354 partes 1, 2, 3, 4 e 6
www.inacoustics.comwww.soundofnumbers.net
Desenhe o Edifício Atribua materiais Identifique os problemas Elabore o relatório
Desenhe toda a geometria 3D do edifício sem restrições. Modele todos os espaços definidos pela Arquitectura com ferramentas de desenho simples e rápidas, podendo usar referências em outros formatos.
Utilize a extensa base de dados do SONarchitect para atribuir ao edifício elementos construtivos ensaiados em laboratório ou utilize os módulos de previsão e calcule o desempenho acústico da solução que idealizou.
Após classificar os espaços e os requisitos que pretende, calcule, em poucos segundos, o comporta-mento acústico do edifício. Descu-bra eventuais problemas em cada caminho de transmissão marginal para eficazmente os resolver.
Imprima os resultados que quiser através do gerador de relatórios do SONarchitect, incluindo um mapa de quantidades das soluções adotadas. Ouça os resultados através do módulo de auralização incorporado.
junções com continuidade do piso inferior
para o piso superior; SE e SR são as áreas dos
compartimentos emissor e recetor, respetiva-
mente; d é a distância da zona central da laje
percutida (na transmissão lateral) e a parede
mais próxima do compartimento recetor; DLw é
o índice de redução da transmissão de sons de
percussão de revestimentos de piso (avaliado
em laboratório, de cima para baixo).
Na Eq. 1, o comprimento de junções com conti-
nuidade LER não deve ser considerado inferior
a 1 m (para ter em conta as ligações rígidas
entre pisos) e a área do piso emissor (SE) não
deve ser considerada superior a 100 m2 (em
áreas muito elevadas a zona de ensaios de
percussão deve restringir-se a uma parte mais
próxima do recetor). por outro lado, se existi-
rem vãos de grande dimensão nas paredes
com continuidade, ao nível do piso do emissor,
poderá eventualmente descontar-se a largura
ocupada pelo vão.
Considere-se, por exemplo, um edifício misto
com comércio no r/C e habitação no 1º Andar,
com zona de circulação comum ao nível da
puB
habitação, em que o quarto recetor tem duas paredes com continuidade do r/C com 5 + 3 m (LER
= 8m), uma área de 15 m2 com um pé direito de 2,6 m, em que a parede do quarto mais próxima da
zona de circulação se encontra a cerca de 4 m do centro desta zona (incluindo um pequeno Hall
entre espaços). As lajes de piso são maciças com 20 cm de espessura, com camada de enchimento
próxima de 100 kg/m2 (mi = mL = 600kg/m2) e revestimento cerâmico, e a área do comércio no r/C
é de 80 m2. Neste caso, como o espaço recetor não tem requisito de tempo de reverberação, o valor
de t0 = 0,5s. Nestas condições, da aplicação das equações 1 e 2, obtém-se:
Em ambos os casos são ultrapassados os requisitos máximos regulamentares (L’nt,w ≤ 50dB do
comércio e L’nt,w ≤ 60dB da zona comum). Caso se aplique uma betonilha flutuante sob o reves-
timento cerâmico, quer no comércio, quer na zona de circulação comum, com um DLw = 18dB,
obtém-se aproximadamente um DL’w = 14dB e um L’nt,w ≈ 40dB, na transmissão de baixo para
cima, e L’nt,w ≈ 44dB na transmissão lateral.
Apesar desta abordagem simplificada poder conduzir a resultados diferentes dos obtidos com
métodos mais detalhados, os desvios são geralmente muito menos relevantes que os que podem
resultar de um processo construtivo, onde a existência de defeitos de construção, mesmo que
de pequeníssima dimensão, pode conduzir a resultados finais muito fracos, como se tentou
demonstrar nesta coluna de acústica, no número 38.
60_cm
notícias60_62
Decorreu no passado dia 19 de abril, em Gui-
marães, o Seminário “Coberturas de Madeira”.
Com cerca de 200 participantes e várias
apresentações de especialistas em madeira,
o evento serviu para fomentar a discussão
sobre as coberturas de madeira e para a apre-
sentação de novas ideias e soluções.
De acordo com Jorge M. Branco, Professor da
Universidade do Minho e membro da comissão
organizadora, a ideia para este seminário
surgiu porque: “o ícone atual da construção
e estruturas de madeira são, sem dúvida, as
coberturas e achamos que seria aquilo que
iria mais ao encontro das necessidades e
interesses de todos.”
