Construção Magazine 49 by avawise design

49 N° 49 . maio/junho 2012 . 6.50

DOSSIER FRP e Resistência ao Fogo

CONVERSAS Thomas Keller

ficha técnica diretor Eduardo Júlio ejulio@civil.ist.utl.pt

diretora executiva

conselho científico Abel 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)

redação Joana Correia redaccao@engenhoemedia.pt

marketing e publicidade Vera Oliveira v.oliveira@engenhoemedia.pt Pedro Sanches Silva p.sanches@engenhoemedia.pt

editor António Malheiro

grafismo avawise

assinaturas Tel. 22 589 96 25 construcaomagazine@engenhoemedia.pt

redação e edição Engenho e Média, Lda. Grupo Publindústria

propriedade Publindústria, Lda. Praça da Corujeira, 38 - 4300-144 PORTO Tel. 22 589 96 20, Fax 22 589 96 29 geral@publindustria.pt | www.publindustria.pt

publicação periódica Registo n.o 123.765

tiragem 6.500 exemplares

issn 1645 – 1767

depósito legal 164 778/01

capa Imagem © Composite Construction Laboratory CCLAB – http://cclab.epfl.ch Os artigos publicados são da exclusiva responsabilidade dos autores.

editorial

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dossier | “frp e resistência ao fogo“

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conversas

Thomas Keller

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Avaliação de desempenho de soluções de proteção face a ação térmica para sistemas de reforços com frp – inês grilo, fernando g. branco e eduardo júlio

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Reforço de elementos de betão armado com recurso a laminados de cfrp multidirecionais – josé sena cruz, joaquim barros, mário coelho, pedro fernandes e patrícia silva

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Desenvolvimento de sistemas de protecção ao fogo para elementos de betão armado reforçados com laminados de cfrp – joão p. firmo, cristina lópez e carlos tiago

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Comportamento 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

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Aplicação de materiais compósitos de matriz polimérica na reabilitação de estruturas – susana fonseca

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Reabilitação sísmica de pilares de betão armado com cfrp – pedro delgado, patrício rocha , antónio arêde , nelson vila pouca , aníbal costa e raimundo delgado

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Reforçar vigas de betão armado com laminados de cfrp pré-esforçados – paulo frança

i& d empresarial

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sísmica

O coeficiente de comportamento no dimensionamento sísmico de estruturas

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estruturas de madeira

Inspeção e monitorização de estruturas de madeira

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estruturas metálicas

Configuração alternativa para ligações a perfis tubulares

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acústica

Transmissão de baixo para cima e lateral de ruídos de percussão – Proposta de metodologia simplificada de previsão

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notícias

publi-reportagem

Reparação e proteção de estruturas contra o incêndio – Tecnologia Nafufill

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mercado

estante

projeto pessoal Elsa de Sá Caetano

eventos

Carla Santos Silva carla.silva@engenhoemedia.pt

Próxima edição > Dossier Reabilitação Sísmica

editorial

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 reforço 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. *O Professor Eduardo Júlio escreve de acordo com a antiga ortografia.

Eduardo Júlio, Director

Este número da Construção Magazine é dedicado ao tema da utilização estrutural de materiais poliméricos reforçados com fibras, 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.

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joão ramôa correia co-editor da CM49

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conversas

Entrevista conduzida e revista por João Ramôa Correia Redação e tradução por Joana Correia Fotografias © CCLAB/EPFL - http://cclab.epfl.ch

professor thomas keller

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.

Construção Magazine (CM) – Desde 1999 que é Diretor do Composite Construction Laboratory (CCLab) da École Polytechnique Fédérale de Lausanne (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 construção 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 - juntamente 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 reconhecer o grande potencial de inovação na construção

Certainly one of the leading experts in FRP materials, Thomas Keller sustains, above all, a strong focus on innovation. In an interview to Construction Magazine the professor and researcher talks about the Composite Construction Laboratory at EPFL, his research projects and future applications of FRP composites in civil engineering.

Construção Magazine (CM) – Since 1999, you have been the Head of Laboratory of the Composite 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

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 minha atividade deinvestigação. Então, fundei o CCLab na EPFL em 2000. Os meus interesses de investigação são baseados nestas experiências e têm permanecido 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 podem 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 desenvolvimento, 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 marcantes (Ponte Pontresina, Edifício Eyecatcher, reforço da Ponte Verdasio com cabos de pré-esforço exterior em carbono, cobertura sanduíche multifuncional com dupla curvatura

Novartis Campus Entrance Building (2006)

GFRP Eyecatcher Building Basel, Switzerland (1998)

in 1997 and the FRP Eyecatcher Building in Basel in 1998. As a ‘’traditional’’ structural engineer, I had the opportunity 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 during recent years: material-tailored structural forms, system safety (FRP materials are brittle and sensitive to elevated temperature), multifunctionality (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 composite 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 (adhesive 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 development 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 complex 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 composites in civil engineering applications: external strengthening, concrete reinforcement, hybrid structures (combination of FRPs and traditional materials), and fully composite

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conversas conversas

“significant research needs concern the development of material-tailored structural forms and connections.“

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 científicos (60 dos quais nos últimos cinco anos). CM – Atualmente, que necessidades de investigação identifica como sendo as mais críticas para o desenvolvimento dos compósitos de FRP para aplicações da engenharia civil? TK – As necessidades de investigação mais importantes dizem respeito ao desenvolvimento de formas estruturais 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 formas 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 diferentes 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 estabelecida), 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 parecem 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

“as necessidades de investigação mais significativas dizem respeito ao desenvolvimento de formas estruturais e ligações adaptadas ao material.“

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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 relativamente 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 estrutural, mas também as relativas à física da construção, ao fornecimento de energia e à arquitetónica. 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 térmico (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 edifício 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 necessidade 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 rapidamente. 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 regarding 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 development 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 potential 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 multifunctional 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 loadbearing (structural function), thermally insulating (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 sandwich roof of the Novartis Building (solar cells are not yet integrated). CM – One of the aspects that have been delaying the widespread use of fully composite structures is the need to develop materialadapted 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 mimicking 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 materials 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 applications? 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 structural components subjected to compression. Under this condition, the fibers 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

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conversas GFRP Pontresina Bridge, Switzerland (1997)

“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.”

“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.” 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 fabricar 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 comportamento, 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 estruturas 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 compressão. Sob esta condição, as fibras perdem o efeito 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 exemplo, colunas). Os componentes em tração são muito menos críticos quando as fibras - que são muito menos sensíveis a temperaturas

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elevadas - estão ancoradas em zonas que permanecem 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 sanduíche do Edifício Novartis. Felizmente, a condutibilidade 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 materiais FRP é a falta de regulamentos amplamente aceites para aplicações de engenharia civil. Embora estejam disponíveis várias recomendações de projeto para o reforço exterior e o reforço interior de betão com FRPs, com exceção de alguns casos isolados (por exemplo, Itália), os documentos oficiais para o projeto de estruturas em FRP ainda não estão disponíveis. 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

without leading to total collapse. This approach 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 applications. 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 expected 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 started - 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 combinations 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.

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 difficulties 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 determined 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 Engineering. The architects are very enthusiastic about the new options in design offered by glass-FRP composites, such as loadbearing elements with complex forms that are partially transparent, can conduct light and are thermally insulating. This allows the merging of load-bearing structure and facade 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 limited. 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 processo vai demorar vários anos a ser concluído. Os desafios dizem respeito à grande diversidade de campos de aplicação que têm de ser cobertos e à grande variedade de combinações de materiais e produtos disponíveis no mercado que têm de ser incluídos. CM – Tem estado envolvido em vários projetos extraordinários relativos à utilização de materiais 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 pultrudidos, em particular, no que diz respeito às ligações, que são aparafusadas. As ligações aparafusadas determinaram as dimensões das secções pultrudidas e levaram a um sobredimensionamento 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 Novartis foi conseguir fabricar a estrutura sanduíche 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 compósitos avançados em aplicações de engenharia 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 entusiasmados com as novas opções de projeto oferecidas pelos compósitos FRP com fibra de vidro (GFRP), nomeadamente os elementos de suporte com formas complexas que podem ser parcialmente transparentes, transmitindo 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.

Perfil Thomas 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 arquitetura 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 & Environmental 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 estruturas 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.

Profile Thomas 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.

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frp e resistência ao fogo avaliação de desempenho de soluções de proteção face a ação térmica para sistemas de reforços com frp A reabilitação do espaço construído implica com frequência a necessidade de reforçar as estruturas 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 essencialmente 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.

1. INTRODUÇÃO No decurso da sua vida útil, as estruturas encontram-se sujeitas a diversas ações que contribuem para a sua deterioração, diminuindo 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 estru10_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 manutenção, reparação e reforço de estruturas tenderá a aumentar. Surgem, com frequência, novos materiais e tecnologias inovadoras, que permitem dar resposta às exigências da reabilitação estrutural. Além disso, procuram-se

Inês Grilo UC - Coimbra inesgrilo@dec.uc.pt Fernando G. Branco UC - Coimbra fjbranco@dec.uc.pt Eduardo Júlio IST - Lisboa ejulio@civil.ist.utl.pt

novos materiais e métodos de construção que assegurem uma vida longa e saudável às estruturas. 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

se pretende aumentar a resistência da estrutura 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> 2 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 elevada 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 condicionantes 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 reforço 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 propriedades 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-

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 principais 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 cuidadosa 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 rugosidade adequado. Após o processo de colagem, ocorre o aumento da aderência na interface betão – adesivo – compósito FRP. Face às exigências 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,

é importante ter especial atenção o efeito negativo 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 através da aplicação de revestimentos que retardam a penetração do calor para o material compósito, tendo uma função de isolamento térmico. Revestimentos 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 revestimentos 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 colagem entre betão/CFRP. Branco [9] idealizou um esquema de ensaio que permite transmitir esforço de tração às chapas de aço e compressão 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 abraçadeira (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

> Figura 1: Esquema idealizado por Branco [1].

cm_11

frp e resistência ao fogo

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 documento [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 elementos 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 sujeitas 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 aplicavase 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. Posteriormente, 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 ligação 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

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 esquema, 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 suscetível 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 acomodar 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.

