DESEMPENHO AO FOGO DE ELEMENTOS ...objdig.ufrj.br/60/teses/coppe_m/ThiagoDaCruzColonese.pdf(API...

DESEMPENHO AO FOGO DE ELEMENTOS ESTRUTURAIS METÁLICOS E

MISTOS AÇO-CONCRETO PARA UTILIZAÇÃO EM REFINARIAS DE PETRÓLEO

Thiago da Cruz Colonese

Dissertação de Mestrado apresentada ao

Programa de Pós-graduação em Engenharia

Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio

de Janeiro, como parte dos requisitos necessários

à obtenção do título de Mestre em Engenharia

Civil.

Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho

Alexandre Landesmann

Rio de Janeiro

Junho de 2011




DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO

LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA

(COPPE) DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE

DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE

EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.

Examinada por:

________________________________________________ Prof. Romildo Dias Toledo Filho, D.Sc.

________________________________________________ Prof. Alexandre Landesmann, D.Sc.

________________________________________________ Prof. Luiz Fernando Lomba Rosa, D.Sc.

________________________________________________ Prof. Eduardus Aloysius Bernardus Koenders, Ph.D.

________________________________________________ Prof. Ricardo Azoubel da Mota Silveira, D.Sc.

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

JUNHO DE 2011

iii

Colonese, Thiago da Cruz

Desempenho ao fogo de elementos estruturais

metálicos e mistos aço-concreto para utilização em

refinarias de petróleo / Thiago da Cruz Colonese. – Rio de

Janeiro: UFRJ/COPPE, 2011.

XIX, 91 p.: il.; 29,7 cm.



Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de

Engenharia Civil, 2011.

Referências Bibliográficas: p. 85-88.

1. Desempenho termo-mecânico. 2. Refinarias de

petróleo. 3. Elementos de aço e mistos. I. Toledo Filho,

Romildo Dias et al. II. Universidade Federal do Rio de

Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil. III.

Título.

iv

A DEUS por tudo,

Aos meus pais, Vicente e Sonia, e meus irmãos.

v

AGRADECIMENTOS

Aos professores Romildo Dias Toledo Filho e Alexandre Landesmann, por toda a

orientação acadêmica, incentivo, confiança e ensinamentos.

Aos meus familiares, por terem me incentivado ao longo de toda a minha formação

acadêmica.

À minha namorada Louise, pelo companheirismo e compreensão nos momentos de

ausência, bem como pelo incentivo durante toda a dissertação do trabalho.

Aos professores do Programa de Engenharia Civil da COPPE/UFRJ, pelos

ensinamentos e atenção dispensada.

A todos os meus colegas de trabalho da PETROBRAS, em especial, aos Engenheiros

Fábio Moreira, Rodrigo Heras e Marcelo Gliosci, pelo incentivo e por terem permitido

que este mestrado pudesse ser realizado.

vi

Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos

necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)




Junho/2011



Programa: Engenharia Civil

Este trabalho tem por objetivo avaliar o desempenho termo-mecânico sob

incêndio de diferentes tipologias de elementos estruturais (pilar e viga) de aço e mistos,

visando aplicação em estruturas industriais de refinarias de petróleo. No caso dos

elementos mistos, empregou-se, além do concreto convencional de cimento Portland, o

concreto refratário de cimento aluminoso, por ser um material de elevada performance a

altas temperaturas (em comparação ao concreto convencional) e com o intuito de

estimar o benefício quando da sua utilização. As análises numéricas realizadas,

utilizando o programa computacional SAFIR, permitiram estimar a variação do campo

de temperaturas nas seções transversais estudadas, o comportamento termo-mecânico

dos elementos isolados durante o incêndio e o tempo de falha estrutural para um

carregamento correspondente a 50% da resistência à temperatura ambiente. Para obter a

variação dos esforços resistentes durante o incêndio fez-se uso dos procedimentos

analíticos de cálculo estabelecidos pela NBR-14323:2003. Os resultados obtidos

indicaram que os elementos estruturais mistos revestidos por concreto refratário

apresentaram melhor desempenho tanto durante o incêndio quanto nas resistências

residuais. Além disso, o emprego desses elementos aumentaria o nível de confiabilidade

estrutural das instalações de refinarias de petróleo em situação de incêndio e reduziria as

intervenções de reparo.

vii

Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)

PERFORMANCE UNDER FIRE OF METALLIC AND STEEL-CONCRETE

COMPOSITE STRUCTURAL ELEMENTS FOR APPLICATION IN OIL REFINERIES


June/2011

Advisors: Romildo Dias Toledo Filho


Department: Civil Engineering

This work evaluates the thermo-mechanical performance under fire of different

types of steel and composite structural elements (beam and column) for application in

industrial structures of oil refineries. In the evaluation of composite elements were used

in addition to conventional Portland cement concrete, the aluminous refractory concrete,

as a material of high performance at elevated temperatures (compared to conventional

concrete) and in order to estimate the benefit to use it. The numerical analysis

performed using the computer program SAFIR, allowed to estimate the variation of the

temperature field in the cross-sections studied, the thermo-mechanical behavior of the

isolated elements during fire and the time of structural failure for a loading equal to

50% of the resistance at room temperature. The variation of the structural resistance of

the elements, during fire, was calculated according to analytical procedures presented in

NBR-14323:2003. The results indicated that the composite structural elements covered

by refractory concrete presented better performance both during fire as residual

resistance. In addition, these elements increase the level of structural reliability under

fire of the facilities of oil refineries and reduce repair interventions.

viii

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ..................................................................................................1

1.1 Motivação ......................................................................................................... 1

1.2 Objetivo do trabalho ......................................................................................... 4

1.3 Estrutura da dissertação.................................................................................... 5

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ..........................................................................6

2.1 Estado da arte.................................................................................................... 6

2.2 Proteção térmica em estruturas de refinarias de petróleo ............................... 11

2.3 Curvas de incêndio ......................................................................................... 16

2.4 Propriedades térmicas e mecânicas dos materiais sob altas temperaturas...... 18

2.4.1 Calor específico .......................................................................................... 19

2.4.2 Condutividade térmica................................................................................ 21

2.4.3 Massa específica ......................................................................................... 24

2.4.4 Alongamento .............................................................................................. 25

2.4.5 Resistência mecânica.................................................................................. 27

3 METODOLOGIA DE ANÁLISE ...................................................................33

3.1 Introdução geral.............................................................................................. 33

3.2 Análise numérica – Programa SAFIR ............................................................ 34

3.2.1 Generalidades ............................................................................................. 34

3.2.2 Análise térmica........................................................................................... 35

3.2.3 Análise estrutural........................................................................................ 38

3.3 Resistência dos elementos estruturais ............................................................ 40

3.4 Modelos estruturais ........................................................................................ 41

3.4.1 Viga ............................................................................................................ 41

3.4.2 Pilar............................................................................................................. 42

4 APLICAÇÕES PARA ESTRUTURAS INDUSTRIAIS DE REFINARIA S

DE PETRÓLEO ...............................................................................................43

4.1 Introdução geral.............................................................................................. 43

4.2 Tipologias propostas....................................................................................... 44

4.2.1 Pilares ......................................................................................................... 44

4.2.2 Vigas........................................................................................................... 47

4.3 Resultados no domínio da temperatura .......................................................... 48

4.3.1 Introdução geral.......................................................................................... 48

ix

4.3.2 Pilares ......................................................................................................... 48

4.3.3 Vigas........................................................................................................... 59

4.4 Comportamento estrutural: resposta termo-mecânica .................................... 63

4.4.1 Introdução geral.......................................................................................... 63

4.4.2 Pilares ......................................................................................................... 63

4.4.3 Vigas........................................................................................................... 77

5 CONSIDERAÇÕES FINAIS...........................................................................82

5.1 Conclusões...................................................................................................... 82

5.2 Sugestões para trabalhos futuros .................................................................... 84

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...........................................................85

ANEXO A – RESISTÊNCIA DOS PILARES ...........................................................89

ANEXO B – RESISTÊNCIA DAS VIGAS ................................................................91

x

ÍNDICE DE FIGURAS

Figura 1.1 – Estrutura industrial de aço afetada pelo fogo (CCPS, 2010). ..................... 2

Figura 1.2 – Exemplos de danos no fireproofing de estruturas de suporte de tubulações

(CCPS, 2010).................................................................................................................... 2

Figura 2.1 – Aplicação de fireproofing em estruturas de suporte de equipamentos com

potencial de agravar o incêndio (API 2218, 1999)......................................................... 13

Figura 2.2 – Aplicação de fireproofing em estruturas de suporte de equipamentos cujos

pisos podem acumular líquidos inflamáveis (API 2218, 1999)...................................... 13

Figura 2.3 – Aplicação de fireproofing em estruturas que suportam equipamentos não

sujeitos a incêndio, porém próximas a equipamentos sujeitos (API 2218, 1999). ......... 14

Figura 2.4 – Aplicação de fireproofing em pipe racks (API 2218, 1999)..................... 15

Figura 2.5 – Aplicação de fireproofing em pipe racks que suportam resfriadores a ar

(API 2218, 1999). ........................................................................................................... 15

Figura 2.6 – Caracterização de um incêndio natural versus incêndio-padrão

(LANDESMANN, 2003). .............................................................................................. 17

Figura 2.7 – Curvas de incêndio nominais padronizadas e forma típica da curva

paramétrica (EC-1/Parte 1-2, 2002). .............................................................................. 17

Figura 2.8 – Calor específico do aço em função da temperatura (EC-3/Parte 1-2, 2003). 20

Figura 2.9 – Calor específico do concreto convencional e refratário em função da

temperatura (EC-4/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al., 1996). ......................................... 20