O balanço do evento foi considerado bastante
positivo, destacando os casos muito interes-
santes apresentados pelos oradores durante
todo o dia.
É de referir a presença do especialista estran-
geiro Stefan Winter e, a nível nacional, Paulo B.
Lourenço, Raimundo Mendes da Silva e Helena
Cruz. Foram ainda feitas apresentações sobre
determinados casos, tal como, Velódromo
Nacional de Sangalhos e El Metropol Parasol
em Espanha.
Foram feitas reflexões sobre aspetos técnicos
de desempenho e sustentabilidade na constru-
ção e, também, se focaram nos aspetos princi-
pais das soluções tradicionais, no seu esforço,
na inspeção, na monitorização e inovação.
Quando questionado sobre a pouca utilização
de estruturas de madeira em Portugal, e de que
na universidade do minho
seminário de coberturas de madeira
forma é que se poderia promover mais o uso
deste tipo de solução, Jorge M. Branco acre-
dita que a resposta está na formação. “Neste
momento há uma falta de formação, na parte
de engenharia, para materializar as vontades
da arquitetura. Em Portugal faz falta formação
nas estruturas de madeira.“
www.civil.uminho.pt/coberturas/
O grupo PROJAR, através das suas participadas
BACH, SISAF e TRIA, está a apostar cada vez
mais no mercado brasileiro, tendo garantido
a pr esenç a no Feicon Batimat – S alão
Internacional da Construção que decorrerá
em São Paulo, entre os dias 27 e 31 de março.
“Com esta ação a PROJAR intensif ica a
presença no mercado Brasileiro, o qual tem
registado nos últimos tempos um acentuado
crescimento económico, sendo protagonista
de uma dinâmica sem igual no contexto da
edificação urbana e industrial”, refere o Grupo
em comunicado.
A PROJAR acredita que dado a experiência das
empresas, poderão contribuir com o know-how
e tecnologia europeia, conferindo aos edifícios
maior proteção contra incêndios e, desse
modo, mais segurança para as pessoas.
As soluções mais avançadas da BACH para
compar timentação oculta, aplicáveis ao
controlo de fogo e ao controlo de fumo/fumaça
em edifícios poderão ser encontradas no
stand MM2. Também para controlo de fumo/
fumaça estará disponível para visualização
e experimentação uma claraboia de abertura
horizontal cujo funcionamento constitui uma
revolução nos sistemas de extração de fumo/
fumaça.
Igualmente disponíveis para experimentação
estiveram as portas corta-fogo SISAF modelo
COMPL A N, cuja cons tr ução do conjunto
batente/folha integralmente complanado
em ambas as faces da porta, constitui uma
extraordinária inovação no setor das portas
resistentes ao fogo.
Em sintonia com as necessidades do mercado
brasileiro, em matéria de proteção incêndio, a
TRIA expôs neste certame as mais recentes
soluções para selagens corta-fogo, proteção
de estruturas metálicas e de betão/concreto,
proteção de madeir a e aglomer ados de
madeira e para construção e proteção de
condutas para insuflação de ar novo e extração
de fumos/fumaça.
www.projar.pt
grupo projar reforça presença no mercado brasileiro
No ano passado, o Estado adjudicou 700 milhões de euros em obras por
ajuste direto, um total de 90% dos contratos públicos.
Em declarações ao JN, um responsável da Associação dos Industriais
da Construção Civil e Obras Públicas do Norte (AICCOPN) afirma que os
ajustes diretos deixaram de ser a exceção para se tornarem a regra.
O presidente da AICOOPN, Reis Campos, disse ao jornal que o recurso a
esta forma de adjudicação não garante a transparência nem salvaguarda o
interesse público. A associação fez o levantamento dos dados dos contratos
de obras públicas, publicitados em Diário da República, e concluiu que em
12642 contratos 11456 (90,6%) foram feitos por ajuste direto.
das obras públicas adjudicadas por ajuste direto
Climatização
Instalações Eléctricas
Instalações de Gás
Fundações e Estrutura
Cobertura e fachadas
Elevadores
Telecomunicações (ITED)
Águas e Saneamento
Acústica e Ruído
Qualidade do Ar Interior
O Atestado do Imóvel é um documento emitido pelo Bureau Veritas em obras mediadas e que foram acompanhadas pelos seus técnicos, verificando a boa execução das mesmas.