Material

Resistência ao corte (MPa)

Os provetes eram constituídos por três materiais 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 corrente, 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 resina de epóxida fornecida pela empresa Sika, denominada Sikadur-30. As características mecânicas dos materiais encontram-se definidas na Tabela 1. As argamassas usadas para proteger termicamente 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

Resistência à tração (MPa)

Resistência à compressão (MPa)

Módulo de Elasticidade (MPa)

Betão

Manta CFRP

3700

240

Sikadur-30

14-17

24-27

70-80

11200

Tabela 1: Características mecânicas dos materiais que constituem os provetes.

> Figura 2: (a) Ligação do provete ao dispositivo de ensaio; (b) chapas e a sua aplicação no provete.

12_cm

3.1. Definição e Caracterização dos Materiais

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 pelas 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 intumescentes 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.

previamente espalhado na superfície a reforçar. 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 espessura, sobre a superfície a proteger, com o objetivo de delimitar a área de colagem. Após a aplicação das argamassas, os provetes repousaram durante 3 dias (Figura 4). Finalmente, nos provetes 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 deixouse secar a tinta durante 24 horas.

constante de 5ºC/min, até ao instante de rotura do provete. Os ensaios de corte foram realizados com o auxílio 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 provetes foram instrumentados com termopares (Figura 5). Nos ensaios sem proteção, avaliouse a temperatura de rotura na ligação (1).

3.3. Realização dos ensaios 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 consistiu na aplicação do feixe de fibras contínuas em estado seco sobre um adesivo epóxido

3.3.1. Condições de ensaio Os provetes de betão reforçados com o sistema de CFRP foram sujeitos a ensaios de corte com aumento de temperatura. No decorrer dos ensaios, era essencial conhecer a evolução 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 interior do forno sofreu uma taxa de aquecimento

> 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.

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frp e resistência ao fogo

Rotura 1

Rotura 2

Rotura 3

Rotura 4

Rotura 5

Nos ensaios com sistemas de proteção, determinou-se ainda a diferença de temperatura 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 argamassas: termopares na zona de interface entre a resina e a argamassa (1) e na superfície desta (2); – Ensaios de provetes protegidos com argamassas 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 propriedades 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, verificando-se rotura na resina e imediatamente

> Figura 6: Tipo de rotura observadas nos provetes.

14_cm

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 realizados 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.

% Carga 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 percentagem 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 entre o betão e a resina de epóxido. Esta rotura

Proteção da ligação

Força (kN)

Sem proteção

50% de carga

Sika

Argamassa

Tria

Argamassa + Tinta

75% de carga

15,85

Sika Tria

Sem proteção Argamassa Tria

Tabela 2: Esquema das etapas de ensaio ao corte em aquecimento.

23,3

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 apresenta os resultados obtidos nestes ensaios. Quando se aplicou a argamassa como proteção térmica da colagem, verificou-se, nos provetes protegidos pela argamassa da Sika, uma redução da capacidade adesiva da resina. Ambos os provetes protegidos pela argamassa 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 individual ou simultânea. No instante da rotura, a temperatura registada na zona de ligação foi sempre superior a 75ºC. Ao comparar 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 protegidos 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 empresa. Os resultados obtidos apresentam-se na Tabela 5.Comparando os resultados obtidos nos ensaios com argamassas e com argamassas + 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)

1º 2º

16,3

3º

T (ºC)

Tipo de Rotura

101,1

87,9

96,6

Tabela 3: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios sem proteção térmica na ligação.

Provetes Argamassa Sika

F (kN) 1º 2º

16,2

1º Argamassa Tria

2º

16,2

3º

T2 (ºC)

Dtemp2–1(ºC)

Tipo de Rotura

64,7

117,9

53,2

68,5

134,6

66,1

90,8

147,9

57,2

79,3

160,4

81,0

75,3

137,9

62,6

T1 (ºC)

Tabela 4: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios com argamassas.

T1 (ºC)

T2 (ºC)

Dtemp2–1(ºC)

Tipo de Rotura

59,9

120,0

60,1

68,7

145,3

76,6

3º

72,2

110,9

38,7

1º

59,9

119,9

52,5

68,7

146,0

73,1

72,2

146,7

73,8

Provetes

F (kN) 1º

Argamassa + tinta Sika

Argamassa + tinta Tria

2º

16,2

16,4

3º

Tabela 5: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios com argamassas + tintas intumescentes.

troduz uma fragilidade excessiva na resina, originando uma fissura que conduzia à rotura prematura do CFRP. Estes resultados indicam 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 bastante superior às temperaturas atingidas.

Provetes

F (kN)

1º 2º 3º

24,1

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 térmica na ligação são apresentados na Tabela 6.

T (ºC)

Tipo de Rotura

75,3

83,2

68,4

Tabela 6: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios sem proteção térmica na ligação.

cm_15

frp e resistência ao fogo

Provetes

F (kN) 1º

Argamassa Tria

2º 3º

24,1

Dtemp2–1(ºC)

Tipo de Rotura

148,6

77,9

115,9

63,0

120,9

61,5

T1 (ºC)

T2 (ºC)

70,6 52,9 51,4

Tabela 7: Temperatura e tipo de rotura nos ensaios com argamassas.

Estes ensaios revelaram que o aumento de carga conduziu a um decréscimo da resistência 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 argamassa e a resina foi semelhante ao observado no ensaio de 50% de carga. Na Tabela 7 apresentam-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 ocorrência 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 eficácia de um sistema combinado constituído por argamassas de proteção e tintas intumescentes num elemento de betão armado reforçado 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, realizaramse duas séries de ensaios com aquecimento,

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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 argamassa sugeriam uma redução da capacidade adesiva da resina. Esta redução indica uma diminuição da resistência de colagem, como resultado da degradação das suas características. 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 argamassa Tria. Deste modo, pode concluir-se que a argamassa da Tria funcionou de forma mais eficaz como isolante térmico, quando comparada 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 térmica 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 argamassa não sofreram alteração com o valor de carga aplicada.

6. REFERÊNCIAS [1] Juvandes, L. Reforço e Reabilitação de Estruturas de Betão Usando Materiais Compósitos 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 dimensionamento. Tese de Mestrado, Universidade do Porto, Porto, 2008. [3] Kodur, VKR.; Baingo, D. Fire Resistance of FRP Reinforced Concrete Slabs. RC International 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 Engineering Congress, New York, páginas 260-266, 1999. [5] Sorathia U.; Dapp T.; Beck C. Fire performance of composites. Materials Engineering, Vol. 109, páginas 10-12, 1992 [6] L´Hermite, R. LÁpplication des Colles et Resins dans la Construction. Le Beton a Coffrage Portant. Annales de LÍTBTP, nº 239, 1967. [7] Bresson, J. Nouvelles Recherches et Applications Concernant LÚtilisation des Collages dans les Structures. Béton Plaqué. Annales de LÍTBTP, 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.

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frp e resistência ao fogo reforço de elementos de betão armado com recurso a laminados de cfrp multidirecionais José Sena Cruz, Professor Associado, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, jsena@civil.uminho.pt Joaquim Barros, Professor Catedrático, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, barros@civil.uminho.pt Mário Coelho, Aluno de Doutoramento, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, mcoelho@civil.uminho.pt Pedro Fernandes, Aluno de Doutoramento, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, pfernandes@civil.uminho.pt Patrícia Silva, Investigadora, ISISE – Departamento de Engenharia Civil, Universidade do Minho, patricia.silva@civil.uminho.pt

A aplicação de polímeros reforçados com fibras (Fiber Reinforced Polymers – FRP) no reforço 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 Carbon Fibre Reinforced Polymers – MDL-CFRP) na superfície dos elementos de BA a reforçar (Mechanically Fastened and Externally Bonded Reinforcement – MF-EBR). No presente trabalho apresentam-se os principais resultados experimentais obtidos no referido projeto de investigação.

1. INTRODUÇÃO A aplicação de FRP’s no reforço de estruturas de BA tem vindo a merecer cada vez maior aceitação 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 variedade 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 estruturas 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, nomeadamente, 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) [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 MDLCFRP 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 exclusivamente 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, foram definidas as seguintes tarefas principais: – Desenvolvimento e caracterização de um laminado multidirecional de CFRP que satisfizesse as necessidades do projeto; – Caracterização do comportamento da ligação entre o MDL-CFRP e o betão; – Avaliação da eficiência do reforço de estruturas de BA com MDL-CFRP recorrendo à técnica MF-EBR.

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frp e resistência ao fogo

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 MDLCFRP no mercado. Na impossibilidade de se adquirir um produto acabado, houve necessidade de o dimensionar, produzir e validar. Tendo em consideração as várias condicionantes existentes (tipo de matéria prima, métodos de produção disponíveis, propriedades mecânicas 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 unidirecional de carbono/epóxi (SEAL, TEXIPREG® HS 160 REM) orientadas a ±45° em ambas as faces de uma camada de laminado unidirecional 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 empilhamento dos seus elementos representada na Fig. 1b. Numa primeira fase foi produzido

MDL-CFRP em quantidade suficiente para a sua caracterização geométrica e mecânica [3]. Foram realizados ensaios para avaliação 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 préesforço. 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 fragilidade 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.

Na Tabela 1 incluem-se as principais propriedades obtidas da caracterização do MDL-CFRP. Nesta tabela também estão incluídos valores para as mesmas propriedades referentes a um laminado multidirecional híbrido comercial, 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 ligação 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

f fu [MPa]

E f [GPa]

εfu [%]

MDL-CFRP

2.07

1866 (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; Ef – módulo de elasticidade; εfu – extensão última; f f,br – resistência ao esmagamento; T 0 – 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.