Figura 2.10 – Condutividade térmica do aço em função da temperatura...................... 22

Figura 2.11 – Condutividade térmica do concreto convencional e refratário em função

da temperatura (EC-4/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al., 1996). .................................... 23

Figura 2.12 – Variação da massa específica do concreto convencional e refratário com

a temperatura (EC-2/Parte 1-2, 2003; SCHNEIDER, 1982 apud ALEMIDA, 2009). .. 25

Figura 2.13 – Alongamento do aço e concreto convencional em função da temperatura

(EC-3/Parte 1-2, 2003; EC-4/Parte 1-2, 2003). .............................................................. 26

Figura 2.14 – Curvas tensão-deformação do aço em função da temperatura................ 27

Figura 2.15 – Relação tensão-deformação (σ x ε) do aço em temperaturas elevadas ... 28

Figura 2.16 – Fatores de redução das propriedades mecânicas do aço com a temperatura

(EC-3/Parte 1-2, 2003). .................................................................................................. 28

Figura 2.17 – Relação tensão-deformação (σ x ε) do concreto sob compressão em

temperaturas elevadas (EC-2/Parte 1-2, 2003). .............................................................. 29

xi

Figura 2.18 – Relação tensão-deformação do concreto de densidade normal com

agregados silicosos e ramo descendente linear (EC-2/Parte 1-2, 2003)......................... 29

Figura 2.19 – Fatores de redução da resistência à compressão do concreto em

temperaturas elevadas (EC-2/Parte 1-2, 2003; EC-4/Parte 1-2, 2003)........................... 30

Figura 2.20 – Resistência à compressão pós-queima de concretos refratários produzidos

com cimento aluminoso e agregados de: (a) cromita; (b), (c) e (d) chamota; (e)

corundum (PETZOLD e RÖHRS, 1970 apud BAZANT et al., 1996). ......................... 31

Figura 2.21 – Comparação entre os fatores de redução da resistência à compressão

do concreto convencional e refratário aluminoso (EC-2/Parte 1-2, 2003; BAZANT et

al., 1996). ....................................................................................................................... 32

Figura 3.1 – Metodologia de análise termo-mecânica. ................................................. 34

Figura 3.2 – Elemento finito triangular: (a) geometria do elemento e (b) função de

forma típica..................................................................................................................... 36

Figura 3.3 – Elemento finito quadrilátero: (a) geometria do elemento parametrizado e

(b) função de forma típica. ............................................................................................. 38

Figura 3.4 – Elemento finito de viga-coluna espacial: (a) nós e eixos locais do

elemento, (b) graus de liberdade dos nós N1 e N2 e (c) grau de liberdade do nó N3. ... 40

Figura 3.5 – Modelo estrutural da viga sob ação de carga estática e do fogo. .............. 42

Figura 3.6 – Modelo estrutural do pilar com imperfeição geométrica inicial sob ação de

carga estática e do fogo. ................................................................................................. 42

Figura 4.1 – Forças axiais resistentes à plastificação total das seções transversais

propostas para os pilares................................................................................................. 44

Figura 4.2 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar

PM_PTR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio......................... 49


PM_PPR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio......................... 50


PA_PRF, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. ........................ 51


PM_PTCP, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. ..................... 52


PM_PTCR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio...................... 53


PM_PTQP, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. ..................... 54

xii

Figura 4.8 – Elevação da temperatura na alma (ponto A) e na mesa (ponto B) das

seções transversais dos pilares formados por perfis H: (a) PM_PTR, (b) PM_PPR e

(c) PA_PRF.................................................................................................................... 55

Figura 4.9 – Elevação da temperatura na barra de aço da armadura (ponto C) das seções

transversais dos pilares formados por perfis H: (a) PM_PTR e (b) PM_PPR................ 56

Figura 4.10 – Elevação da temperatura no aço (ponto A) e na barra de aço da armadura

(ponto B) das seções transversais dos pilares formados por perfis tubulares: (a)

PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP................................................................... 58

Figura 4.11 – Elevação da temperatura no núcleo central (ponto C) das seções

transversais dos pilares formados por perfis tubulares: (a) PM_PTCP e (b)

PM_PTQP. ..................................................................................................................... 59

Figura 4.12 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal da viga

VM_PPR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. ......................... 60


VA_PRF, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. .......................... 61

Figura 4.14 – Elevação da temperatura na alma (ponto A) e na mesa (ponto B) dos

perfis metálicos das seções transversais das vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF.......... 62

Figura 4.15 – Variação da resistência à compressão axial normalizada dos pilares

formados por perfis de aço H, em função do tempo transcorrido de incêndio:.............. 64


formados por perfis de aço tubulares, em função do tempo transcorrido de incêndio:.. 65

Figura 4.17 – Comparação entre os valores da resistência à compressão axial

normalizada dos pilares mistos de aço-CC e do pilar de aço revestido por ARG, em

função do tempo transcorrido de incêndio. .................................................................... 66


normalizada dos pilares mistos de aço-CR e do pilar de aço revestido por CR, em


Figura 4.19 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTR em


Figura 4.20 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PPR em


Figura 4.21 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTCP em


xiii

Figura 4.22 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTCR em


Figura 4.23 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTQP em


Figura 4.24 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento transversal (vs. tempo

transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares formados por perfis de aço H:

(a) PM_PTR, (b) PM_PPR e (c) PA_PRF...................................................................... 74


transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares formados por perfis de aço

tubulares: (a) PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP. ........................................... 75

Figura 4.26 – Comparação entre as trajetórias de equilíbrio do deslocamento transversal

(vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares mistos de aço-CC

e do pilar de aço revestido por ARG. ............................................................................. 76


(vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares mistos de aço-CR

e do pilar de aço revestido por CR. ................................................................................ 76

Figura 4.28 – Variação do momento fletor máximo resistente de plastificação

normalizado das vigas, em função do tempo transcorrido de incêndio.......................... 77

Figura 4.29 – Comparação entre os valores do momento fletor máximo resistente

normalizado das vigas de aço e mistas, em função do tempo transcorrido de incêndio. .. 78

Figura 4.30 – Momento fletor resistente normalizado de cada material da viga

VM_PPR em função do tempo transcorrido de incêndio............................................... 79

Figura 4.31 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento vertical (vs. tempo transcorrido

de incêndio) no meio do vão da vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF............................. 80

Figura 4.32 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento horizontal (vs. tempo

transcorrido de incêndio) no apoio de 1º gênero da vigas: (a) VM_PPR e (b)

VA_PRF......................................................................................................................... 81

xiv

ÍNDICE DE TABELAS

Tabela 4.1 – Características das seções transversais dos pilares formados por perfis H. . 45

Tabela 4.2 – Características das seções transversais dos pilares formados por perfis

tubulares. ........................................................................................................................ 46

Tabela 4.3 – Características das seções transversais propostas para as vigas. .............. 47

Tabela A.1 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de

incêndio, do pilar PM_PTR (Figura 4.15 (a)). ............................................................... 89


incêndio, do pilar PM_PPR (Figura 4.15 (b)). ............................................................... 89


incêndio, do pilar PA_PRF (Figura 4.15 (c)). ................................................................ 89


incêndio, do pilar PM_PTCP (Figura 4.16 (a)). ............................................................. 90


incêndio, do pilar PM_PTCR (Figura 4.16 (b)). ............................................................ 90


incêndio, do pilar PM_PTQP (Figura 4.16 (c)). ............................................................. 90

Tabela B.1 – Comparação entre os momentos fletores resistentes, em situação de

incêndio, da viga VM_PPR (Figura 4.28 (a))................................................................. 91


incêndio, da viga VA_PRF (Figura 4.28 (b)). ................................................................ 91

xv

Lista de Símbolos: Letras romanas

Aa Área da seção transversal do perfil de aço

Ac Área da seção transversal do concreto

As Área da seção transversal da armadura longitudinal

c Calor específico

ca Calor específico do aço

ccb Calor específico do concreto de baixa densidade

ccn Calor específico do concreto de densidade normal

ccr Calor específico do concreto refratário

Ea Módulo de elasticidade do aço

Ec Módulo de elasticidade do concreto

Es Módulo de elasticidade do aço da armadura

Ea,θ Módulo de elasticidade do aço em função da temperatura

Ecu,θ Módulo de elasticidade secante do concreto em função da temperatura

Es,θ Módulo de elasticidade do aço da armadura em função da temperatura

fc,θ Tensão máxima de compressão do concreto em função da temperatura

fc Resistência à compressão do concreto

fcd Resistência de cálculo à compressão do concreto

fc,t Resistência à tração do concreto

fc,t,θ Resistência à tração do concreto em função da temperatura

fp,θ Tensão limite de proporcionalidade do aço em função da temperatura

fs Resistência ao escoamento do aço da armadura

fs,θ Tensão de escoamento do aço da armadura em função da temperatura

fsd Resistência de cálculo ao escoamento do aço da armadura

fy Resistência ao escoamento do aço

fyd Resistência de cálculo ao escoamento do aço

fy,θ Tensão de escoamento do aço em função da temperatura

h Coeficiente de transferência de calor por convecção

kc,θ Fator de redução da resistência à compressão do concreto

xvi

kct,θ Fator de redução da resistência à tração do concreto

kE,θ Fator de redução do módulo de elasticidade do aço

Kij Matriz de rigidez

kp,θ Fator de redução do limite de proporcionalidade do aço

ky,θ Fator de redução da resistência ao escoamento do aço

L Comprimento; vão; distância

Mfi,max,pl,Rd Momento fletor máximo resistente de plastificação de cálculo em situação

de incêndio

Mpl,a,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo do perfil de aço

Mpl,c,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo do concreto

Mpl,s,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo da armadura

Mfi,pl,a,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo do perfil de aço em

situação de incêndio

Mfi,pl,c,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo do concreto em


Mfi,pl,s,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo da armadura em


Mfi,pl,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo em situação de

incêndio

Mmax,pl,Rd Momento fletor máximo resistente de plastificação de cálculo

Mpl,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo

Mv Momento fletor máximo no meio do vão da viga

Nfi,pl,a,Rd Força axial resistente de cálculo do perfil de aço em situação de incêndio