O Bureau Veritas presta uma ampla gama de serviços de auditoria, inspecção e peritagem, nomeadamente:
n Cobertura e Fachadas; n Fundações e Estrutura; n Elevadores; n Telecomunicações; n Climatização; n Instalações de Gás; n Certificação Energética de Edifícios; n Construção Sustentável (LEED, BREEAM, GREEN RATING); n Acústica; n Qualidade do Ar Interior.
Bureau Veritas Portugal www.bureauveritas.pt [email protected] 707 200 542
Atestado do Imóvel pelo Bureau Veritas dá mais confiança ao seu cliente
PUB
Três jovens portugueses desenvolveram um
tipo de casa prefabricada que já está a ter
sucesso, especialmente, no estrangeiro. A
mima house tem um valor base de 43.700
euros, a partir daí cada um pode alterar a
casa, modificar divisões ou trocar materiais
conforme quiser.
Dois arquitetos, Mário e Marta, e um engenhei-
ro informático, Miguel, bastaram para pôr em
prática um conceito de casa completamente
diferente e mais barato do que o tradicional
no nosso país. O facto de vencerem o Archdaily
Edifício do Ano 2011, foi mais um empurrão
para avançarem para o mercado nacional e
internacional.
O produto-base de comercialização é a Mima
House de 36 m2 de área útil. Possui uma planta
regular de 7,57 x 7,57 metros. A área bruta da
casa, ou seja, contabilizando o perímetro ex-
terior da casa, é de 57 m2. A área habitável da
casa portuguesa prefabricada
casa é de 36 m2 delimitados por um quadrado
de 6,00 x 6,00 metros. O pé direito interno da
casa é de 2,40 metros e a altura total da casa
é de 3,00 metros. Numa fase de projeto, é dada
ao cliente a possibilidade de intervir enquanto
arquiteto da sua própria casa, decidindo a con-
figuração interior da sua casa e acabamentos
Estas casas funcionam como um organismo
vivo, pronto a ser alterado a qualquer instante.
No interior, um sistema integrado de calhas
metálicas permite que se coloquem e retirem
paredes, transformando a casa num modelo
compartimentado das mais variadas formas
possíveis ou mesmo num espaço estilo “open
space”. A leveza dos materiais das paredes
interiores torna esta mudança muito fácil. As
mesmas paredes, uma vez compostas por dois
painéis também eles ajustáveis, permite uma
alteração instantânea de cor e consequente
modificação do aspeto interior da casa.
Também as paredes exteriores podem ser
alteradas sempre que desejado. Pela simples
adição de painéis, pode reduzir-se o número
de janelas e aumentar-se a percentagem de
paredes fechadas, ou o processo inverso – na
sua base, todas as fachadas da casa são en-
vidraçadas. No exterior é igualmente possível
alterar a cor de revestimento. Os painéis po-
dem ter uma cor diferente em cada lado, e uma
simples rotação permite que a casa adquira
uma nova face.
Esta casa pode ser transportada em camiões,
para já, apenas para a Europa.
www.mimahousing.pt
© MIMA HOUSING
notícias
62_cm
O processo em curso para a Avaliação Geral dos
Prédios Urbanos, promovida pela Autoridade
Tributária e Aduaneira, está a criar alguma
polémica no seio dos profissionais, tendo
merecido a intervenção das Ordens dos Enge-
nheiros e dos Arquitetos. As Ordens estiveram
reunidas com o Secretário de Estado Assuntos
Fiscais, Dr. Paulo Núncio, no dia 21 de março,
com o sentido de sensibilizar o Governo para
a necessidade da correção de alguns aspetos
deste processo, nomeadamente, a revisão da
respetiva Tabela de Remuneração dos Peritos
Avaliadores envolvidos.
Nesse sentido, as Ordens dos Engenheiros e
processo de avaliação geral dos prédios urbanos
com esta depreciação, se aproveite da preca-
riedade de trabalho e de emprego que afeta
inúmeros engenheiros e arquitetos na atual
conjuntura financeira e económica nacional.
A OE e a OA afirmam ter oferecido a sua ajuda
nesta questão, “considerando, por isso, im-
própria a imposição irredutível de um valor de
remuneração para os Peritos Avaliadores que,
ao não ser consensualizada, desrespeita a pró-
pria missão pública destas Ordens o interesse
público decorrente.”