> Figura 1: Produção do MDL-CFRP: (a) Sequência de empilhamento e materiais utilizados (secção transversal); (b) Configuração de produção utilizada.

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f f,br [MPa]

tf [mm]

Laminado

A realização de programa experimental envolveu um total de 71 provetes reforçados co combinações predefinidas dos parâmetros anteriormente referidos. Dos resultados expe obtidos foi possível extrair como principais conclusões [4]: (i) a técnica mais efetiva foi a MF-EBR, dado que conduziu aos maiores valores de resistê (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 sendo que, para os casos com ancoragens pré-esforçadas, se obteve uma resposta mais (v) os modos de rotura típicos observados para os provetes MF-EBR foram o destaca interface adesivo/betão, destacamento na interface adesivo/MDL, delaminação do esmagamento do laminado ao nível das ancoragens. efetuada com base em resultados existentes na bibliografia da especialidade (com especial incidência 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 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) a s 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 a)dos programas de ensaios com intuito de propor e avaliar a eficiê b) técnicas de reforço aplicadas a nós de pórtico de BA submetidos a ações cíclicas. Contu trabalho apenas se apresenta um dos programas de ensaios efetuado. >2 Os nós estudados procuraram reproduzir situações reais. Foram utilizados protótipos real, incluindo provetes com dano inicial resultante de um evento sísmico e utilizando (betão de baixa resistência e armaduras lisas) e geometrias (viga forte – pilar fraco) àqueles que eram usados até ao final da década de 70. De facto, no contexto dos país usados até ao final da 70. De facto, de modo a Reforço de nós estas de pórtico MDL-CFRP que da2.3. Europa, são ascom estruturas necessitam dedécada maiordeintervenção no contexto dos países do sul da Europa, risco de colapso sísmico. são estas estruturas que necessitam NoForam primeiro programa de ensaios usou-se umaasconfiguração de ensaiodejá existente, e realizados dois programas de ensaios procurou analisar o tipo de configuração de reforço e o efeito do nível de dano inicial na maior intervenção de modo a mitigar o risco com intuito de propor e avaliar a eficiência das final da estrutura [5]. Na Fig. 3 apresenta-se a configuração de ensaio adotada. de colapso sísmico. técnicas de reforço aplicadas a nós de pórtico Após a aplicação de dano inicial, os nósNoforam reconstruídos, as fendas foram seladas e primeiro programa de ensaios usou-se de BA submetidos a ações cíclicas. Contudo, de MDL-CFRP foi aplicado. As duas soluções de reforço propostas encontram-se repre uma configuração de ensaio já existente, em neste trabalho apenas se apresenta um dos esquematicamente na Fig. 4. Em função da localização do MDL-CFRP, as soluções d programas de ensaiospor efetuado. foram designadas direta ou indireta. que se procurou analisar o tipo de configuração de reforço eobtidos o efeito dopara nível odeprotótipo dano nós estudados procuraram NaOsFig. 5 apresenta-se um reproduzir exemplo dos resultados com a so inicial na resposta final da estrutura [5]. Na situações reais.eForam utilizados protótipos reforço direta respetivo protótipo de referência. Quando com oscom nósdano não reforçados, foi possível obter de um aumento de capa Fig. 3 apresenta-se a configuração ensaio à escalacomparados real, incluindo provetes carga até cerca de 35%. Neste caso o incremento de energia dissipada foi significati adotada. inicial resultante de um evento sísmico e interessante, também, foi a possibilidade de se repor a rigidez inicial do nó através da Após a aplicação de dano inicial, os nós foutilizando materiais (betão de baixa resisdas fendas e da reconstrução dos cantos. Esta técnica mostrou-se muito eficiente, sobre ram reconstruídos, as fendas foram seladas tência e armaduras lisas) e geometrias (viga nós com armaduras lisas. e o consistiram reforço de MDL-CFRP foi aplicado. As forte – pilar fraco) idênticos àqueles que eram Os principais modos de rotura obtidos em fendas de flexão, esmagam compressão do betão nos cantos dos nós, destacamento do laminado na interface betã e esmagamento do MDL-CFRP.

a) b) (a) (b) Fig. > 3 3 – Configuração de ensaio dos nós interiores: (a) Esquema estrutural; (b) Foto de um

> 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.

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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 mostrouse 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.

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 monotónico. 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, respetivamente. 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).

> 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.

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3. CONCLUSÕES

6. REFERÊNCIAS

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 alternativa que, em muitos casos, poderá ser a melhor solução de reforço. O presente trabalho foi financiado pelos programas COMPETE e FEDER, projeto PTDC/ECM/74337/2006 da FCT – Fundação 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.

[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

PUB

Todas as publicações desenvolvidas no âmbito deste projeto poderão ser consultadas em www.sc.civil.uminho.pt

techniques in flexural strengthening of RC beams under monotonic and fatigue loading.” Construction & Building Materials, 29, 175–182.

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frp e resistência ao fogo desenvolvimento de sistemas de protecção ao fogo para elementos de betão armado reforçados com laminados de cfrp 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 resistência 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.

1. INTRODUÇÃO Nas duas últimas décadas a utilização de CFRP’s colados com resinas epóxidas no reforço 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 resistência 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 relacionadas 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

João P. Firmo MSc, Aluno de doutoramento IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa jfirmo@civil.ist.utl.pt* Cristina López MSc, Aluna de doutoramento IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa cristina.lopez@civil.ist.utl.pt Carlos Tiago MSc, PhD, Professor Auxiliar IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa carlos.tiago@civil.ist.utl.pt

CFRP, realçam a necessidade de desenvolver sistemas de proteção adequados para prolongar o tempo de resistência ao fogo deste tipo de elementos estruturais. Contudo, presentemente, não existem documentos/recomendações nem modelos fiáveis que auxiliem o dimensionamento desses sistemas de proteção 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

perlite, envolvendo, simultaneamente, o isolamento da zona de ancoragem dos laminados. Na segunda parte do artigo (ponto 3) são apresentados 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 de2 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 laminado 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

pontos com vão de 1,50 m realizados à temperatura 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 materiais 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 decomposição térmica (Td) de 380ºC.

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 coincidiu 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.

2.2. Sistemas de proteção ao fogo

2.3. Sistema de ensaio, instrumentação e procedimento

Os sistemas de proteção passiva ao fogo utilizados foram constituídos por painéis de silicato de cálcio (SC) ou argamassa de agre-

Todas as vigas foram ensaiadas à flexão em quatro pontos (vão de 1,50 m) sobre a abertura superior de um forno alimentado

> 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.

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a gás, tal como se ilustra na Figura 5. A carga 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 carregamento 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 utilizaramse 2 termopares adicionais na zona de extremidade do laminado (TE.L. e TP.F., Figura 7). Foi ainda monitorizado o deslocamento vertical a meio vão de todas as vigas.

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 rotura 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 (Td) 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 observouse 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

> 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).

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passivos (vigas VP25, CS25, VP40 e SC40), quando comparadas com a viga CFRP e considerando 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 conduziram a períodos de proteção mais elevados. Verificou-se também que, para a mesma espessura de isolamento, a argamassa de vermiculite e perlite foi mais eficaz na proteção 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

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

rotura por tração do laminado nunca ocorreu pois para os valores de temperatura registados, 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 deslocamento 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

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 imediatamente após a rotura do sistema de reforço. Apesar de o valor da carga atuante ser ligeiramente inferior ao da carga resistente da viga não reforçada, o descolamento do reforço foi bastante brusco, assemelhando-se à aplicação 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 vedação lateral do forno. Observações pós-fogo (Figura 10) mostra-

Parâmetro

Viga 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]

Tempo até o sistema de reforço atingir a rotura por descolamento do laminado [min]

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)

Tabela 1: Resumo de alguns dos resultados obtidos nos ensaios de resistência ao fogo nas vigas reforçadas.

3.1. Modelo 2D 3.1.1. Descrição do modelo Foram elaborados modelos de EF bidimensionais no programa de cálculo automático ADINAT [13] para simular a evolução das temperaturas na secção transversal das vigas CFRP e VP25. Os resultados numéricos foram posteriormente comparados com os obtidos experimentalmente com o objetivo de validar o modelo, permitindo a sua generalização para o caso tridimensional (lajes reforçadas – ponto 3.2). A geometria das secções transversais modeladas foi coincidente com a das vigas ensaiadas. Contudo, não foram consideradas as armaduras de aço, uma vez que a sua presença é pouco

> 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].

cm_25

frp e resistência ao fogo

Laminado de CFRP

Parede do forno

Laminado de CFRP (sobre a parede do forno a)

Superfície interior da viga

Isolamento lateral

Laminado de CFRP c) > 10

relevante para evolução das temperaturas na interface betão-CFRP, que é a zona com maior importância neste estudo. Além disso, simplificadamente, 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 quadrangulares de 9 nós com máxima dimensão de 2,5mm (Figura 11). Considerou-se que as faces laterais e superior constituíam fronteiras 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 temperatura com o tempo do incêndio padrão definido na norma ISO 834 [12]. 3.1.2. Resultados A Figura 11 ilustra a distribuição de temperatura calculada nas secções transversais das vigas CFRP e VP25 após 60 minutos de exposição 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.

> 11

3.2. Modelo 3D

3.2.1. Descrição do modelo A generalização do modelo de EF apresentado anteriormente para o caso tridimensional possibilitou a modelação de uma faixa de laje em

> 12

> 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).