Nfi,pl,c,Rd Força axial resistente de cálculo do concreto em situação de incêndio

Nfi,pl,s,Rd Força axial resistente de cálculo da armadura longitudinal em situação de

incêndio

Nfi,pl,Rd Força axial resistente de cálculo da seção transversal à plastificação em


Nfi,Rd Força axial resistente de cálculo em situação de incêndio

Ni Função de forma

Npl,Rd Força axial resistente de cálculo da seção transversal à plastificação

Npl,a,Rd Força axial resistente de cálculo do perfil de aço

xvii

Npl,c,Rd Força axial resistente de cálculo do concreto

Npl,s,Rd Força axial resistente de cálculo da armadura longitudinal

NRd Força axial de compressão resistente de cálculo

Plinear Peso próprio linear dos elementos

q Carga uniformemente distribuída

qc Fluxo de calor por convecção

qr Transferência de calor por radiação

t Tempo transcorrido de incêndio

T Temperatura

u Teor de umidade do concreto

Letras gregas

∆t Intervalo de tempo

δ0 Imperfeição geométrica inicial

δh Deslocamento horizontal

δv Deslocamento vertical

ε Deformação

εc1,θ Deformação correspondente à tensão máxima de compressão do concreto

em função da temperatura

εcu1,θ Deformação última do concreto em função da temperatura

εp,θ Deformação correspondente ao limite de proporcionalidade do aço em

função da temperatura

εt,θ Deformação limite de escoamento do aço em função da temperatura

εu,θ Deformação última do aço em função da temperatura

εy,θ Deformação de escoamento do aço em função da temperatura

θa Temperatura do aço

θc Temperatura do concreto

θg Temperatura dos gases de incêndio

λ Condutividade térmica

λa Condutividade térmica do aço

xviii

λcb Condutividade térmica do concreto de baixa densidade

λcn Condutividade térmica do concreto de densidade normal

λcr Condutividade térmica do concreto refratário

ξ,η Coordenadas paramétricas

ρ Massa específica

ρa Massa específica do aço

ρcb Massa específica do concreto de baixa densidade

ρcn Massa específica do concreto de densidade normal

ρcr Massa específica do concreto refratário

xix

Lista de Abreviaturas:

ARG Argamassa de cimento portland

CC Concreto convencional

CR Concreto refratário

PA_PRF Pilar de aço formado por perfil revestido com fireproofing

PM_PPR Pilar misto formado por perfil de aço parcialmente revestido com

concreto

PM_PTCP Pilar misto formado por perfil tubular circular de aço preenchido com

concreto

PM_PTCR Pilar misto formado por perfil tubular circular de aço revestido com

concreto

PM_PTQP Pilar misto formado por perfil tubular quadrado de aço preenchido com

concreto

PM_PTR Pilar misto formado por perfil de aço totalmente revestido com

concreto

VA_PRF Viga de aço formada por perfil revestido com fireproofing

VM_PPR Viga mista formada por perfil de aço parcialmente revestido com

concreto

1

CAPÍTULO 1

1 INTRODUÇÃO 1.1 Motivação A presença constante de hidrocarbonetos nas instalações industriais de refinarias de

petróleo potencializa de forma considerável os riscos ligados aos incêndios. A principal

característica desse tipo de incêndio é a elevação brusca da temperatura, que em poucos

minutos, chega a valores da ordem de 1100°C.

Em unidades de processo de refinarias, os acidentes envolvendo substâncias inflamáveis

podem colocar em risco a vida de colaboradores, causar perdas financeiras em função

da interrupção da produção e danos materiais irreparáveis, assim como comprometer a

integridade das condições ambientais das comunidades circunvizinhas. Desta forma,

esse ambiente industrial tem uma das mais rígidas exigências de segurança contra

incêndio.

O projeto de segurança contra incêndio das estruturas de refinarias de petróleo, além de

ser um requisito obrigatório, faz parte do contrato que contempla os interesses das

principais partes envolvidas na apólice de seguro de uma refinaria. A segurança contra

incêndio tem como objetivo evitar o colapso prematuro dos elementos estruturais

considerados vitais para a operação e segurança das instalações industriais, durante o

Tempo Requerido de Resistência ao Fogo (TRRF).

A decisão de se projetar estruturas industriais de refinarias de petróleo em aço deve-se

às inúmeras vantagens desse material em relação aos demais empregados na construção

civil, com destaque para: sua facilidade de execução, redução do peso próprio dos

elementos, necessidade de fundações menos robustas e baixa relação resistência/custo.

A principal vantagem desse tipo de estrutura é a velocidade na construção e montagem

dos elementos, atendendo aos prazos, cada vez mais exíguos, impulsionados pelo

crescimento da indústria. Entretanto, o aço, quando submetido a altas temperaturas,

perde de forma rápida resistência e rigidez. Assim, se faz necessária a especificação de

um determinado material de proteção térmica (fireproofing) a ser aplicado nos

2

elementos estruturais que potencialmente possam ser atingidos pelo fogo, com o

objetivo de evitar o seu colapso prematuro, conforme apresentado na Figura 1.1

Figura 1.1 – Estrutura industrial de aço afetada pelo fogo (CCPS, 2010).

Atualmente, nas refinarias nacionais, as estruturas de aço que suportam equipamentos e

tubulações, quando situadas em áreas sujeitas a incêndio, têm seus elementos protegidos

contra o fogo através da aplicação de argamassa de cimento portland ou concreto

refratário, sendo que em ambos os casos a espessura do revestimento deve ser de 50

mm. A aplicação desses materiais requer a utilização de dispositivos de ancoragem, tais

como telas e grampos, a fim de garantir tanto a aderência mecânica entre o aço e o

revestimento como a integridade da proteção durante o incêndio. Todavia, a sua

aplicação é trabalhosa e demorada, pois os grampos devem ser soldados, as telas de

ancoragem devem envolver todo o elemento a ser protegido e a moldagem do

revestimento requer grandes quantidades de recortes das formas. O processo de

desmoldagem requer cuidados especiais para evitar danos, como os mostrados na Figura

1.2, ao material de isolamento. As junções entre a superfície protegida e o revestimento

devem ser impermeabilizadas para evitar penetração de águas.

Figura 1.2 – Exemplos de danos no fireproofing de estruturas de suporte de tubulações

(CCPS, 2010).

3

Quando utilizado o concreto armado na construção de estruturas industriais de refinarias

de petróleo, considera-se que o mesmo é suficientemente resistente ao fogo e não se

utiliza o fireproofing. Apesar de o concreto armado ser mais econômico que o aço, o

processo construtivo de tais estruturas demanda mais tempo do que as estruturas

metálicas. Dessa forma, a sua utilização em refinarias de petróleo acaba sendo

desfavorecida em virtude do prazo de execução e custo, uma vez que esse tipo de

ambiente industrial envolve atividades de riscos e, portanto, o custo com a mão-de-obra

é onerado com o adicional de periculosidade. Na maioria dos casos, o custo da

construção de estruturas metálicas revestidas com fireproofing é menor em relação ao

de uma estrutura de concreto armado equivalente.

Uma alternativa ao concreto moldado “in situ” seria o uso de estruturas de concreto pré-

moldado, as quais dispensam o uso de formas e escoramentos, bem como a montagem

da armadura no canteiro de obra. Entretanto, a sua montagem requer o uso de

equipamentos para a movimentação com maior robustez que os necessários para os

elementos de aço, uma vez que estas estruturas são mais pesadas que as equivalentes em

aço. Além disso, estruturas compostas por elementos pré-moldados não permitem

adaptações e/ou alterações de forma simples durante a montagem.

Visando racionalizar o uso dos materiais existentes, a utilização de elementos mistos

(aço-concreto) pode apresentar eficiência significativa. A idéia de associar o concreto ao

aço tinha como objetivo proteger o aço contra a corrosão e fogo de forma simples e de

baixo custo, sem levar em consideração a contribuição do concreto na capacidade

resistente do elemento estrutural. Atualmente, os sistemas estruturais formados por

elementos mistos de aço e concreto vêm sendo utilizados mundo afora nos projetos de

edifícios residenciais e comerciais e, em função dos avanços tecnológicos observados

nas ultimas décadas tanto no concreto quanto no aço, essa tendência deverá ser

ampliada ainda mais nos diversos ramos da construção civil.

A utilização de elementos mistos considerando a capacidade resistente tanto do concreto

armado como do aço, possibilita a redução das dimensões da seção transversal e o

aproveitamento das vantagens econômicas, construtivas e estruturais intrínsecas a cada

um dos materiais, bem como o atendimento de prazos construtivos. Dentre as vantagens

dos elementos mistos, destaca-se a redução no consumo de aço estrutural, aumento da

rigidez global e proteção contra a corrosão e fogo. Adicionalmente, caso o concreto seja

4

de elevada performance a altas temperaturas e o fireproofing apresente alta resistividade

térmica, a integridade estrutural do aço poderá permanecer inalterada durante todo o

incêndio. Assim, a competitividade dos elementos mistos de aço e concreto, em

ambientes industriais de refinarias de petróleo, fundamenta-se na possibilidade de

redução do prazo de execução, no desempenho satisfatório sob condições de incêndio e

no tempo de reparo diminuto.