Contudo, afirmam continuar disponíveis para
dialogar com o Governo para assegurar o su-
cesso da Avaliação Geral dos Prédios Urbanos.
O edifício de escritórios é caracterizado por
uma arquitetura de topo e foi ocupado pelo
Ministério georgiano de Estradas antes de
se tornar a sede do Banco da Geórgia, com
uma área total de 10.960 metros quadrados.
É composto por cinco partes horizontais de
dois andares de construção que são dispostos
em pilha.
Originalmente, o edifício foi desenhado em
1975 pelos arquitetos George Tschachawa
renovação de monumento nacional na geórgia
A sede do Banco da Geórgia em Tbilisi foi a alvo de renovação. O conceito baseava-se na possibi-
lidade de se pode ver a luz e a natureza através do edifício. As obras de reabilitação começaram
em 2007 e terminaram em 2001, sendo que o projeto foi da autoria do gabinete de arquitetura
AG&P. O segredo para a criação de transparência no edifício foi a incorporação de betão trans-
lúcido iluminado na obra.
e Dschalagonia Zurab. Em 2007, o edifício
foi classificado como monumento nacional
sob ordem de preservação. Em 2010, a di-
reção do Banco da Geórgia decidiu reformar
o prédio.
A equipa ambiciosa e jovem de arquitetos voltou
à ideia principal de mostrar a natureza e a luz
através do edifício. Paredes, passeios, receções,
escritórios e mesas de atendimento ficaram a
brilhar por dentro.
empresas de construção do minho unem-se e formam cluster
Mais de sete empresas da fileira da cons-
trução do Minho juntaram-se num “cluster
da construção”. O objetivo é crescerem
no estrangeiro, perfazendo um total de
40 desde que os fundadores se associa-
ram há um ano, disse um representante
empresarial.
A f ileira é constituída por pequenas e
médias empresas com sede no Minho e
foi formalmente constituída em meados
de abril de 2011, tendo já concluído “a
fase das formalidades burocráticas” e
avançado para criação de três grupos de
trabalho correspondentes a três grandes
mercados: “Magreb, América Latina e Áfri-
ca”, explicou à agência Lusa o presidente
da comissão instaladora da AFCM – Asso-
ciação da Fileira da Construção do Minho
–, António Araújo.
“Estamos na fase em que as empresas se
dividiram por estas regiões alvo e estão
numa etapa de planeamento e prospeção”,
esclareceu.
© L
UCEM
GM
BH
Arquitetos, lançaram um comunicado onde
defendem “que a prevista depreciação em 67%
(do valor fixado pelo próprio Estado em junho
de 2011) para a remuneração dos Peritos Ava-
liadores envolvidos nesta missão pública é tão
desadequada em face do trabalho expectável e
da responsabilidade imputável, quanto lesiva
para a dignidade profissional dos profissionais
envolvidos”.
Chamam a atenção para o facto desta situação
pôr em causa a necessária celeridade da Ava-
liação Geral dos Prédios Urbanos nos prazos
estabelecidos pelo Governo.
As Ordens consideram incorreto que o Estado,
RepaRação e pRoteção de estRutuRas CoNtRa o INCÊNdIo
Tecnologia Nafufill A MC Bauchemie mantém o seu desen-volvimento em tecnologia de ponta, a preocupação na proteção de estruturas sempre foi um dos alvos importantes da empresa, como tal cria novas ar-gamassas de reparação e proteção de estruturas de acordo com a EN 1504. Estes sistemas, além de proteção ao fogo com as classes F 90 e F 120, são ainda sistemas de reparação estrutural sendo classificados como argamassas R4 a R1. Os sistemas Nafufill consegui-ram os testes certificados perante a EN 13501-2 e a DIN 4102-2 com espessu-ras mínimas de 25 mm para F 120 e de 40 mm para F 90.
puBLI-RepoRtaGeM
www.mc.bauchemie.com
– Argamassas R 4 a R 1 – EN 1504 – Classe F 90 e F 120– Nano-secção e Porosidade < 5 %– Aplicações até 100 mm– Alta resistência à Carbonatação
a argamassa Nafufill KM 250 está de
acordo com a entidade ZtV-ING e com
os regulamentos da autoridade Fer-
roviária Federal alemã, este produto
preenche os requisitos para a reparação
e proteção de túneis e obras de arte. a
argamassa Nafufill Light Mortar é um
sistema único que confere uma densi-
dade de 1,29 Kg/dm3 com a classe R1.