26_cm

> 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 ancoragem 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 modelar 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 resultados 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 analisados 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 tetraédricos 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 temperatura. 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

Modelo

d1 (m)

d2 (m)

0,02

S4_N

0,02

0,04

S4_D

0,06

0,04

0,06

0,08

S10

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 ancoragem*.

que a principais recomendações de dimensionamento 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 semelhante 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 diminuição 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 temperaturas 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 proteção 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).

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frp e resistência 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.

4. Conclusões Os estudos apresentados neste artigo permitiram 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 laminados de CFRP colados exteriormente quando expostos a temperaturas elevadas. Apesar

> 15

de as zonas de ancoragem se encontrarem isoladas termicamente, o sistema de reforço 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 ancoragem por aderência ao betão, onde a ligação colada não fora tão afetada. Com o aumento da temperatura, as propriedades de rigidez 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 ancoragem a tensão de aderência resistente foi ultrapassada. – A utilização simultânea de materiais de proteção ao fogo ao longo de todo o reforço 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 razoável com os valores experimentais. A sua generalização para o caso 3D constituiu uma ferramenta bastante útil no desenvolvimento 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 resultados 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-

> 16

> 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.

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A cerâmica na arquitectura do lar Soluções com sistemas Schlüter®-Systems gem dos laminados. – Os resultados experimentais e numéricos apresentados mostraram que, mediante a adoção de sistemas de proteção 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.



Remates do revestimento para pavimentos

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Ângulos para paredes e remates

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Impermeabilização e Lâminas de desacoplamento

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Construção de varandas e terraços



Sistema Construtivo de Pavimentos

 Base de aplicação, placa de

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 fornecimento 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 [1] ACI Committee 440. Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures, ACI 440.2R08, ACI, Farmington Hills, MI, USA, 76 p., 2008. [2] MOURITZ AP, GIBSON AG. “Fire properties of polymer composite materials”, Dordrecht: Springer, 2006. [3] WILLIAMS BK, KODUR VKR, GREEN MF, BISBY L, “Fire endurance of fiberreinforced polymer strengthened concrete T-beams”, ACI Structural Journal, Vol. 105, No. 1, 2008; pp. 60-67. [4] BLONTROCK H, TAERWE L, VANDEVELDE P, “Fire testing of concrete slabs strengthened with fibre composite laminates”, Proceedings of the 5th Annual Symposium on Fibre-Reinforced-Plastic Reinforcement for Concrete Structures, London: Thomas Telford, 2001, pp. 547–556. [5] BISBY LA, GREEN MF, KODUR VKR, “Fire Endurance of FRP-Confined Concrete Columns”, ACI Structural Journal, Vol. 10, No. 6, 2005; pp. 883-891. [6] WILLIAMS BK. “Fire performance of FRP-strengthened reinforced concrete flexural members”, PhD Thesis, Kingston (Canada), Queen’s University, 2003. [7] HAWILEH RA, NASER M, ZAIDAN W, RASHEED HA. “Modeling of Insulated CFRP-strengthened Reinforced Concrete T-beam Exposed to Fire”, Engineering Structures, Vol. 31, No. 12, 2009; pp. 3072-3079. [8] AHMED A, KODUR VKR, “Effect of bond degradation on fire resistance of FRP-strengthened reinforced concrete beams”, Composites Part B: Engineering, Vol. 42, No. 2, 2011; pp. 226-237. [9] FIRMO JP, CORREIA JR, FRANÇA P, “Fire behaviour of reinforced concrete beams strengthened with CFRP laminates: Protection systems with insulation of the anchorage zones”, Composites Part B: Engineering, Vol. 43, No. 3, 2012, pp.1545-1556. [10] FIRMO JP, “Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP). Desenvolvimento de sistemas de proteção ao fogo”, Dissertação de Mestrado, Instituto Superior Técnico, UTL, Lisboa, 2010. [11] Fib bulletin 14, “Externally bonded FRP reinforcement for RC structures”, Fédération Internationale du Béton (fib), Task Group 9.3 FRP, Lausanne, 2001. [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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frp e resistência ao fogo comportamento à tração e ao corte de perfis estruturais de compósito de fibra de vidro sob a ação da temperatura 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. nomeadamente, 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.

Marco M. Gomes MSc, Aluno de doutoramento IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa marco.gomes@civil.ist.utl.pt Fernando A. Branco MSc, PhD, Professor Catedrático IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa fbranco@civil.ist.utl.pt José M. Pires Aluno de mestrado integrado IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa jose.c.pires@ist.utl.pt João Sousa MSc, Aluno de doutoramento IST / ICIST, Universidade Técnica de Lisboa joao.sousa@civil.ist.utl.pt

1. INTRODUÇÃO

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 artigo 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.

A utilização de compósitos de polímeros reforçados 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 aeroespacial, 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 problemas 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

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 perfis tenha

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 largura). Estes materiais são feitos de camadas alternadas, unidirecionais, de fibras tipo E (roovings) e mantas superficiais (mats) embebidas 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 analisador 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 simples, 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 Td) 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, f 2 = 3 Hz, f 3 = 5 Hz e f4 = 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 transição vítrea), sendo o valor mais alto obtido das curvas tangente de delta e, o mais baixo das curvas 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 curvas 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 temperaturas 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.

frp e resistência ao fogo

sa e do fluxo de calor em função da temperatura. As curvas de perda de massa traçadas na Figura 5 apresentam uma ou duas quebras, para a atmosfera de nitrogénio ou de ar respetivamente, 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 identificados 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 inicial. A Figura 7 representa a variação do grau de decomposição em função da temperatura para todas as taxas de aquecimento ensaiadas.

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 universais 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).

força-deslocamento (para um provete representativo) 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 resistência 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

4. Ensaios de tração a temperaturas elevadas 4.1. Procedimento de ensaio Os ensaios de tração foram realizados em provetes 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-

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 regulada 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

> 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.

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> 10

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aos 150ºC e, para 220ºC, manteve cerca de 88% do valor medido à temperatura ambiente.

quentemente, os provetes foram carregados até à rotura usando uma máquina de ensaios universal Instron com uma capacidade de carga 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 ambiente, para prevenir eventuais mecanismos de rotura prematuros nas garras.

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 comprimento) 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-

> 12

> 13

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.

> 14

> 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).

A Figura 13 apresenta as curvas força-deslocamento para as diferentes temperaturas ensaiadas (para um provete representativo). 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 temperatura, 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 recentemente 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),

frp e resistência ao fogo

(1) Onde k’ e Tg são parâmetros obtidos através da concordância dos dados experimentais; Pu 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 P v, Pl, e Pd são as propriedades mecânicas (módulo ou resistência) no estado vítreo, leathery 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 αd 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 propostos 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].

> 15

> 16

> 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.

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Para o último modelo, as propriedades a 200ºC foram consideradas para o estado leathery (baseado 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, baseadas em [9] e [10], respetivamente. No que respeita à comparação dos resultados experimentais aqui reportados com os obtidos por Keller e Bai [8], a resistência à tração apresenta uma relativa boa concordância para temperaturas até 150ºC. Contudo, para temperaturas mais elevadas, os resultados divergem consideravelmente 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 resistência ao corte, estes apresentam uma muito boa concordância com os de Keller e Bai. No que se refere aos modelos, todos providenciaram 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 resistência 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 destacase 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 ligeiramente a resistência à tração, particularmente na zona de transição vítrea.

7. Conclusões

Agradecimentos Os autores gostariam de agradecer à FCT pelo suporte financeiro (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.

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 Engineering: 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 composites under load in fire”, Composite Materials, Vol. 40, No. 7, 2006, pp. 639-658. [6] MAHIEUX, C.A. et al. “Property modelling across transition 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 brandweerstand van betonelementen uitwendig versterkt met opgelijmde composietlaminaten”, Tese de Doutoramento, Universidade de Ghent, 2003. [10] BAI, Y., KELLER, T. “Modeling of strength degradation for fiber-reinforced polymer composites in fire”, Composite Materials, Vol. 43, No. 21, 2009, pp. 2371-2385.

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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 temperatura ambiente (20ºC) até 250ºC, e (ii) avaliar a fiabilidade de diferentes métodos de previsão da degradação da resistência com a temperatura, sugeridos na literatura. As seguintes conclusões foram extraídas: (1) Os resultados experimentais apresentados neste estudo confirmam que a resistência à tração é consideravelmente reduzida quando o material de GFRP é exposto a elevadas temperaturas. A 220ºC o material foi capaz de atingir cerca de 50% da sua resistência a temperatura ambiente. 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].

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frp e resistência ao fogo aplicação de materiais compósitos de matriz polimérica na reabilitação de estruturas Susana Cabral-Fonseca Investigadora Auxiliar, LNEC sbravo@lnec.pt

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 elementos 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 propriedades mecânicas, conjugadas com a sua resistência à corrosão, através de uma combinação sinergética de fibras de reforço e de matrizes poliméricas, tornam os FRP materiais adequados a diversas aplicações no domínio da indústria da construção, permitindo soluções construtivas inovadoras muitas vezes impossíveis de conceber com os materiais tradicionais [2].

2. ENQUADRAMENTO Durante o Século XX observou-se um crescimento sem precedentes na construção de infraestruturas a nível mundial. Este crescimento não foi, na maioria das vezes, acompanhado 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

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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 estruturas 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, tornase 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 reforço 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 estruturas em ambientes especialmente exigentes 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 implementação 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-

te, vidro e carbono) com as propriedades da matriz polimérica (normalmente de natureza termoendurecível) que constitui a fase contínua e que mantém as fibras protegidas e posicionadas, 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 utilização 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-

Característica

Vantagem

Leveza

¼ do peso do aço Facilidade de transporte e aplicação em obra

Elevada resistência e rigidez

Possibilidade de conceção de componentes estruturais mais leves e resistentes

Versatilidade de propriedades

A escolha dos componentes dos FRP (natureza e configuração das fibras de reforço e da matriz polimérica) assim como do método de fabrico, permite produzir o material “à medida” das exigências da aplicação em causa

Resistência à corrosão

Vantagem importante em aplicações em que podem substituir outros materiais, designadamente os metálicos

Transparência eletromagnética

Relevante 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 reduzida

Apesar 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.