A partir do levantamento bibliográfico realizado, constatou-se uma clara deficiência de

trabalhos publicados sobre a investigação do comportamento termo-mecânico de

elementos estruturais para aplicação em refinarias de petróleo. Os escassos trabalhos

relacionados ao tema foram desenvolvidos com a utilização da curva de incêndio-

padrão (ISO 834-1, 1999), porém, tratando-se de estruturas de refinarias de petróleo, as

análises devem ser realizadas empregando-se a curva de incêndio de hidrocarbonetos

(curva “H”), sendo esta última consideravelmente mais severa. Além disso, as estruturas

(aço e concreto) de refinarias de petróleo situadas em áreas sujeitas a incêndio são

dimensionadas à temperatura ambiente e, portanto, o seu desempenho sob incêndio é

negligenciado. Dessa forma, o estudo realizado neste trabalho fomentaria pesquisas

voltadas para a indústria do petróleo, visando, além de aumentar os níveis de segurança

e confiabilidade das estruturas durante o incêndio, reduzir os custos de recuperação

estrutural.

1.2 Objetivo do trabalho O presente trabalho tem por objetivo avaliar o desempenho termo-mecânico sob

incêndio de diferentes tipologias de elementos estruturais (pilar e viga) de aço e mistos

(aço-concreto), para aplicação em estruturas de refinarias de petróleo, conforme as

recomendações normativas vigentes sobre o tema. No caso dos elementos mistos,

empregou-se, além do concreto convencional de cimento Portland, o concreto refratário

de cimento aluminoso, por ser um material de elevada performance a altas temperaturas

(em comparação ao concreto convencional) e com o intuito de estimar o benefício

quando da sua utilização. Neste trabalho, a análise do desempenho termo-mecânico

consiste em estimar: (i) a distribuição do campo de temperaturas nas seções transversais

dos elementos avaliados, (ii) a variação dos esforços resistentes dos elementos isolados

durante o incêndio e (iii) o tempo de falha estrutural para um determinado nível de

carregamento. As resistências estruturais dos pilares e das vigas, em situação de

5

incêndio, serão determinadas através dos procedimentos analíticos de cálculo

estabelecidos pela NBR-14323:2003. O programa computacional SAFIR (FRANSSEN

et al., 2008) será utilizado para estimar a variação do campo de temperaturas nas seções

transversais e o tempo de falha estrutural dos elementos isolados durante o incêndio.

1.3 Estrutura da dissertação A presente dissertação de mestrado é composta por 6 (seis) capítulos, os quais elucidam

a metodologia de trabalho desenvolvida nesta pesquisa.

O Capítulo 1 apresenta, além da motivação que determinou o desenvolvimento desse

trabalho, o objetivo e a estrutura da dissertação.

No Capítulo 2, apresenta-se a revisão bibliográfica sobre o tema, abordando: estado da

arte, recomendações de projeto e aplicação de proteção térmica em estruturas de

refinarias de petróleo, curvas de incêndio e propriedades térmicas e mecânicas do aço,

concreto convencional e refratário em temperaturas elevadas.

O Capítulo 3 trata da metodologia empregada para avaliar o desempenho termo-mecânico

sob incêndio dos elementos estruturais de aço e mistos (aço-concreto). Além disso, esse

capítulo aborda as principais considerações referentes ao programa computacional SAFIR

(FRANSSEN et al., 2008) e as recomendações estabelecidas pela NBR-14323 (2003)

para a determinação dos esforços resistentes dos elementos em situação de incêndio,

assim como os modelos estruturais adotados para os pilares e as vigas.

O Capítulo 4 refere-se à aplicação de elementos estruturais de aço e mistos em

estruturas industriais de refinarias de petróleo. Nesse capítulo são apresentadas as

tipologias de seções transversais propostas para os pilares e as vigas, além dos

resultados obtidos através das simulações numéricas e dos procedimentos analíticos de

cálculo definidos pelo código normativo nacional vigente sobre o tema.

Nos Capítulos 5 e 6 são apresentadas as principais conclusões e recomendações obtidas

no presente trabalho, bem como as referências bibliográficas, respectivamente.

6

CAPÍTULO 2

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1 Estado da arte Nos últimos anos, diversos estudos sobre o tema “engenharia de segurança contra

incêndios” têm sido desenvolvidos. Tais estudos visam, principalmente, ao

desenvolvimento e/ou aperfeiçoamento dos denominados “métodos avançados de

cálculo”, à otimização dos custos envolvidos na proteção das estruturas com materiais

isolantes e à avaliação do desempenho a fogo de diversos sistemas estruturais, assim

como o conhecimento do comportamento dos materiais estruturais e de proteção sob

incêndio.

DOTREPPE (1980), na Universidade de Liége, desenvolveu um procedimento

numérico para análise de elementos fletidos em aço ou concreto armado frente ao fogo,

sem considerar os efeitos da não-linearidade geométrica. DOTREPPE et al. (1985), em

conjunto com FRANSSEN (1987), desenvolveu um programa computacional chamado

CEFICOSS (Computer Engineering of the Fire Design of Composite and Steel

Structures), formulado com base no Método dos Elementos Finitos (MEF), para análise

de pórticos planos mistos de aço e concreto sob condições de incêndio. A seção

transversal era divida em fibras, as quais tinham valores de tensão, deformação e

temperatura diferentes. O modelo levava em consideração tanto os efeitos da não-

linearidade física e geométrica como os da expansão térmica dos elementos. Dando

continuidade ao seu trabalho, FRANSSEN introduziu melhorias no programa

CEFICOSS e como resultado desenvolveu o programa SAFIR (FRANSSEN et al.,

2000). A recente versão do SAFIR (FRANSSEN et al., 2008) permite fazer análise

plana e tridimensional, com o uso de elementos finitos de viga, treliça e sólidos

tridimensionais, além dos elementos de casca. As propriedades térmicas e mecânicas do

aço e concreto em condições de temperaturas elevadas, prescritas pelo EC-3/Parte 1-2

(2003), encontram-se incorporadas no programa.

Um ano depois, JANSS e MINNE (1981) apresentaram um estudo comparativo entre

um modelo simplificado de análise de pilares em aço sob ação do fogo e experimentos

realizados com estes elementos.

7

O conhecimento do comportamento sob altas temperaturas de pilares preenchidos

sujeitos à flexo-compressão foi objeto de estudo de FANG et al. (1995). Neste trabalho,

diversas seções quadradas foram submetidas a temperatura de 700°C e exposição ao

fogo por até 180 minutos. Os resultados obtidos foram expressos em forma de gráficos e

serviram como ponto de partida para o desenvolvimento de um método de projeto

destinado a pilares preenchidos flexo-comprimidos em situação de incêndio.

FIGUEIREDO (1998) elaborou um amplo estudo sobre pilares mistos de aço e

concreto, o qual contemplou a classificação, os aspectos construtivos e estruturais.

Além de avaliar o dimensionamento de pilares mistos pelas principais normas técnicas

vigentes à época, apresentou quatro exemplos de dimensionamento de pilares mistos,

incluindo a avaliação do tempo de resistência ao fogo dos pilares dimensionados.

ZHAO e SHEN (1999) realizaram um estudo teórico-experimental do comportamento

de pórticos de aço sem proteção contra incêndio, submetido a diferentes níveis de

carregamento e condições de contorno. Dentre as principais conclusões, observaram que

a distribuição de temperatura nos perfis de aço é bastante não-uniforme sob condições

reais de incêndio.

MARTINS (2000) contempla no seu trabalho as prescrições da NBR-14323 (1999) para

o dimensionamento de elementos estruturais de aço sob incêndio, no qual estão

incluídas as características dos incêndios, os conceitos relativos às ações e segurança, a

obtenção do TRRF, os tipos de proteção térmica, os procedimentos para a obtenção da

elevação da temperatura nos elementos e os métodos para obtenção das resistências de

cálculo. Também foi desenvolvido um programa para dimensionamento de barras em

situação de incêndio e à temperatura ambiente.

O livro lançado por QUEIROZ et al. (2001) apresenta informações básicas a respeito do

comportamento e propriedades dos materiais empregados nas estruturas mistas. O livro

trata também dos conectores de cisalhamento, vigas mistas, lajes mistas, pilares mistos,

ligações mistas, sistemas resistentes a cargas horizontais em edifícios, estruturas

híbridas e verificação de estruturas mistas em situação de incêndio.

LANDESMANN (2003) desenvolveu um modelo computacional para análise não-linear

elastoplástica de estruturas de aço, planas e aporticadas, em situação de incêndio. O

8

comportamento estrutural foi investigado numericamente por meio de princípios de

plasticidade concentrada, funções de estabilidade, módulos tangentes e superfícies

inelásticas de redução de resistência. Os resultados numéricos, obtidos pelo modelo

computacional desenvolvido, foram validados por meio de comparações com o

Programa SAFIR (FRANSSEN et al., 2000).

HU et al. (2003) fizeram a análise de diversos pilares formados por seções tubulares

preenchidas com concreto convencional por meio de uma análise não-linear e através do

Método dos Elementos Finitos, utilizando-se o programa ABAQUS. Fazem também uma

comparação dos dados obtidos computacionalmente com dados experimentais de outros

autores. Os resultados mostraram que, para seções circulares, os tubos fornecem bom

confinamento ao concreto especialmente com pequenas relações diâmetro-espessura

(D/t < 40). Para seções quadradas, o confinamento não é tão bom quanto nas seções

circulares, especialmente para grandes relações largura-espessura (B/t > 30). O efeito do

confinamento nos tubos quadrados enrijecidos é intensificado, especialmente quando o

espaçamento dos enrijecedores é menor e o diâmetro dos mesmos é maior.