todos estes sistemas são resistentes a
carbonatação e em versões Hs apresen-
tam alta resistência a sulfatos.
apLICação eM tÚNeIs e oBRas de aRte
apLICação eM BetÕes LeVes e todo o tIpo de edIFICaçÕes
64_cm
64_65 mercado
A Vicaima apresenta uma gama de soluções de revestimentos. O portaro EI30 AC 42dB é resistente
ao fogo durante 30 minutos e conta com um isolamento acústico de 42dB. Desta forma é possível
adaptar estes produtos a projetos específicos, sendo desenvolvidos à medida.
Este produto integra numa única peça: porta, aro, acessórios, materiais intumescentes e de
isolamento. É certificado como resistente ao fogo durante 30 minutos, de acordo com a Norma
EN pela Chiltern International Fire, e redução acústica de 42dB pela Norma BSEN ISO.
As portas e aros corta-fogo da Vicaima estão classificados EI, segundo as normas EN, garantia
de estabilidade ao fogo e estanquidade às chamas (E), bem como de isolamento térmico (I). O
processo de fabrico das portas, produzidas em madeira e derivados, cumpre regras rígidas de
controlo de qualidade, estando sujeito a inspeções, ensaios e auditorias externas, no âmbito das
certificações Q´Mark e certifire.
www.vicaima.com/pt/
segurança e isolamento acústico
membrana líquida impermeabilizante
A Mapei lançou uma nova membrana líquida elástica com fibras para impermeabilizações con-
tínuas em exteriores, a AQUAFLEX ROOF. Além de ser resistente à água, esta membrana está
pronta a usar e é de fácil aplicação. Confere ao suporte uma proteção duradoura, esta solução é
resistente a todas as condições climáticas, poluição e raios solares.
A AQUAFLEX ROOF aplica-se em duas demãos cruzadas (0,5 mm máximo para cada demão) sobre
superfícies e suportes compactos, limpos e secos, tais como: coberturas planas, varandas e
terraços, calhas e tubos de queda, cúpulas e telhados curvos.
Este produto pode ser utilizado em cerâmica e revestimentos de pedra; argamassas cimentícias
e argamassas feitas com ligantes especiais (Topcem e Topcem Pronto); betão; cimento amianto;
bainhas de betume; madeira.
www.mapei.pt
madeiras com cor A Barbot apresentou um novo catálogo Vernizes e Esmaltes para Madeiras, que lança uma nova
tendência de cor, propondo converter os móveis antigos em peças únicas de design.
As soluções de pintura, tratamento e envernizamento de madeiras tem uma forte inspiração na
cor, como elemento de sofisticação e design. A coleção de vernizes e esmaltes que podem ser
afinados em milhares de cores, permite que os móveis possam ser totalmente modificados.
“Tradicionalmente, as madeiras apresentam-se em tons naturais ou neutros, mas este ano as
tendências apontam para a personalização através da cor. Móveis em tons arrojados ou que
conjugam vários tons num patchwork de cores, que transforma um móvel antigo, num objeto de
desejo”, refere Cristina Veríssimo, diretora de marketing da Barbot.
Este lançamento é acompanhado por duas novidades: o novo verniz Prodexor Original e uma
versão mais prática do verniz Prodexor Aquoso, em formato de 0,75 L. O novo Prodexor Original,
de base solvente, apresenta um acabamento de excecional durabilidade e resistência à luz e à
intempérie, permitindo uma proteção da madeira. As suas propriedades inseticidas e fungicidas,
aliadas a uma ótima impermeabilização evitam a degradação da madeira, mantendo-a com aspeto
sempre cuidado. www.barbot.pt
A JUNG lançou recentemente um novo catálogo de Sistemas de Ligações Multimédia. Este sis-
tema traz mais organização e eficácia na instalação audiovisual, uma maior funcionalidade e
aumento de possibilidades de aplicação. Ao mesmo tempo, permite uma melhoria considerável
na estética das instalações.