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 década de 1980 começaram a ter relevância na indústria da construção. Com efeito, quando comparados com outros materiais de construção convencionais, como a madeira, o aço ou o betão, os compósitos foram considerados, durante 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 diversidade 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, contribuindo para alargar a gama de materiais de

construção que tem ao seu dispor. Mas estes materiais também apresentam alguns inconvenientes, sendo o mais apontado 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, designadamente em caso de incêndio, devendo este aspeto ser igualmente tido em conta na fase de projeto [2].

>1 > Figura 1: Aplicação dos FRP na Engenharia Civil.

4. APLICAÇÕES DOS FRP NA ENGENHARIA CIVIL Nos últimos anos assistiu-se a um aumento significativo do número e diversidade de aplicações 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 construídos 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 padronizados 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 fabricados “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].

frp e resistência ao fogo

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 anomalias 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, nomeadamente 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 capacidade 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 melhorar o seu desempenho de forma a cumprir requisitos mais exigentes, surgindo associada ao reforço. Por outro lado, a necessidade de reforço 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, prétencionados ou não, nas faces dos elementos estruturais ou a aplicação de cabos, pós-tensionados 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 diferentes estratégias de reabilitação. Segue-se uma breve descrição das principais aplicações de FRP na reabilitação de estruturas (i) de betão, (ii) metálicas; (iii) madeira e (iv) alvenaria.

5.1. Estruturas de betão Uma das técnicas tradicionais de reforçar/ reparar estruturas de betão envolve a aplicação 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 desempenho mecânico, apresenta os seguintes inconvenientes: (i) corrosão das chapas e deterioração da ligação aço-betão; (i) necessidade 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 dimensionais das chapas. A substituição das chapas de aço por placas de FRP no reforço externo de estruturas de betão permite solucionar os problemas acima

>3 > Figura 2: Aplicação de um sistema pré-fabricado de FRP. > Figura 3: Aplicação de um sistema de cura “in situ” de FRP.

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referidos. Estes materiais são comercializados em duas formas distintas [13, 14]: – Sistema pré-fabricado (Figura 2): constituído por uma banda ou lâmina com reforço unidirecional, 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): constituído 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

Referências “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 sistema 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 mantas 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 rígidos e portanto mais complicados de reforçar. Fundamentalmente utilizam-se duas técnicas: (i) a colagem de bandas ou laminados, normalmente 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-tensionados em estruturas de aço para melhorar a sua resistência a cargas de fadiga [18]. É importante realçar que na reabilitação de estruturas metálicas, os CFRP devem permanecer 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 indicações claras [19, 20] de que a reabilitação de estruturas usando FRP irá continuar a crescer, prevendo-se que venha a ser a solução de muitos 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 estabelecimento de códigos de projeto e ferramentas harmonizadas, assim como na elaboração de guias de boas práticas de aplicação e controlo da qualidade em obra.

[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 composites – 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 comportamento 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 composites – 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 fiber reinforced plastic (FRP) reinforcement for concrete structures, American Concrete Institute, 1996. [12] ACI 440.1R.01 – Guide for the design and construction of concrete reinforced with FRP bars, ACI Committee 440, American Concrete Institute, 2001. [13] ACI 440.2R.02 – Guide for the design and construction of externally bonded FRP system for strengthening concrete structures, ACI Committee 440, American Concrete Institute, 2002. [14] Externally bonded FRP reinforcement for RC structures, 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, Symposium P2 – Materials and Conservation of Cultural Heritage, EPFL – Lausanne. [17] Jai, J. et al – “Reinforcing masonry walls with composite 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 Engineering 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 rehabilitation: Where from-Where to? FRP International – The Official Newsletter of the International Institute for FRP in Construction, 2004.

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frp e resistência ao fogo reabilitação 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 Castelo 2 Departamento de Engenharia Civil, Faculdade de Engenharia, Universidade do Porto 3 Departamento de Engenharia Civil, Universidade de Aveiro * pdelgado@estg.ipvc.pt

1. INTRODUÇÃO Os pilares de betão armado são muitas vezes suscetíveis de ter uma inadequada resistência 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 pilares 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 maciços 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.

da armadura transversal, desde as mais tradicionais, com estribo único ao longo de cada parede, às mais recentes, com detalhes Nos últimos anos tem vindo a ser realizada no esforço axial reduzido de, respetivamente, 0.066 eSís0.08, tendo sido estespelo valores calculados com base na tensão sugeridos EC8. LESE – FEUP (Laboratório de Engenharia médiae obtida para a resistência à compressão do betão [1 e 2].De forma a avaliar a resposta cíclica dos pilamica Estrutural – Faculdade de Engenharia res, foram aplicados três ciclos repetidos em da Universidade do Porto) uma campanha de As características geométricas e disposição das armaduras dos pilares maciços ensaiados na campanha experimental cada amplitude de deslocamento, sendo esta ensaios experimentais com pilares maciços constam da Figura 1-a (referidos como PA1 ou PB1), tratando-se de protótipos construídos à escala real, com lei de deslocamentos impostos controlada pelo em escala real [1] e com pilares de secção oca 2 secção transversal retangular de 0.20 x 0.40 m , altura desde o topo até à fundação de 1.72 m e armaduras de 6 atuador horizontal. O esforço axial aplicado aos em escala reduzida de ¼ [2, 3 e 4]. Os pilares varões de 12 mm. pilares maciços foi de 170kN e para os pilares maciços pretendem simular o comportamento 2 Os pilares de secção quadrada oca têm dimensões exteriores desecção 0.45 x 0.45 paredes de 0.075m de espessura. de ocamfoie de 250kN, a que corresponde de pilares de edifícios e os pilares de secção Os esquemas de montagem dos pilares são apresentados na Figura 1-b), onde a armadura longitudinal é constituída um esforço axial reduzido de, respetivamente, oca correspondem a pilares de pontes. Nestes por varões de 8 mm e a armadura transversal por arames de 2.6 mm de diâmetro, com dois tipos de configurações 0.066 e 0.08, tendo sido estes valores calcuúltimos, onde o esforço transverso é determide estribos. A primeira, mais tradicional (referida como PO1-N4), apenas com um estribo único ao longo de cada lados com base na tensão média obtida para nante no tipo de comportamento estrutural, parede e a segunda (PO1-N6) com uma disposição mais representativa das atuais indicações regulamentares (tipo a resistência à compressão do betão [1 e 2]. foram consideradas diversas disposições 2.2DESCRIÇÃO DO ENSAIO DOS PILARES

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 b) Pilares ocos Figura 1: Pormenorização da armadura.

>1 3. RESULTADOS DOS PILARES ORIGINAIS

40_cm

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

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 PO1N4), 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].

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 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 longitudinais (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 verifica-se que são bastante comparáveis. De facto, existe

b) Face norte

a) Vista geral da face oeste

c) Face sul

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 recobrimento 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 experimentais dos pilares PO1-N4 e PO1-N6 encontramse 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.

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

frp e resistência ao fogo

a) Banzo

b) Alma

c) Face interna da alma

>6 4.3. Critérios de dimensionamento dos reforços adotados

Figura 7-a), o saneamento da armadura longitudinal (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-campactável (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

> Figura 4: Danos finais dos pilares ocos. > Figura 5: Resultados experimentais dos pilares ocos. > Figura 6: Fases da reparação dos pilares maciços.

plásticas, a prioridade deve ser o reforço da tarefas: aplicação da resina primária imNo dimensionamento dos reforços à flexão (pilares maciços) por encamisamentos foram adotados os sua capacidade em ductilidade. A proposta pregnante (Figura 8- a)), aplicação da resina propostos por Priestley [7] e depois confrontados os resultados com a proposta de Monti [8]. adotada preconiza o procedimento que relasaturante (Figura 8-b) e Figura 9-a)), colagem ciona volumétrica confinamento das camadas de manta de CFRP com resina Em pilares mal confinados, que aserazão prevê poderem vir a terdegrandes rotações nas rótulas plásticas, a priorid com aem ductilidade assumindo (Figura 8-c e Figura 9-b) e acabamento final ser o reforço da sua capacidade ductilidade. necessária, A proposta adotada preconizaao procedimento que relacion seguinte forma (1):necessária, assumindo a seguinte a forma (1): (Figura 8-c) e Figura 9-c)) com a pintura de volumétrica de confinamento com aaductilidade uma última camada de resina. (1)

Onde tj é a espessura 4.3. Critérios de dimensionamento do material encamisaOnde dos é a espessura do material de encamisamento; e desãs as dimensões da secção do pilar; εcu reforços adotados mento; b e h sãs as dimensões da secção do piúltima do betão de reparação; é a tensão máxima do betão confinado pelas armaduras transversais (c lar; f’ extensão última do betão de reparação; por exemplo, com a sugestão cude Mander [9]); e são respetivamente as tensões e extensões úl No dimensionamento dos reforços à flexão f uj, euj é a tensão máxima do betão confinado materiais de reforço escolhidos. (pilares maciços) por encamisamentos foram pelas armaduras transversais (calculada, por adotados os critérios propostos por Priestley exemplo, com a sugestão de Mander [9]); e No dimensionamento dos reforços ao corte (pilares ocos) por cintagem com bandas de CFRP, também foi [7] e depois confrontados os resultados com são respetivamente as tensões e extensões metodologia sugerida por Priestley [7], para avaliar a espessura do reforço a aplicar de forma a au a proposta de Monti [8]. últimas dos materiais de reforço escolhidos. resistência ao corte acima da máxima resistência à flexão. Como se representa em (2) pode ser i Em pilares mal confinados, que se prevê poNo dimensionamento dos reforços ao corte (picomponente de resistência ao corte das bandas e estimada de acordo com a (3). derem vir a ter grandes rotações nas rótulas lares ocos) por cintagem com bandas de CFRP,

onde Vc, Vs e Vp são as componentes da força de corte correspondente à resistência do betão, armadura tran esforço axial; o termo Vsj corresponde à contribuição do reforço em CFRP.