DE SOUZA JUNIOR (2004) fez um estudo comparativo entre o uso de elementos

finitos de viga e de casca na modelagem de vigas simplesmente apoiadas, sujeitas a

flambagem lateral por torção. Apresentou-se um modelo numérico para a simulação

tridimensional do comportamento de estruturas de aço sob incêndio, baseado no

conceito de rótulas plásticas generalizadas. Os resultados demonstraram que o

procedimento proposto pode ser usado como uma forma alternativa de análise 3D de

estruturas sob incêndio, com precisão razoável e baixo esforço computacional.

FERNANDES (2004) apresentou uma ferramenta computacional em linguagem

Fortran, baseada no Método dos Elementos Finitos, para análise não-linear geométrica

de pórticos planos em aço sob ação de incêndio. Foram realizadas análises de elementos

estruturais isolados e pórticos planos, discretizando as estruturas em elementos de barra.

Os resultados numéricos de análises estruturais de barras isoladas e de estruturas

aporticadas planas são apresentados e comparados com os resultados obtidos pelo

programa computacional SAFIR.

Com relação aos materiais de proteção térmica utilizados na indústria do petróleo,

SILVEIRA (2005) fez um estudo propondo alternativas de solução para proteção de

9

estruturas e sistemas elétricos contra o fogo, em uma unidade de craqueamento

catalítico de uma refinaria, através de proteção passiva. O dimensionamento da proteção

passiva de estruturas e sistemas elétricos, com o uso de diversos materiais usados

comercialmente para este fim, foi estimado com base em equações empíricas e para

alguns casos foi feita uma verificação por solução numérica da equação da condução do

calor em meio sólido. Foram determinados quais os materiais mais adequados em cada

caso de aplicação e qual a espessura em que deve ser aplicado, para que a temperatura

no elemento estrutural ou no sistema elétrico não atinja a sua determinada temperatura

crítica, em um período de tempo pré-determinado.

No trabalho desenvolvido por COSTA (2005) determinou-se a resistência à compressão

axial de pilares mistos formados por seções tubulares preenchidas com concreto

refratário de alto desempenho (CRAD), tanto em temperatura ambiente como em

situação de incêndio, comparando com o desempenho de pilares preenchidos por

concreto convencional. A resistência à compressão do CRAD adotado era de 100 MPa.

Um método tabular para o dimensionamento de pilares mistos constituídos por perfis de

aço tubulares preenchidos por CRAD foi apresentado, o qual acompanha a lógica do

método tabular preconizado pelo texto base de revisão da NBR-14323 (2003). Os

resultados apresentaram pilares com maior capacidade resistente ou pilares com menor

seção transversal.

ALVES (2006) empregou um procedimento de cálculo para estimar o comportamento

de pós-flambagem e resistência última de perfis formados a frio com seção em U

enrijecido, submetidos à compressão simples ou flexo-compressão, em combinação com

temperaturas elevadas. As análises numéricas foram efetuadas por meio do Método dos

Elementos Finitos (MEF), discretizando os elementos estruturais através de malhas de

elementos de casca quadrilaterais de quatro nós.

Em continuidade aos estudos sobre os materiais de proteção, GERKEN (2007) fez a

análise térmica de vigas do tipo caixa, com a utilização de perfis formados a frio,

submetidas a altas temperaturas. O objetivo proposto era estudar alternativas na área da

construção civil que permitiriam aumentar a segurança estrutural das edificações

estruturadas em aço, com a utilização de materiais de proteção térmica. Os testes foram

realizados nos perfis sem proteção e, posteriormente, com proteção por fibra projetada,

concreto vermiculítico, lã de rocha, manta cerâmica e placa de gesso. A partir dos

10

resultados obtidos, verificou-se que as placas de gesso apresentaram um melhor

resultado no isolamento, seguida da argamassa de fibra projetada.

MOUÇO (2008) apresentou uma ferramenta computacional de análise avançada para

realização de análise inelástica de estruturas aporticadas de aço e mistas (aço-concreto),

em condição de incêndio. Neste trabalho foi desenvolvido um modelo inelástico para

estruturas mistas, em condição de incêndio, utilizando o método refinado das rótulas

plásticas. No referido trabalho desenvolveu-se uma rotina em linguagem FORTRAN,

denominada Pré-SAAFE, que gerava um arquivo de entrada com os parâmetros

necessários para que o SAAFE (LANDESMANN et al., 2005) - Sistema de Análise

Avançada de Estruturas sob Fogo - realize a análise ao longo do tempo.

CÂMARA NETO (2008) fez a aplicação de uma metodologia numérico-computacional

para a otimização do custo de elementos (vigas e pilares) metálicos e mistos (aço-

concreto), à temperatura ambiente e em situação de incêndio, tendo como variáveis de

projeto: perfis metálicos, armaduras e materiais de proteção térmica disponíveis

comercialmente.

O estudo realizado por CALDAS (2008) teve como objetivo o desenvolvimento e

implementação de modelos numéricos não-lineares para análise térmica e mecânica de

estruturas de aço, concreto e mistas (aço-concreto) em situação de incêndio. Nesse

trabalho foi apresentado um procedimento para análise da resistência de seções de

vigas, colunas e lajes sob incêndio. Além disso, foi implementado um elemento de viga

tridimensional capaz de simular estruturas submetidas ao incêndio, um elemento de

casca composto por camadas para simular lajes de concreto em altas temperaturas e um

elemento de mola para ligações semirígidas acoplado aos elementos de viga.

11

2.2 Proteção térmica em estruturas de refinarias de petróleo Os objetivos principais dos sistemas de proteção contra incêndio em estruturas

industriais de refinarias de petróleo são:

(i) preservar a vida humana;

(ii) evitar as perdas financeiras com a interrupção da produção;

(iii) reduzir as perdas patrimoniais;

(iv) mitigar os impactos ambientais.

Esses sistemas consistem em medidas de proteção ativa (chuveiros automáticos,

detectores de fumaça, etc.) e passiva (aplicação de material de proteção térmica, rota de

fuga, etc.). As medidas a serem adotadas são definidas através de análise de risco de

incêndio, considerando o seu potencial de propagação e suas conseqüências.

Os sistemas de proteção ativa retardam a inflamação generalizada (flashover), com a

atuação dos chuveiros automáticos e da brigada de incêndio. Os sistemas de proteção

passiva complementam a proteção ativa, retardando o aquecimento dos elementos

estruturais com aplicação de materiais isolantes e garantindo a evacuação segura dos

ocupantes por meio de rotas de fuga.

As estruturas projetadas em aço e construídas dentro das unidades de processo são

revestidas com material de proteção passiva contra o fogo (fireproofing). A publicação

API 2218 (1999) apresenta as recomendações para o projeto e aplicação de proteção

térmica nas estruturas de aço localizadas em áreas sujeitas a incêndio. Tais

recomendações se baseiam na probabilidade de ocorrência do incêndio, nos danos

causados pelas chamas e nas características tanto da fonte de ignição quanto dos

equipamentos das unidades de processo.

Uma vez definido o “cenário de incêndio”, a determinação das áreas sujeitas a incêndio

pode ser estabelecida e, em conjunto com o seu grau de severidade, fornecem os

subsídios necessários para a determinação do Tempo Requerido de Resistência ao Fogo

(TRRF) e do tipo de material a ser usado. A partir da análise de um determinado

cenário, é desenvolvida a denominada “envoltória de incêndio”, a qual consiste de um

12

espaço tridimensional pelo qual o equipamento deixa vazar fluido, ou combustível,

inflamável capaz de queimar com duração e intensidade suficiente para causar danos à

propriedade.

A envoltória pode ser definida de forma simplificada aumentando-se radialmente, entre

6 e 12 m, a projeção da fonte de incêndio na direção horizontal e vertical, quando se

tratar de uma liberação de fluidos inflamáveis compostos por hidrocarbonetos (API

2218, 1999). Essas dimensões são usadas no planejamento do projeto e aplicação de

proteção térmica, a fim de se estabelecer quais estruturas e elementos deverão ser

protegidos.

O nível de proteção térmica recomendado pela API 2218 (1999) para os materiais

isolantes baseia-se no código internacional ANSI/UL 1709 (2005), podendo ser

utilizado também outras normas ou procedimentos equivalentes. Este código prescreve

uma metodologia para o ensaio de materiais de proteção térmica submetidos às

condições similares de um incêndio de hidrocarbonetos. Este ensaio de resistência

térmica foi desenvolvido em conjunto com a indústria do petróleo, sendo indicado como

o teste inicial para avaliação do comportamento dos materiais de proteção térmica.

Durante o teste de fogo, a temperatura média dos termopares instalados no elemento

metálico não deve exceder 538ºC e em nenhum ponto ser maior que 649ºC (API 2218,

1999). Sob esta temperatura, o aço perde em torno de 50% da sua resistência e, neste

mesmo instante, o ensaio de resistência térmica padronizado na norma ANSI/UL 1709

(2005) é finalizado. Além desse teste, deve ser realizado o teste de jato de água de

combate a incêndio, conforme estabelecido pela norma ASTM E-119 (2010).

Usualmente, a norma API 2218 (1999) recomenda um período de proteção contra fogo

compreendido entre 1,5 e 3 horas para a maioria das estruturas projetadas em aço,

embora, para os elementos metálicos de suporte de tubulações e esferas de GLP (Gás

Liquefeito de Petróleo), é estipulado um período de 1h e 30 minutos.

Para estruturas que suportam equipamentos com potencial de agravar o sinistro (como,

por exemplo, adicionar combustível) e localizadas na “envoltória de incêndio”, os seus

elementos devem ser providos de proteção térmica, conforme mostrado na Figura 2.1.