Combina, de forma simples e sem a habitual confusão de cabos, os aparelhos multimédia em
qualquer local necessário: home-cinema, equipamentos com Hi-Fi e consola de jogos na sala de
estar; monitor LCD, scanner e projetor no escritório; ou, como exemplo de solução em edifícios
terciários; e computador portátil e leitor de DVD portátil no quarto de hotel.
É possível ligar todos estes dispositivos multimédia de forma integrada, em harmonia com os
restantes mecanismos da instalação, através dos elegantes designs das séries A e LS. De igual
forma, a gama inclui placas para ligações de áudio analógico, vídeo composto, DVI, USB, HDMI,
VGA, mini-jack e S- Vídeo.
sistema de ligações multimédia
www.jungportugal.pt
As válvulas borboleta AMRI da KSB são cada vez
mais utilizadas em sistemas de tratamento e
abastecimento de água em Portugal.
Além da experiência em equipamentos hidráu-
licos e o “know-how” adquirido em aplicações
muito exigentes nas indústrias química e pe-
troquímica, bem como na produção energética,
estes equipamentos têm características que
o distinguem.
O tamanho das válvulas de borboleta da KSB
vai do diâmetro 40 mm até uns 4000 mm e a
classe de pressão de serviço máxima pode ir
até aos 25 bar, dependendo do diâmetro.
Estas válvulas podem ainda ser equipadas de
origem com atuadores manuais de alavanca,
ou de volante com desmultiplicador, atuadores
válvula borboleta amri
elétricos, atuadores pneumáticos de simples
e duplo efeito, ou atuadores hidráulicos, bem
como com uma infinidade de opções de automa-
ção para comando e monitorização da válvula.
Além disso, neste tipo de válvulas há diferen-
tes possibilidades de combinação de materiais
devido às muitas variantes disponíveis para
cada componente: 2 para o corpo, 3 para o
veio, 10 para o disco e 8 para o anel vedante.
“Para além da sua versatilidade construtiva,
os principais fatores de sucesso das válvulas
de borboleta da KSB, são: curta distância
entre flanges, baixo peso, resistência a uma
larga variedade de fluidos, forma construtiva
que evita o contacto do fluido com o corpo, a
forma hidráulica favorável ao escoamento e
a normalização do interface de automação”,
destaca a KSB em comunicado.
www.ksb.pt
PUB
66 estantePUB
Este livro vem na sequência de uma tese de dissertação
cujo o objectivo principal é o desenvolvimento de uma
metodologia de monitorização, supervisão e controlo da
eficiência do tratamento de águas residuais, adaptada
especificamente a pequenas ETAR descentralizadas.
Esta metodologia pode definir-se como um conjunto de
estratégias de optimização baseadas, grandemente, na
aquisição em linha de dados do processo e sua posterior
utilização num modelo matemático para definição de
cenários operacionais.
Para além da metodologia, as principais contribuições
inovadoras são a realização, durante um ano, de tra-
balho de monitorização num sistema de tratamento
descentralizado, a utilização de métodos alternativos de
monitorização de águas residuais e o desenvolvimento
de um modelo matemático para a simulação do compor-
tamento dinâmico de uma ETAR de pequena dimensão.
O envolvimento do utilizador final constitui, igualmen-
te, um aspeto importante do presente trabalho, o qual
pretende lançar questões e vias de desenvolvimento
para as entidades gestoras implementarem processos
sustentados de optimização da operação em ETAR
descentralizadas.
A u t o r : R i t a R i b e i r o . E d i t o r A : L N E C . d A t A d E E d i ç ã o : 2 0 1 1
ISBN: 978-972-49-2229-4 . PáginAs: 300 . PrEço: 42,00 euros . à venda
em www.engebook.com
avaliação e controlo da eficiência do tratamento de águas residuais. aplicação a sistemas de pequena dimensão.
Este livro é um verdadeiro auxiliar para todos os profissio-
nais envolvidos na atividade da Gestão de Projetos (pro-
motores, diretores executivos, diretores de projeto, chefes
de equipa, técnicos de medições e fiscalização) e funciona
também como uma obra de apoio útil e prático para todos
os estudantes nas áreas de engenharia civil, mecânica,
informática, arquitetura, gestão e cursos de formação.
Aborda todos os conceitos fundamentais da gestão de
projetos e mostra como pôr em prática todas as utilidades
do Microsoft Project 2010, ajudando o leitor a desenvolver
o estudo das diversas fases da vida de um projeto e sua
implementação no programa, através de 84 exercícios
práticos.