42_cm

Onde h é a dimensão da secção transversal do pilar paralela à direção de aplicação da força de corte, Aj é

secção transversal das bandas de reforço espaçadas da distância s e inclinadas de um ângulo θ relativo a

o dimensionamento das bandas de carbono. Neste caso foram usadas fibras de carbono com as seguintes características: resistência 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 espessura 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 No dimensionamento dos reforços à flexão (pilares maciços) por encamisamentosensaios foram adotados os critérios dos pilares reforçados encontram-se b) c) propostos por Priestley [7] e depois confrontados os resultados com a proposta de Monti [8]. descritos nos pontos seguintes [1 e 2]. 4.3. Critérios de dimensionamento dos reforços adotados

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

5.1. Pilares Maciços

volumétrica de confinamento com a ductilidade necessária, assumindo a seguinte a forma (1):

Nesta secção apresentam-se as descrições e (1) resultados dos ensaios realizados aos seguintes pilares maciços reforçados: PA1-N4-R2, Onde poré encamisamentos a espessura do material de encamisamento; sãs as dimensões da secção do pilar; εcu extensão No dimensionamento dos reforços à flexão (pilares maciços) foram adotados os critérios e reforçado com CFRP (tal como dimensionado propostos por Priestley [7] e depois confrontados os resultados com proposta de Monti [8]. é a tensão máxima do betão confinado pelas armaduras transversais (calculada, última do abetão de reparação; no ponto anterior) e com laminados longitudipor exemplo, com a sugestão de Mander [9]); e são respetivamente as tensões e extensões na últimas nais ancorados base;dos e PA1-N5-R1, também Em pilares mal confinados, que se prevê poderem vir a ter grandes rotações nas rótulas plásticas, a prioridade deve reforçado com CFRP mas com o dobro das reforço oescolhidos. ser o reforço da sua capacidade em ductilidade. A propostamateriais adotada de preconiza procedimento que relaciona a razão camadas do pilar anterior. No gráfico da Figura volumétrica de confinamento com a ductilidade necessária, assumindo a seguinte a forma (1): No dimensionamento dos reforços ao corte (pilares ocos) por cintagem com bandas de10 CFRP, também foi adotada a os resultados dos podem ser confrontados metodologia sugerida b)por Priestley [7], para avaliar a espessura do reforço a aplicar de forma a aumentarcom a fibras de carbono. (1) a) c) dois pilares reforçados resistência ao corte acima da máxima resistência à flexão. Como se representaVerifica-se em (2) pode ser incluída a que o pilar reforçado com mantas >9 componente de resistência ao corte das bandas e estimada de acordo com a (3). de CFRP e laminados (N4) atingiu um nível até Onde é a espessura do material de encamisamento; e sãs as dimensões da secção do pilar; εcu extensão (2) ao original (cerca de 60 ligeiramente superior última do betão de reparação; é a tensão máxima do betão confinado pelas armaduras transversais (calculada, também foi adotada a metodologia sugerida betão, armadura transversal e esforço axial; kN), mas apenas enquanto os laminados funpor exemplo, com a sugestão de Mander [9]); e avaliarsão respetivamente tensões e extensões últimas dos por Priestley [7], para a espessura doasascomponentes o termo Vsj corresponde à contribuição do docionaram ancorados na base, onde Vc, Vs e Vp são da força de corte correspondente à resistência betão, armadura transversal e no entanto, o pilar reforço a aplicar de forma a aumentar a resismateriais de reforço escolhidos. reforço emàCFRP. (N5) reforçado só com mantas de CFRP, mas em esforço axial; o termo Vsj corresponde contribuição do reforço em CFRP. tência ao corte acima da máxima resistência dobro das camadas do anterior, atingiu esse No dimensionamento dos reforços ao corte (pilares ocos) por cintagem com bandas de CFRP, também foi adotada a (3) mas tendo sido também à flexão. Como se representa em (2) pode ser (3) mesmo valor de força, metodologia sugerida por Priestley [7], para avaliar a espessura do reforço a aplicar de forma a aumentar a incluída a componente de resistência ao corte conseguido um bom comportamento dúctil. resistência ao corte acima da máxima resistência à flexão. Como se representa em (2) pode ser incluída a das bandas e estimada de acordo com a (3). Onde h é a dimensão da secção transversal do h é acom dimensão componente de resistência ao corte das bandas e estimada Onde de acordo a (3). da secção transversal do pilar paralela à direção de aplicação da força de corte, Aj é a área da pilar paralela à direção de aplicação da força secção transversal das bandas de reforço espaçadas da distância s e inclinadas de um ângulo θ relativo ao eixo do (2)da secção transversal das (2) de corte, A é a área 5.2. Pilares Ocos pilar e, finalmente, fj é o nível de tensãoj adotado para o dimensionamento das bandas de carbono. bandas de reforço espaçadas da distância s e inonde Vc , Vsdae força Vp são componentes força Neste caso da foram usadas do fibras de armadura carbono com as θ seguintes características: resistência à tração dos ( ) 3800 MPa; onde Vc, Vs e Vp são as componentes de as corte correspondente à resistência betão, transversal e clinadas de um ângulo relativo ao eixo do pilar No reforço pilares PO1-N4-R1 e PO1-N6-R1 corte correspondente àextensão resistência esforço axial; o termo Vsjde corresponde à contribuição do reforço em última CFRP. ( do ) 1.55 e, finalmente, fj éelasticidade o nível de tensão adotado umanas camada de bandas de %; módulo de ( ) 240 GPa; para espessura foi de aplicada 0.117 mm,apenas resultando 4.3. Critérios de dimensionamento dos reforços adotados

seguintes soluções de reforço: três camadas com espessura total de 0.389 mm nos pilares maciços e uma camada (3) 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. Figuratransversal 9: Aplicaçãodo do reforço com mantas de CFRP pilaresda ocos. Onde h é a dimensão da >secção pilar paralela à direção de nos aplicação 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 ( extensão última (

) 1.55 %; módulo de elasticidade (

) 3800 MPa;

) 240 GPa; espessura de 0.117 mm, resultando nas

frp e resistência ao fogo

> 10

CFRP com 0.117mm de espessura e 100mm de altura, sendo o espaçamento entre bandas 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 insuficiente 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 (Figura 12) é possível verificar que o reforço deste pilar foi suficiente para garantir uma ductilidade satisfatória, atingindo-se o colapso do pilar unicamente após a rotura da primeira banda de CFRP mais junto à base. Assim, a

> 11

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 melhoria do confinamento na base, verificam-se significativos aumentos no nível de deslocamento 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 adequado 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 > 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.

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8. Referências

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 ancoragem 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%.

[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) Experimental 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). “THEORETICAL STRESS-STRAIN MODEL FOR CONFINED CONCRETE.” Journal of Structural Engineering-Asce 114(8): 1804-1826.

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. PUB

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frp e resistência ao fogo reforçar vigas de betão armado com laminados de cfrp pré-esforçados 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. Estabeleceramse 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.

INTRODUÇÃO A utilização de laminados de polímeros reforçados 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 desempenho desta solução de reforço na medida em que se torna possível um melhor aproveitamento da elevada capacidade resistente do material e possibilita a redução de fendas e da deformação dos elementos estruturais. No entanto, 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 interpretar 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 antes 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 experimentais de lajes reforçadas com esta técnica [6] podem ser encontrados em Suter [9].

Paulo França Universidade da Madeira Centro de Competência de Ciências Exatas e da Engenharia pfranca@uma.pt

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.

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.

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 perpendiculares nos apoios. A resistência média à compressão do betão foi de 39,2 MPa, verificada no dia de ensaio através de 3 provetes cúbicos. As armaduras registaram, 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 resulta 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 carregamento 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,

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 retificadora 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 operação 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-

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 préesforçados, 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 tinham um recobrimento de 2 cm. Utilizaram-se estribos φ8//0,10 para evitar o modo de rotura por esforço transverso. As 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.

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frp e resistência ao fogo

Laminado de CFRP

(Dimensões em [m])

P1 (d1) e P2 (d2). As extensões ao longo dos varões longitudinais inferiores foram monitorizadas 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

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.

> 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.

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– Discussão dos resultados dos ensaios As curvas carga-deslocamento a meio-vão (d3) das duas vigas ensaiadas estão representadas 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 importante notar que a carga máxima foi atingida após uma fase tipicamente de cedência com uma

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significativa rigidez pós-cedência. Este comportamento 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

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 préesforçadas 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 superfície 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 completa da sua força de tração. Na face A (Fig.12), não ocorreu o escorregamento sob nenhuma chapa, o que significa que o laminado mantevese em tração depois da rotura da viga, só preso pela resina sob as chapas de ancoragem. As extensões monitorizadas durante o carregamento 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 correspondem à perda de PE devido ao escorregamento do CFRP referido. Estes valores são semelhantes 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

> 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.

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frp e resistência ao fogo

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6,4 ‰ e, no lado B, foi de 5,9 ‰. Os 3 extensómetros centrais (Sf-2, Sf-3 e Sf-4) registaram os maiores valores de extensão. Os outros 2 extensómetros dos CFRPs próximos 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, estas 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 verificadas a meio-vão nos CFRPs no momento da rotura 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 laminados de CFRP pré-esforçados para melhoria

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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 fendilhação, que não pode ser atingido com laminados não pré-esforçados, é muito importante pois aumenta a rigidez, o que contraria a deformação, 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 importantes 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 problema para um arrancamento prematuro pois mantiveram-se aderentes ao betão durante a deformação da viga até a obtenção de resultados satisfatórios.