Nesse caso, aplica-se o material de proteção térmica em todos os níveis em que estão

localizados tais equipamentos, independente da sua elevação em relação ao solo.

13

Figura 2.1 – Aplicação de fireproofing em estruturas de suporte de equipamentos com

potencial de agravar o incêndio (API 2218, 1999).

Conforme a Figura 2.2, no caso de estruturas que possam acumular líquidos inflamáveis

compostos por hidrocarbonetos, deve-se aplicar o material de proteção térmica até o

nível superior ao pavimento cuja probabilidade de formação de poça de óleo seja

elevada.

Figura 2.2 – Aplicação de fireproofing em estruturas de suporte de equipamentos cujos

pisos podem acumular líquidos inflamáveis (API 2218, 1999).

Aplicar fireproofing sem considerar a elevação do equipamento em relação ao nível do solo

Aplicar fireproofing em todos os elementos estruturais localizados abaixo de equipamentos com potencial de agravar o incêndio

Não aplicar fireproofing em diagonais de travamento que não suportam cargas verticais

Aplicar fireproofing nos suportes de reator

Aplicar fireproofing nos elementos diagonais que suportam cargas verticais

Fireproofing

Reator

Condensadores

Vaso acumulador

Permutadores

Tubulações

Fireproofing

Equipamento sujeito a incêndio

Equipamento não sujeito a incêndio

Piso sujeito ao acúmulo de líquidos inflamáveis

Não aplicar fireproofing em diagonais de travamento que não suportam cargas verticais

Cenário de

incêndio

14

De acordo com a API 2218 (1999), os elementos diagonais de travamento não precisam

ser protegidos quando projetados somente para resistirem às cargas de vento e/ou de

abalos sísmicos. Entretanto, quando projetados para proporcionar uma maior resistência

às ações verticais ou contribuir na estabilidade horizontal dos pilares, estes elementos

devem ser providos de proteção térmica.

Para estruturas que suportam equipamentos não sujeitos a incêndio (Nonfire-Potential

Equipment), porém localizadas nas proximidades de equipamentos sujeitos (Fire-

Potential Equipment), a proteção térmica deve ser aplicada nos elementos de aço até

uma altura de 9 m acima do nível do solo, conforme a Figura 2.3.

Figura 2.3 – Aplicação de fireproofing em estruturas que suportam equipamentos não

sujeitos a incêndio, porém próximas a equipamentos sujeitos (API 2218, 1999).

Os pipe racks localizados em áreas de risco de incêndio devem ser providos de

fireproofing, principalmente quando as suas tubulações conduzirem combustíveis

líquidos e materiais inflamáveis ou tóxicos. De acordo com a Figura 2.4, os pipe racks

que suportam tubulações de diâmetro maior que 15 cm (6 polegadas), ou que possuem

bombas instaladas debaixo das suas tubulações, devem ter seus elementos protegidos

até uma altura de 9 m acima do nível do solo.

Fireproofing



Aplicar fireproofing

Cenário de

incêndio

15

Figura 2.4 – Aplicação de fireproofing em pipe racks (API 2218, 1999).

Os pipe racks projetados para suportarem em seu topo resfriadores a ar devem ter

proteção térmica em todos os seus elementos, independente da sua altura em relação ao

solo, conforme mostrado na Figura 2.5. Observa-se que, nos elementos que não

suportam cargas verticais oriundas do peso próprio do equipamento, a aplicação de

fireproofing é prescindível.

Figura 2.5 – Aplicação de fireproofing em pipe racks que suportam resfriadores a ar

(API 2218, 1999).

Todas as demais estruturas de suportes de equipamentos em geral, quando localizadas

em áreas sujeitas a incêndio, devem ter seus elementos revestidos com material de

proteção térmica. Dentre essas estruturas destacam-se os suportes de trocadores de

calor, vasos de pressão, fornos, caldeiras, torres, reatores e esferas de GLP.

Fireproofing

9 m

Cenário de

incêndio

Aplicar fireproofing nos elementos diagonais que suportam cargas verticais Bombas

Fireproofing

Não aplicar fireproofing nas vigas que não suportam cargas verticais

Aplicar fireproofing nas vigas que suportam cargas verticais

16

2.3 Curvas de incêndio O conhecimento da evolução da temperatura dos gases de um incêndio subsidia a

determinação da ação térmica imposta à estrutura. Esta ação, além de aumentar a

temperatura dos elementos estruturais, ocasiona tanto a perda de capacidade resistente

quanto o aparecimento de esforços oriundos da deformação térmica em estruturas

hiperestáticas.

O incêndio natural pode ser caracterizado por três fases: ignição, aquecimento e

resfriamento. Conforme apresentado na Figura 2.6, a fase inicial (pré-flashover)

caracteriza-se por baixas temperaturas e grande geração de fumaça (i.e., sem grandes

consequências estruturais, mas com elevado risco à vida humana). Na fase de

aquecimento, o instante que antecede o crescimento brusco da temperatura é chamado

de flashover, ou seja, é o momento em que ocorre a “inflamação generalizada”, onde

toda a carga combustível presente no local entra em ignição. Por fim, na fase de

resfriamento, a quantidade de material combustível começa a decair e,

consequentemente, a temperatura dos gases.

A curva real de um incêndio (temperatura x tempo) é de difícil determinação, uma vez

que ela se altera a cada situação estudada, dependendo de diversos fatores, tais como:

tipo, distribuição e quantidade de material combustível, bem como o grau de ventilação

do ambiente. Tendo em vista o seu difícil estabelecimento, uma curva padronizada

internacionalmente, denominada curva de incêndio-padrão (ISO 834-1, 1999), foi

desenvolvida com o intuito de proporcionar um modelo a ser utilizado em pesquisas

experimentais e nos procedimentos dos códigos normativos. Essa curva é utilizada para

incêndios à base de materiais celulósicos. Diferente do comportamento de um incêndio

natural, a curva de incêndio-padrão caracteriza-se pelo crescimento contínuo da

temperatura dos gases ao longo do tempo.

17

Figura 2.6 – Caracterização de um incêndio natural versus incêndio-padrão

(LANDESMANN, 2003).

A Figura 2.7 apresenta duas curvas nominais de incêndio normativas, bem como o

exemplo de uma curva paramétrica típica.

Figura 2.7 – Curvas de incêndio nominais padronizadas e forma típica da curva

paramétrica (EC-1/Parte 1-2, 2002).

18

Vale ressaltar que estas curvas nominais não representam o comportamento real de um

incêndio, sendo utilizadas nos procedimentos normativos por questões práticas. O EC-

1/Parte 1-2 (2002) apresenta um procedimento para determinação de curvas de incêndio

paramétricas, sendo que, para a sua obtenção, se faz necessário conhecer o grau de

ventilação do ambiente em chamas e as características tanto dos materiais de vedação

do compartimento como do material combustível, entre outros.

No presente trabalho, todas as análises térmicas foram desenvolvidas utilizando-se a

curva de incêndio de hidrocarbonetos (curva “H”), por se tratarem de elementos para

aplicação em estruturas industriais de refinarias de petróleo.

2.4 Propriedades térmicas e mecânicas dos materiais sob altas temperaturas

Os materiais, de um modo geral, quando expostos a altas temperaturas sofrem variações

em sua estrutura física e química, ocasionando alterações nas suas propriedades físicas e

mecânicas.

O aço mantém sua integridade básica ao ser submetido a baixas temperaturas. Todavia,

de forma semelhante ao que ocorre com outros materiais empregados na construção civil,

sofre perda progressiva de resistência e rigidez com a elevação da temperatura. Quando o

aço atinge temperaturas próximas a 740ºC, há uma mudança de fase de equilíbrio entre

as ligas metálicas que compõem o material, a qual influencia suas propriedades térmicas;

o aço comum é uma liga de Fe-C, contendo no máximo 2% de carbono em peso, além de

outros elementos de liga presentes na forma de óxidos, sulfetos e fosfetos.

O aumento da temperatura causa uma série de modificações na microestrutura do

concreto, tais como desidratação total ou parcial de alguns hidratos, mudanças na

porosidade e na densidade. A natureza polifásica do concreto conduz à degradação

diferencial do concreto armado, afetando as propriedades mecânicas por meio da

redução da resistência mecânica e do módulo de elasticidade dos materiais constituintes.

O concreto refratário, de acordo com o ACI 547R-79 (1983), é definido como um

material cerâmico composto por agregados refratários e cimento aluminoso, com

capacidade de manter as suas propriedades inalteradas quando exposto a altas

temperaturas (500ºC a 2000ºC). Em condições de temperaturas elevadas, o concreto

19

refratário deve resistir a diversos tipos de solicitações, tais como tensões térmicas e

mecânicas, bem como o ataque de agentes químicos. As propriedades dos concretos

refratários estão condicionadas ao tipo de agregados empregados na sua confecção. Sob

altas temperaturas, ocorrem alterações na composição química e na estrutura física do

agregado, assim como alteração de volume, em virtude da retração e expansão

(SCRIVENER, 1998 apud ALMEIDA, 2009).

Nos itens abaixo são apresentadas as propriedades térmicas e mecânicas do aço e

concreto convencional (CC), em temperaturas elevadas, de acordo com os seguintes

códigos normativos: NBR 14323 (2003), EC-2/Parte 1-2 (2003), EC-3/Parte 1-2 (2003)

e EC-4/Parte 1-2 (2003). Entretanto, para o concreto refratário (CR), adotaram-se as

propriedades disponíveis em BAZANT et al. (1996) e, quando necessário, foram feitas

interpolações lineares com os valores encontrados.