Com o “Gestão de Projetos com o Microsoft Project 2010”, o
leitor ficará apto a dominar todas as funcionalidades bási-
cas incluídas nas anteriores versões do Microsoft Project,
mas também as que foram adicionadas na recente versão
2010: o Gestor de Equipa(s), a Linha do Tempo, o Agen-
damento Manual, o Office Backstage View, entre outras.
Autor: Rui Feio . EditorA: Lidel . dAtA dE Edição: 2011 . ISBN: 978-972-722-698-6
PáginAs: 464 . PrEço: 31,50 euros . à venda em www.engebook.com
gestão de projetos com o microsoft project
cm_67
projeto pessoal
biNasceu no Porto, em 1965. Licenciou-se em Engenharia Civil, opção de
Estruturas, na FEUP, em 1988.
Iniciou a sua atividade profissional com uma curta passagem pelo
Laboratório de Observação da Ponte S. João, ingressando de seguida na
FEUP, onde tem desenvolvido a sua carreira académica e realizou provas de
Mestrado, Doutoramento e Agregação em Estruturas de Engenharia Civil.
Em paralelo com a atividade docente, tem desenvolvido atividade de
investigação e consultoria no ViBest/ FEUP centradas no estudo e
observação do comportamento dinâmico de estruturas especiais. É
presentemente Especialista em Estruturas pela Ordem dos Engenheiros,
vogal da Direção da Associação Portuguesa de Engenharia de Estruturas e
correspondente da revista Structural Engineering International (IABSE).
sonho de criançaSer escritora.
o seu maior desafioConciliar a atividade académica com a intervenção no projeto
de estruturas de engenharia civil, transportando para a prática
conhecimentos científicos de ponta, e para a Universidade problemas da
prática do projeto.
um engenheiro civil de referênciaNutrindo um imenso respeito por grandes Engenheiros Civis Portugueses
da atualidade com quem tem tido o privilégio de colaborar, como os
Engenheiros Armando Rito, Câncio Martins, António Reis, António Adão da
Fonseca e José Mota Freitas, escolhe o Engenheiro Edgar Cardoso, que
construiu no Porto uma das estruturas mais exemplares da engenharia
civil portuguesa, a Ponte da Arrábida.
uma obra de referênciaO Viaduto de Millau, em França. É uma estrutura notável do século XXI,
combinando um projeto inovador e tecnologicamente muito sofisticado
com uma metodologia construtiva arrojada. É relevante o facto de 70% da
mão-de-obra utilizada na sua construção ser portuguesa.
uma aposta no futuro Construção de uma ponte pedonal sobre o rio Douro, na Ribeira. Para
Elsa Caetano é uma evidência a necessidade de uma ponte pedonal nesta
zona, e a sua concretização, para a qual gostaria de contribuir com a sua
experiência no domínio do comportamento estrutural de cabos e dos
efeitos dinâmicos induzidos por ações pedonais ou pelo vento, é uma
mera questão de tempo... e de financiamento.
hobby favoritoLer e viajar sem planos. Squash e ténis são os hobbies desportivos, as
motas, uma saudade, e o parapente, um sonho ainda por concretizar.
ELSA DE Sá CAEtANO Prof. Associada, Investigadora do ViBest/FEUP
dos projetos mais desafiantes, seleciona
Ponte pedonal Pedro e Inês (2003-2012) – Foi a estrutura em que teve
uma intervenção maior e foi também um dos trabalhos mais sensíveis
em que participou. Em fase de projeto, por solicitação do Engenheiro
Adão da Fonseca, realizou um estudo dinâmico da ponte e estimou as
características de um sistema de controlo de vibrações. Posteriormente,
após a construção pela Soares da Costa/Socometal, trabalhou com
o Engenheiro álvaro Cunha, responsável pelo ViBest, e com colegas
deste laboratório, no sentido de experimentalmente caracterizar o
comportamento dinâmico da ponte, efetuar o dimensionamento final
do sistema de controlo de vibrações, testar a sua eficiência e monitorizar
o comportamento dinâmico por um período de 5 anos.
Estádio Olímpico de Londres 2012 (2010-11) – A sua intervenção
consistiu na identificação das forças instaladas nos tirantes da cobertura
suspensa e na medição do comportamento dinâmico das bancadas.