> 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.

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REFERÊNCIAS [1] Wight, R. G., Green, M. F. and Erki, M-A., “Prestressed 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”, International Conference Composites in Construction, Italy, 2003, pp. 433-438. [3] El-Hacha, R., Wight, R. G. and Green, M. F., “Innovative 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, “Prestressed 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-esforçados”, 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.

51 i&d empresarial

Sistema de construção de portas

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 dimensão, 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 deslizante 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

Características

Dimensionamento por Folhas móveis

− Esquadros em alumínio extrudido; − Poliamida deslizante na folha móvel da solução RPT; − Folha móvel de construção perimetral; − Perfil de soleira para uma vedação mais eficaz ou soleira lisa para facilitar a acessibilidade; − Compatível com os restantes sistemas Extrusal.

− Altura: Mínima 2.000 mm / Máxima 3.000 mm; − Largura: Mínima 600 mm / Máxima 1.200 mm. Capacidade do envidraçamento − Mínimo: 26 mm / Máximo: 36 mm. Vedantes em EPDM.

Ferragens − Fechadura fecho multipontos. − Barra e cremone anti-pânico. − Compatível com mola de pavimento e mola aérea oculta. Solução Fria − Peso máximo por folha: 120 kg; Dobradiças fixas no canal. Solução RPT − Peso máximo por folha: 160 kg; Dobradiças exteriores.

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52_53 sísmica O coeficiente de comportamento no dimensionamento sísmico de estruturas José Miguel Castro, Prof. Auxiliar – FEUP

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 dimensionamento 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 regulamentação 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 precisamente 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 extremamente 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 comportamento 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 prédefinido 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.

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O objetivo do dimensionamento sísmico deverá por isso consistir em conferir 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 deslocamentos 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 sistema 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.

> Figura 1: Ilustração do conceito de coeficiente de comportamento.

É importante notar que a exploração de ductilidade numa dada estrutura não é ilimitada e varia em função das propriedades da própria estrutura. 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.

Classe de Ductilidade DCM

DCH

a) Pórticos simples

5 au /a1

b) Pórtico com contraventamentos centrados Contraventamentos diagonais Contraventamentos em V

4 2

4 2,5

c) Pórtico com contraventamentos excêntricos

5 au /a1

d) Pêndulo invertido

2 au /a1

e) Estruturas com núcleos ou paredes de betão

Ver a secção 5

f) Pórtico simples com contraventamento centrado

4 au /a1

g) Pórticos simples com enchimentos Enchimentos de betão ou de alvenaria não ligado, em contacto com o pórtico

Enchimentos de betão armado ligados

Ver a secção 7

Enchimentos isolados de pórticos simples (ver pórticos simples)

5 au /a1

> Tabela 1: Coeficientes de comportamento previstos no EC8 para estruturas porticadas em aço.

A inclusão do coeficiente de comportamento no processo de dimensionamento 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 comportamento. 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 dimensionamento 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 sismicidade, 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 comportamento estável e satisfatório durante a ocorrência de sismos de intensidade superior à regulamentar.

> Figura 2: Espetro de resposta de cálculo (EC8) para vários valores do coeficiente de comportamento.

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. .

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Tipo de Estrutura

54_55 estruturas de madeira Inspeção e monitorização de estruturas de madeira

Helena Cruz, Investigadora Principal do LNEC 1. INTRODUÇÃO O paradigma da construção de estruturas de madeira em Portugal mudou nos últimos 15 anos, com o aparecimento de grandes estruturas modernas, sobretudo de madeira lamelada colada, com formas arrojadas e grande impacto visual. Mas essa novidade e visibilidade acarretam igualmente a responsabilidade acrescida de todos os intervenientes, no sentido de garantir uma boa imagem destas realizações. O bom funcionamento, a segurança e a durabilidade 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 fiscalização e o controlo de qualidade do processo de construção. É também fundamental investir na formação de todos os intervenientes sobre aspetos específicos e problemas típicos das estruturas de madeira. São específicos e particularmente importantes: o dimensionamento e a pormenorização das ligações; os efeitos da humidade e variações dimensionais da madeira e os esforços de tração perpendicular às fibras, aspetos que se conjugam muitas vezes no desenvolvimento 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,

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a inspeção deve fornecer informação suficiente 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 subsequente 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 informação: – funcionamento estrutural assumido; – condições de serviço (temperatura e humidade) previstas para a estrutura; – ações consideradas no projeto, incluindo eventuais pontos de suspensão de cargas no interior da estrutura e respetiva capacidade individual; – cálculo das ligações, desenhos de projeto e montagem; – características dos materiais, designadamente a(s) classe(s) de resistência da madeira 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 implementadas e deem conta do teor e justificação de eventuais alterações feitas em obra, devem ser obtidas as telas finais.

2.3. Verificação da conformidade com o projeto A primeira etapa da inspeção deve ter como objetivo verificar a conformidade da estrutura efetivamente construída com o projeto, confirmando o tipo e a qualidade dos materiais 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 condições de carga e as condições ambientais, as quais poderão diferir das previstas, especialmente 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 alterações 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.

Tintas HEMPEL, tem para si, uma gama de produtos de alta qualiTintas HEMPEL, tem para si, uma > Efeitos da tração transversal às fibras dade, adequados às suas exigêngama de produtos de alta qualiem resultado de restrições à retração da madeira. de montagem. > Delaminação da junta colada. > Marcas de às entrada água. cias, necessidades> Defeito e expectativas. dade, adequados suas de exigências, necessidades e expectativas. Soluções globais de pintura que Soluções globais de pintura que respeitam o meio ambiente e respeitam o meio e pode A observação visual pode ser complementada Tem de ser definida casoambiente a caso, mas Deve também analisar-se a possibilidade de proporcionaram protecção e deproporcionaram protecção e decom ensaios diversos, por exemplo utilização compreender, nomeadamente: ocorrência de infiltrações ou condensações coração em diversos materiais e coração em diversos materiais e do Resitograf para confirmação da presença – inspeções visuais periódicas (progressão suscetíveis de causar humidificação pontual substratos. substratos. da estrutura de madeira.

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 ocupantes, devendo merecer a devida atenção de especialistas familiarizados com as especificidades 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 capazes de condicionar o seu desempenho ou durabilidade.

de fendas e delaminação das juntas coladas, 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, vibrações, 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 desenvolvimento de anomalias mais ou menos graves. Em especial, detalhes que restrinjam a retraçção livre da madeira, criando tração perpendicular 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. Cortes e entalhes podem reter água, por exemplo em ligações, com efeitos que podem ser particularmente nocivos.

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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 metálicos, fendas ou esmagamento da madeira; – Manchas de humidade ou degradação biológica: origem da humidade; teor de água e eventual degradação da madeira; – Fendas de secagem ou fraturas: podem ser relevantes sobretudo em elementos curvos, em pontos críticos da estrutura e no caso de fendas profundas; é fundamental distinguir entre fraturas Tintas HEMPEL, tem para si, uma mecânicas e fendas de secagem e entre gama de produtos de alta qualifendas antigas ou recentes/em evolução; dade, adequados às suas exigênDeficiências – de colagem: cias, necessidades e expectativas. distinguindo delaminação (descolamento) Soluções globais de pintura que de deficiências de fabrico da junta colada respeitam o meio ambiente e proporcionaram protecção e de(por exemplo, falta de aperto); qualidade coração em materiais e dosdiversos finger-joints. substratos.

e da geometria de peças ocultas em ligações

Tintas HEMPEL, para si, para uma ensaios laboratoe recolha de tem amostras gama de produtos de alta qualiriais de corte e delaminação para avaliação da dade, adequados às suas exigênqualidade da colagem. cias, necessidades e expectativas. Soluções globais de pintura que Todos os relevantes respeitam o aspetos meio ambiente e devem ser identiproporcionaram e de de-limites e respetiva ficados (comprotecção marcação coração diversos data,em inscritos nomateriais local, se epossível) e registasubstratos.

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Plásticas Lisas Esmaltes a Solvente (Portugal) Lda. Vale de Cantadores | 2954-002 PALMELA | Tel.: 212 351 022 | Fax: 21 TexturadasHEMPEL Lasures-Velaturas Plásticas Lisas Esmaltes a Solvente Fachadas Vernizes Lasures-Velaturas Texturadas or you Fachadas Vernizes Massas de Reparação c o l o u r s f o r yEsmaltes o u Aquosos Esmaltes Aquosos de Reparação Esmaltes Directos ao Metal Selantes Massas e Fixadores Esmaltes Directos ao Metal Selantes e Fixadores Acabamentos Acabamentos para Betão para Betão PrimáriosPrimários e Subcapas e Subcapas

56_57 estruturas metálicas Configuração alternativa para ligações a perfis tubulares Rui A. D. Simões, Professor Auxiliar/DEC Universidade de Coimbra Joaquim Agostinho Teixeira, Aluno de Mestrado/ DEC Universidade de Coimbra Sandra Jordão, Professora Auxiliar/DEC Universidade de Coimbra

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 composta desviada, e a perfis de secção aberta (I ou H) nos elementos horizontais. Os perfis de secção fechada apresentam vantagens estruturais únicas quando comparados 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

> Figura 1: Geometria da ligação em análise.

56_cm

pilar, conforme se ilustra na Figura 1. Esta ligação apresenta custos de execução idênticos a outras ligações, é fácil de implementar e possui elevada ductilidade. Contudo, esta tipologia não é ainda coberta pela regulamentação aplicável, nomeadamente o Eurocódigo 3, Parte 1.8 [1]. No âmbito da atividade de investigação do grupo de estruturas metálicas e mistas do Departamento 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 mestrado integrado [2].