As propriedades térmicas e mecânicas não-lineares do concreto convencional e do aço,

presentes no EC-2/Parte 1-2 (2003) e EC-3/Parte 1-2 (2003), respectivamente,

encontram-se incorporadas no programa computacional SAFIR (FRANSSEN et al.,

2008) e, portanto, foram utilizadas de forma direta nas análises térmica e estrutural. Os

valores optativos simplificados foram apresentados para fins de comparação.

2.4.1 Calor específico O calor específico do aço (ca), o qual corresponde a quantidade de calor, em Joules,

necessária para elevar em 1ºC a temperatura de uma unidade de massa, varia com a

temperatura de acordo com a Figura 2.8. Pode-se constatar que o calor específico do aço

sofre uma mudança de comportamento para temperaturas entre 700ºC e 800ºC. Para esta

faixa de temperaturas, o aço sofre uma mudança de estado físico que é traduzida como

um pico no gráfico, ocasionado pela absorção de energia necessária para tal mudança,

que por sua vez provoca um ligeiro atraso na elevação da temperatura em elementos de

aço submetidos a incêndios. Quando da utilização de modelos simplificados, os códigos

normativos (NBR-14323, 2003 e EC-3/Parte 1-2, 2003) recomendam o uso de um valor

constante e igual a 600 J/kgºC, conforme mostrado no gráfico abaixo.

20

0 200 400 600 800 1000 12000

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Temperatura (ºC)

Cal

or e

spec

ífico

(J/

kgºC

)

Valor optativo simplificado

Figura 2.8 – Calor específico do aço em função da temperatura (EC-3/Parte 1-2, 2003).

O calor específico do concreto convencional de densidade normal (ccn) e de baixa

densidade (ccb), bem como do concreto refratário (ccr), em função da temperatura,

encontram-se ilustrados no gráfico da Figura 2.9, de acordo com o EC-4/Parte 1-2

(2003) e BAZANT et al. (1996), respectivamente.

0 200 400 600 800 1000 12000

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

Temperatura (ºC)

Cal

or e

spe

cífic

o (J

/kgº

C)

CC - baixa densidade (ccb

)

CC - densidade normal (ccn

)

u = 0 %

u = 1,5 %

u = 3 %

CR (ccr)

Figura 2.9 – Calor específico do concreto convencional e refratário em função da

temperatura (EC-4/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al., 1996).

21

Nota-se que a presença de umidade no concreto convencional altera o comportamento

do seu calor específico para temperaturas compreendidas entre 100ºC e 200ºC. Nesse

intervalo de temperaturas, a água presente nos interstícios sofre o processo de

evaporação, absorvendo calor sem a elevação da temperatura. Esta particularidade é

observada no gráfico anterior, onde se tem uma elevação brusca do calor específico a

partir de 100ºC, atingindo um pico a 130ºC e retornando rapidamente à curva inicial a

200ºC. Para os teores de umidade igual a 0%, 1,5% e 3,0% da massa de concreto, o EC-

2/Parte 1-2 (2003) recomenda os valores de pico igual a 900 J/kgºC, 1470 J/kgºC e 2020

J/kgºC, respectivamente. O valor do calor específico do concreto de baixa densidade

(ccb), segundo o EC-4/Parte 1-2 (2003) e a NBR-14323 (2003), pode ser considerado

independente da temperatura e igual a 840 J/kgºC.

De acordo com ACI 547R-79 (1979) e BAKKER (1978) apud BAZANT et al. (1996), o

calor específico do concreto refratário de densidade normal (ccr) cresce com a

temperatura, variando de 837,36 J/kgºC (40ºC) a 1214,17 J/kgºC (1370ºC). Pode-se

admitir o calor específico do concreto refratário de baixa densidade como sendo igual ao

do concreto de densidade normal.

Neste trabalho considerou-se um concreto convencional de densidade normal com teor

de umidade igual a 3,0% e, portanto, o seu calor específico, para temperaturas entre

100ºC e 200ºC, apresenta um valor de pico igual a 2020 J/kgºC. Com relação ao calor

específico do concreto refratário, considerou-se que o mesmo cresce de forma linear

com o aumento da temperatura, desde 837,36 a 40ºC até 1214,17 a 1370ºC, conforme

apresentado na Figura 2.9.

2.4.2 Condutividade térmica A elevada condutividade térmica do aço proporciona uma rápida propagação de calor

nos elementos estruturais sob condições de incêndio. A condutividade térmica do

concreto convencional depende: (i) dos seus materiais constituintes, (ii) do teor de

umidade, (iii) do tipo de agregado, (iv) do seu traço e (v) do tipo de cimento. O aço, à

temperatura ambiente, possui uma condutividade térmica de aproximadamente 54

W/mºC, já o concreto convencional possui uma condutividade da ordem de 2 W/mºC. A

Figura 2.10 apresenta a variação da condutividade térmica do aço (λa) com a

temperatura, assim como o valor constante a ser usado nos modelos simplificados de

22

cálculo, conforme os seguintes códigos normativos: EC-3/Parte 1-2 (2003) e NBR-

14323 (2003).

0 200 400 600 800 1000 12000

10

20

30

40

50

60

Temperatura (ºC)

Con

dutiv

idad

e té

rmic

a (W

/mºC

)

λa = 45 W/mºC (Valor simplificado)

Figura 2.10 – Condutividade térmica do aço em função da temperatura

(EC-3/Parte 1-2, 2003).

De acordo com o EC-2/Parte 1-2 (2003), a condutividade térmica do concreto de

densidade normal (λcn) pode ser determinada por duas expressões, as quais

correspondem ao limite inferior (LI) e superior (LS). O EC-4/Parte 1-2 (2003)

recomenda, para estruturas mistas aço-concreto, a expressão definida para o limite

superior.

A condutividade térmica de um material depende tanto da sua composição quanto da

sua porosidade e temperatura. A porosidade influencia de forma significativa a

condutividade térmica de concretos refratários (λcr), principalmente em concretos

refratários leves. Esta propriedade térmica do concreto refratário é geralmente similar,

ou um pouco menor, do que a condutividade térmica dos seus agregados (BAZANT et

al., 1996).

Para concretos refratários produzidos com cimento aluminoso e agregados de chamotas,

os valores da condutividade térmica estão compreendidos entre 0,64 e 1,1 W/mºC.

Todavia, para concretos refratários feitos com minério de cromo-magnésio, sillimanite,

23

bauxita calcinada, magnésio sinterizado, corundum fundido e magnésio fundido têm-se

os seguintes valores respectivos: 1,16; 1,45; 1,74; 1,74; 2,33; 3,49 W/mºC (PETZOLD e

RÖHRS, 1970 apud BAZANT et al., 1996).

A Figura 2.11 contempla a variação da condutividade térmica do concreto de densidade

normal com a temperatura, apresentando os dois limites e o valor a ser usado nos

modelos simplificados, bem como a variação da condutividade térmica do concreto de

baixa densidade (λcb) e do concreto refratário aluminoso com agregados de chamotas.

0 200 400 600 800 1000 12000,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

Temperatura (ºC)

Co

ndut

ivid

ade

térm

ica

(W/m

ºC)

CC - baixa densidade (λcb)

CC - densidade normal (λcn

) - LI

CC - densidade normal (λcn

) - LS

λcn = 1,6 W/mºC (valor simplificado)

CR (λcr)

Figura 2.11 – Condutividade térmica do concreto convencional e refratário em função

da temperatura (EC-4/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al., 1996).

No presente trabalho adotou-se a condutividade térmica do concreto convencional, em

função da temperatura, definida pelo limite superior (LS), de acordo com a orientação

do EC-4/Parte 1-2 (2003). Entretanto, para o concreto refratário, utilizou-se o valor

constante igual a 0,64 W/mºC, conforme ilustrado na Figura 2.11.

24

2.4.3 Massa específica De acordo com o EC-3/Parte 1-2 (2003) e a NBR-14323 (2003), a massa específica do

aço (ρa) pode ser considerada independente da temperatura e igual a 7850 kg/m³.

Segundo o EC-2/Parte 1-2 (2003), a variação da massa específica do concreto

convencional de densidade normal (ρcn) com a temperatura é influenciada pela perda de

umidade. Porém, de acordo a NBR-14323 (2003), a massa específica do concreto de

densidade normal pode ser considerada independente da temperatura e igual a 2400 kg/m³.

O EC-4/Parte 1-2 (2003) e a NBR-14323 (2003) estabelecem que a massa específica do

concreto de baixa densidade (ρcb) pode ser considerada independente da temperatura e

varia de 1600 kg/m³ a 2000 kg/m³.

A densidade no concreto refratário (ρcr) representa uma medida indireta de sua

capacidade térmica ou habilidade para armazenar calor (SCRIVENER, 1998 apud

ALMEIDA, 2009). De acordo com SCHNEIDER (1982) apud ALEMIDA (2009),

temperaturas elevadas diminuem a densidade de concretos refratários feitos com

agregados de quartzito, basalto e xisto expandido (de 2,3 g/cm³ a temperatura ambiente,

para 2,1 g/cm³ a 800°C). A diminuição na densidade inicial é devida, principalmente, à

eliminação de água, ao passo que, em altas temperaturas, ela é decorrente do aumento

do volume causado pela expansão térmica do agregado de quartzito. Posteriormente, em

torno de 1400°C, a sinterização se inicia e a densidade é aumentada para 2,2 g/cm³.

A Figura 2.12 apresenta a variação da massa específica do concreto convencional,

conforme o EC-2/Parte 1-2, 2003, e do concreto refratário, de acordo com SCHNEIDER

(1982) apud ALEMIDA (2009), as quais foram empregadas nas análises termo-

mecânicas realizadas neste trabalho.