A grande flexibilidade da estrutura de cobertura e a diversidade das
características dos cabos, em termos de comprimentos e níveis de tensão,
constituíram um grande desafio e uma oportunidade única de trazer para
a prática da engenharia conhecimentos científicos recentes.
68_cm
Encontro técnico controlo de Descargas de Águas 9 maio Lisboa iPQ e APrHÁGUAS rESiDUAiS residuais Urbanas nos Meios Hídricos 2012 Portugal www.aprh.pt
icnMMcS “Mechanics of nano, Micro 18 a 20 junho turim UP e tP and Macro composite Structures” 2012 itália http://paginas.fe.up.pt/~icnmmcs/
JornADAS LnEc cidades e Desenvolvimento 18 a 20 junho Lisboa LnEc 2012 Portugal www.lnec.pt
BEFiB 2012 Betão reforçado 19 a 21 setembro Guimarães riLEM e UM 2012 Portugal www.befib2012.civil.uminho.pt
15ª conFErênciA DE Engenharia Sísmica 24 a 28 setembro Lisboa WcEEEnGEnHAriA SíSMicA 2012 Portugal www.15wcee.org
As informações constantes deste calendário poderão sofrer alterações. Para confirmação oficial, contactar a Organização.
EXPoconStrÓi Feira de equipamentos e materiais 27 a 30 setembro Batalha Exposalão para a construção civil 2012 Portugal www.exposalao.pt
icDS12 conferência int.“Durable Structures: 31 maio a 1 junho Lisboa DUrAtinEt e LnEc from construction to rehabilitation” 2012 Portugal http://durablestructures2012.lnec.pt
calendário de eventos
Vai ter lugar entre 24 e 28 de setembro, em Lisboa, a 15ª conferência Mundial de Engenha-
ria Sísmica. o evento da Associação internacional de Engenharia Sísmica, tem acontecido
um pouco por todo o mundo, tendo este ano a organização ficado a cargo da Sociedade
Portuguesa de Engenharia Sísmica.
tal como nas edições anteriores, a conferência pretende ser um espaço de troca de infor-
mação sobre esta área da engenharia. Destina-se a profissionais e investigadores entre
engenheiros (civil, estrutural, mecânica, e geotécnicos), arquitetos e planeadores urbanos,
cientistas da terra (geólogos, sismólogos), administradores públicos e cientistas sociais.
“A IAEE persegue seus objetivos com ênfase internacional: a promoção da cooperação
internacional em engenharia sísmica através do intercâmbio global de conhecimento,
ideias, resultados de pesquisa e experiência prática”, refere Polat Gülkan, Presidente da
Associação internacional de Engenharia Sísmica.
www.15wcee.org
conferência de engenharia sísmica
eventos
Vai decorrer nos dias 23, 24 e 25 de maio, no Porto,
o 1st international conference on Building Assess-
ment (BSA 2012).
o evento é organizado pela Universidade do Minho
em parceria com ao Green Lines institute e tem o
apoio de um conjunto de organizações nacionais
e internacionais de elevado prestígio, como por
exemplo: ordem dos Engenheiros (oE), ordem dos
Arquitetos (Ao), Associação iiSBE Portugal (iiSBE
Pt) e international initiative for a Sustainable Built
Environment (iiSBE).
A conferência vai-se centrar nas questões re-
lacionadas com a avaliação e cer tif icação da
sustentabilidade da construção. Além da normal
apresentação de comunicações, este evento con-
ta ainda com um conjunto de workshops dedicado
aos principais sistemas de avaliação da sustenta-
bilidade desenvolvidos internacionalmente.
www.bsa2012.org
international conference on building assessment
www.vulcano.pt
ESCOLHA SOLUÇÕES SOLARES TÉRMICASCOM PROVAS DADAS EM PORTGUAL.
Num momento em que aumenta a procura de tecnologias para poupar sem preocupações, a marca Vulcano é uma opção com retorno garantido. A Vulcano disponibiliza uma gama completa e versátil de equipamentos e acessórios, de fácil e rápida instalação, para cada caso específico. Providencia ainda formação, aconselhamento pré e pós-venda e uma assistência técnica de reconhecida qualidade. Com a Vulcano pode recomendar e instalar Soluções Solares com toda a confiança, garantindo sempre a satisfação dos seus clientes.
Nesta altura,é bom contar com a Vulcano.
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