2. MODELAÇÃO NUMÉRICA O trabalho referido consistiu num estudo numérico para caracterização do comportamento da tipologia de ligação entre pilar tubular 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 comportamento

do elemento U da ligação, avaliando a influência dos seguintes parâmetros: espessura da alma (t w =10 mm e t w =15 mm), largura da alma (h=185 mm e 200 mm), afastamento horizontal dos parafusos (p2=85 mm e 100 mm), espessura dos banzos (t f =10 mm e 15 mm) e largura dos banzos (b f =75 mm e 90 mm). A designação de um determinado modelo é dada pela sequência p2|bf|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 reconstituição 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 sólidos 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

> Figura 2: Modelo numérico da ligação em análise.

a uma análise da influência dos diversos parâmetros. 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 aumenta, 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.

> Figura 3: Variação da espessura da alma.

> Figura 4: Variação da largura da alma.

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 carasterísticas 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]

> Figura 5: Variação da largura dos banzos.

Referências [1] CEN, EN 1993-1-8: Eurocode 3 – Design of Steel Structures – Part 1.8: Design of Joints. European 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 Engenharia Civil, Universidade de Coimbra, 2012.

> Figura 6: Variação do espaçamento dos parafusos.

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58_59 acústica 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

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 pavimentos de compartimentos inferiores para compartimentos sobrejacentes (relevante, por exemplo, entre espaços comerciais e habitação), a transmissão ocorre apenas por via marginal, de baixo para cima, sendo esta de difícil quantificação, em especial, por não existirem metodologias consagradas na normalização 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 experimental 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 resultados muito elevada, em parte dependente das características dos elementos de compartimentação 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-

58_cm

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).

> 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.

(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 m L são as massas da laje de piso percutidas (em kg/m2), inferior e lateral; L ER é o comprimento total de

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 revestimento 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.

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junções com continuidade do piso inferior para o piso superior; SE e SR são as áreas dos compartimentos emissor e recetor, respetivamente; 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 continuidade L ER 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 existirem 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

www.inacoustics.com www.soundofnumbers.net

Cálculo de isolamento sonoro em todo o edifício segundo a norma EN ISO 12354 partes 1, 2, 3, 4 e 6 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 comportamento acústico do edifício. Descubra 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.

60_62 notícias

na universidade do minho

seminário de coberturas de madeira Decorreu no passado dia 19 de abril, em Guimarães, 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 apresentação 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 interessantes apresentados pelos oradores durante todo o dia. É de referir a presença do especialista estrangeiro 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 construção e, também, se focaram nos aspetos principais 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

forma é que se poderia promover mais o uso deste tipo de solução, Jorge M. Branco acredita 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/

grupo projar reforça presença no mercado brasileiro O grupo PROJAR, através das suas participadas BACH, SISAF e TRIA, está a apostar cada vez mais no mercado brasileiro, tendo garantido a presença 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 intensifica 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 AN, cuja construção 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 madeira e aglomerados de madeira e para construção e proteção de condutas para insuflação de ar novo e extração de fumos/fumaça. www.projar.pt

das obras públicas adjudicadas por ajuste direto 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.

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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.

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 configuração 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 envidraçadas. No exterior é igualmente possível alterar a cor de revestimento. Os painéis podem 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

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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 engenheiro 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 exterior da casa, é de 57 m2. A área habitável da

Atestado do Imóvel pelo Bureau Veritas dá mais confiança ao seu cliente 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: Acústica e Ruído

Cobertura e fachadas

Telecomunicações (ITED) Instalações Eléctricas

Climatização Elevadores Instalações de Gás Qualidade do Ar Interior

Águas e Saneamento

Bureau Veritas Portugal www.bureauveritas.pt info@pt.bureauveritas.com 707 200 542

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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.

notícias

processo de avaliação geral dos prédios urbanos 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 Engenheiros 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

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 Avaliadores 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 Avaliação Geral dos Prédios Urbanos nos prazos estabelecidos pelo Governo. As Ordens consideram incorreto que o Estado,

renovação de monumento nacional na geórgia

A sede do Banco da Geórgia em Tbilisi foi a alvo de renovação. O conceito baseava-se na possibilidade 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 translúcido iluminado na obra.

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

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e Dschalagonia Zurab. Em 2007, o edifício foi classificado como monumento nacional sob ordem de preservação. Em 2010, a direção 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.

com esta depreciação, se aproveite da precariedade 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, imprópria a imposição irredutível de um valor de remuneração para os Peritos Avaliadores que, ao não ser consensualizada, desrespeita a própria missão pública destas Ordens o interesse público decorrente.” Contudo, afirmam continuar disponíveis para dialogar com o Governo para assegurar o sucesso da Avaliação Geral dos Prédios Urbanos.

empresas de construção do minho unem-se e formam cluster Mais de sete empresas da fileira da construção do Minho juntaram-se num “cluster da construção”. O objetivo é crescerem no estrangeiro, perfazendo um total de 40 desde que os fundadores se associaram há um ano, disse um representante empresarial. A fileira 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 África”, explicou à agência Lusa o presidente da comissão instaladora da AFCM – Associação 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.

PUBLI-REPORTAGEM

Reparação e proteção de estruturas CONTRA O INCÊNDIO

Tecnologia Nafufill

A MC Bauchemie mantém o seu desenvolvimento em tecnologia de ponta, a preocupação na proteção de estruturas sempre foi um dos alvos importantes da empresa, como tal cria novas argamassas 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 conseguiram os testes certificados perante a EN 13501-2 e a DIN 4102-2 com espessuras mínimas de 25 mm para F 120 e de 40 mm para F 90.

A argamassa Nafufill KM 250 está de acordo com a entidade ZTV-ING e com os regulamentos da autoridade Ferroviária 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 densidade de 1,29 Kg/dm3 com a classe R1. Todos estes sistemas são resistentes a carbonatação e em versões HS apresentam alta resistência a sulfatos.

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64_65 mercado

segurança e isolamento acústico 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/

madeiras com cor

www.barbot.pt

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.

membrana líquida impermeabilizante A Mapei lançou uma nova membrana líquida elástica com fibras para impermeabilizações contínuas 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

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sistema de ligações multimédia A JUNG lançou recentemente um novo catálogo de Sistemas de Ligações Multimédia. Este sistema 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.

www.jungportugal.pt

válvula borboleta amri

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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 hidráulicos e o “know-how” adquirido em aplicações muito exigentes nas indústrias química e petroquímica, 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

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 diferentes 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

estante

avaliação e controlo da eficiência do tratamento de águas residuais. aplicação a sistemas de pequena dimensão. 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 trabalho 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 comportamento dinâmico de uma ETAR de pequena dimensão. O envolvimento do utilizador final constitui, igualmente, 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. Autor: Rita Ribeiro . Editor a: LNEC . Data

de edição:

2011

ISBN: 978-972-49-2229-4 . Páginas : 300 . P reço: 42,00 euros . à venda em www.engebook.com

gestão de projetos com o microsoft project Este livro é um verdadeiro auxiliar para todos os profissionais envolvidos na atividade da Gestão de Projetos (promotores, 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 básicas 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 Agendamento Manual, o Office Backstage View, entre outras. A utor : Rui Feio . Editora : Lidel . Data de edição: 2011 . ISBN: 978-972-722-698-6 Páginas : 464 . P reço: 31,50 euros . à venda em www.engebook.com

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projeto pessoal

Elsa de Sá Caetano

Prof. Associada, Investigadora do ViBest/FEUP bi Nasceu 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 criança

dos projetos mais desafiantes, seleciona

Ser escritora.

o seu maior desafio Conciliar 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 referência Nutrindo 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.

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.

uma obra de referência O 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 favorito Ler e viajar sem planos. Squash e ténis são os hobbies desportivos, as motas, uma saudade, e o parapente, um sonho ainda por concretizar.

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.

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eventos

conferência de engenharia sísmica

international conference on building assessment

Vai ter lugar entre 24 e 28 de setembro, em Lisboa, a 15ª Conferência Mundial de Engenharia 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.

Vai decorrer nos dias 23, 24 e 25 de maio, no Porto, o 1st International Conference on Building Assessment (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 relacionadas com a avaliação e certificação da sustentabilidade da construção. Além da normal apresentação de comunicações, este evento conta ainda com um conjunto de workshops dedicado aos principais sistemas de avaliação da sustentabilidade desenvolvidos internacionalmente. www.bsa2012.org

Tal como nas edições anteriores, a conferência pretende ser um espaço de troca de informação 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

calendário de eventos

Encontro técnico Controlo de Descargas de Águas 9 maio ÁGUAS RESIDUAIS Residuais Urbanas nos Meios Hídricos 2012

Lisboa IPQ e APRH Portugal www.aprh.pt

ICDS12 Conferência Int.“Durable Structures: 31 maio a 1 junho from construction to rehabilitation” 2012

Lisboa Portugal

DURATINET e LNEC http://durablestructures2012.lnec.pt

Jornadas LNEC Cidades e Desenvolvimento

Lisboa Portugal

LNEC www.lnec.pt

icnmmcs

“Mechanics of Nano, Micro and Macro Composite Structures”

18 a 20 junho 2012

18 a 20 junho Turim 2012 Itália

UP e TP http://paginas.fe.up.pt/~icnmmcs/

BEFIB 2012 Betão reforçado

19 a 21 setembro 2012

Guimarães RILEM e UM Portugal www.befib2012.civil.uminho.pt

15ª Conferência de Engenharia Sísmica Engenharia Sísmica

24 a 28 setembro 2012

Lisboa Portugal

WCEE www.15wcee.org

EXPOCONSTRÓI

27 a 30 setembro 2012

Batalha Portugal

Exposalão www.exposalao.pt

Feira de equipamentos e materiais para a construção civil

As informações constantes deste calendário poderão sofrer alterações. Para confirmação oficial, contactar a Organização.

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Nesta altura, é bom contar com a Vulcano.

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