25

1800

2000

2200

2400

0 200 400 600 800 1000 1200

Temperatura (ºC)

Ma

ssa

esp

ecífi

ca (

kg/m

³)

CC - densidade normal (ρ cn)

CR (ρ cr)

Figura 2.12 – Variação da massa específica do concreto convencional e refratário com

a temperatura (EC-2/Parte 1-2, 2003; SCHNEIDER, 1982 apud ALEMIDA, 2009).

2.4.4 Alongamento Nos modelos analíticos simplificados de cálculo, a expansão térmica dos materiais, em

muitos casos, é negligenciada. Entretanto, quando da utilização de modelos avançados,

a expansão térmica dos elementos estruturais atingidos diretamente pelo fogo é resistida

pela parte da estrutura menos aquecida, conferindo-lhe um comportamento fidedigno ao

real. Dessa forma, se faz necessário apreciar a expansão térmica dos materiais de

construção, observando-se a variação dos seus coeficientes de expansão entre si e com a

temperatura.

A Figura 2.13 apresenta o alongamento térmico do aço e de alguns tipos de concreto em

função da temperatura, conforme as oritentações do EC-3/Parte 1-2 (2003) e do EC-

4/Parte 1-2 (2003), respectivamente. Observa-se que os coeficientes de dilatação térmica

do aço e dos concretos são similares em temperatura ambiente, começando a diferir a

partir de temperaturas superiores a 200ºC, para o composto por agregado calcário, e

400ºC, para o composto por agregado silicoso.

26

0 200 400 600 800 1000 12000,000

0,004

0,008

0,012

0,016

0,020

Temperatura (ºC)

Alo

ngam

ent

o (∆

l/l) CC - agregado silicoso

CC - agregado calcário

CC - baixa densidade

Aço

Figura 2.13 – Alongamento do aço e concreto convencional em função da temperatura

(EC-3/Parte 1-2, 2003; EC-4/Parte 1-2, 2003).

Com relação ao concreto refratário, o seu comportamento da expansão e retração é

bastante complexo. Quando da medição de sua expansão térmica, observa-se que,

durante o primeiro aquecimento, ocorre retração ao invés de expansão em determinados

intervalos de temperatura. Esses intervalos de temperatura correspondem,

aproximadamente, aos intervalos da reação de desidratação do cimento (BAZANT et

al., 1996).

Os concretos refratários de densidade normal, de um modo geral, apresentam uma

retração permanente inferior a 1,0 % depois de aquecido a 1093°C, ao passo que, para a

temperatura de 1649°C, ocorre expansão permanente de 0,7%. Já os concretos

refratários de baixa densidade apresentam uma retração permanente linear inferior a

1,5%, quando aquecidos a 1232ºC e logo após resfriados (ACI 547R-79, 1983).

Nas análises termo-mecânicas realizadas neste trabalho, através dos procedimentos

analíticos de cálculo presentes na NBR-14323 (2003), a expansão térmica dos elementos

estruturais é negligenciada. Entretanto, nas análises numéricas desenvolvidas com o

auxílio do programa SAFIR, empregaram-se, de forma direta, os alongamentos do aço e

do concreto convencional com agregado silicoso, conforme definidos na Figura 2.13. Em

virtude de o programa SAFIR não permitir que o usuário defina as propriedades

27

mecâncias dos materiais, ou modifique as nele incorporadas, adotou-se para o concreto

refratário o mesmo alongamento térmico definido para o concreto convencional com

agregados silicosos.

2.4.5 Resistência mecânica A maioria dos materiais de construção sofre uma perda progressiva de resistência e

rigidez quando submetidos a elevadas temperaturas, uma vez que ocorre a degeneração

das suas características físicas e químicas. Esse processo de degeneração pode ser

observado na variação das curvas tensão-deformação dos materiais.

A Figura 2.14 apresenta as relações normalizadas do aço em relação à tensão de

escoamento à temperatura ambiente (20ºC).

Figura 2.14 – Curvas tensão-deformação do aço em função da temperatura.

O EC-3/Parte 1-2 (2003) prescreve um modelo linear-elíptico-plástico, apresentado na

Figura 2.15, para representar a relação tensão-deformação do aço em temperaturas

elevadas, considerando uma deformação limite de 2% (εy,θ) para definir o escoamento

(independente da temperatura) e uma taxa de aquecimento entre 2ºC/min e 50ºC/min.

Essa relação é usada tanto para a determinação da resistência à tração quanto à

compressão. Observa-se que a curva proposta pelo EC-3/Parte 1-2 (2003) é definida

pelos seguintes parâmetros: módulo de elasticidade do aço (Ea,θ), limite de

proporcionalidade (fp,θ), resistência ao escoamento do aço (fy,θ), deformação

f y,θ /

f y

Deformação (εy,θ)

28

correspondente ao limite de proporcionalidade (εp,θ = fp,θ / Ea,θ), deformação limite de

escoamento (εt,θ = 15%) e deformação última (εu,θ = 20%).

Figura 2.15 – Relação tensão-deformação (σ x ε) do aço em temperaturas elevadas

(EC-3/Parte 1-2, 2003).

A variação com a temperatura da resistência ao escoamento do aço, do módulo de

elasticidade e do limite de proporcionalidade é representada pelos seus fatores de

redução relativos aos valores à temperatura ambiente, conforme o gráfico da Figura

2.16.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 200 400 600 800 1000 1200

Temperatura (ºC)

Fa

tor

de re

duçã

o

ky,θ = fy,θ / fy

kE,θ = Ea,θ / Ea

kp,θ = fp,θ / fy

Figura 2.16 – Fatores de redução das propriedades mecânicas do aço com a temperatura

(EC-3/Parte 1-2, 2003).

29

Segundo o EC-2/Parte 1-2 (2003), a relação tensão-deformação do concreto sob

compressão (em temperaturas elevadas) é definida por dois parâmetros: tensão máxima

de compressão (fc,θ) e deformação correspondente a esta tensão (εc1,θ). Tal relação está

ilustrada na Figura 2.17.

Figura 2.17 – Relação tensão-deformação (σ x ε) do concreto sob compressão em

temperaturas elevadas (EC-2/Parte 1-2, 2003).

A relação tensão-deformação do concreto de densidade normal com agregados silicosos,

para diversas temperaturas, pode ser observada na Figura 2.18.

Figura 2.18 – Relação tensão-deformação do concreto de densidade normal com

agregados silicosos e ramo descendente linear (EC-2/Parte 1-2, 2003).

30

A Figura 2.19 apresenta os fatores de redução da resistência à compressão (kc,θ), em

função da temperatura, do concreto de densidade normal (EC-2/Parte 1-2, 2003) e do

concreto de baixa densidade (EC-4/Parte 1-2, 2003).

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 200 400 600 800 1000 1200

Temperatura (ºC)

Fa

tor d

e re

duçã

o -

k c,θ

CC - agregados calcários

CC - agregados silicosos

CC - baixa densidade

Figura 2.19 – Fatores de redução da resistência à compressão do concreto em

temperaturas elevadas (EC-2/Parte 1-2, 2003; EC-4/Parte 1-2, 2003).

Os concretos refratários apresentam muitas similaridades quando comparado com o

concreto produzido com cimento Portland comum. Todavia, para temperaturas

superiores a 1000ºC, as quais estão bem além do campo de atuação do concreto comum,

as características dos materiais constituintes podem variar, influenciando as suas

propriedades.

Para a maioria dos concretos refratários, um melhor desempenho à compressão é obtido

para temperaturas de queima maiores do que 1000oC, pois sob estas temperaturas as

ligações cerâmicas são formadas. Alguns concretos refratários alcançam valores de

resistência à compressão pós-queima maiores que os medidos em amostras não-

queimadas (PETZOLD e RÖHRS, 1970 apud ALMEIDA, 2009).

PETZOLD e RÖHRS (1970) apud BAZANT et al. (1996) realizaram diversas

investigações em concretos refratários feitos com cimento aluminoso, objetivando

conhecer a variação da resistência à compressão com a temperatura. Os resultados

dessas investigações, para diversos tipos de agregados, podem ser observados em forma

de gráfico conforme a Figura 2.20.

31

0

10

20

30

40

50

60

0 200 400 600 800 1000 1200 1400

Temperatura (ºC)

Res

istê

nci

a à

co

mp

ress

ão

(M

Pa

)(a)

(d)

(b)

(e)

(c)

Figura 2.20 – Resistência à compressão pós-queima de concretos refratários produzidos

com cimento aluminoso e agregados de: (a) cromita; (b), (c) e (d) chamota; (e)

corundum (PETZOLD e RÖHRS, 1970 apud BAZANT et al., 1996).

O concreto refratário produzido com cimento aluminoso tem a sua resistência à

compressão decrescente com o aumento da temperatura. Tal decréscimo atinge valores

mínimos entre 1000 °C e 1200 °C. Essa redução de resistência pode ser explicada pelas

transformações de natureza química que ocorrem nos minerais hidratados presentes

nesse cimento. A desidratação do cimento promove a formação de partículas muito

finas (desidratadas) que são capazes de reagir no estado sólido e que formam novos

produtos químicos na interface com os agregados. Após a formação das ligações

cerâmicas, as quais ocorrem a uma temperatura de aproximadamente 1200°C, a

resistência à compressão do concreto refratário passa a aumentar (BAZANT et al.,

1996).

Na avaliação do desempenho termo-mecânico dos elementos mistos empregaram-se

dois tipos de concreto: convencional de densidade normal com agregados silicosos (EC-

2/Parte 1-2, 2003) e refratário aluminoso com agregados de chamotas (BAZANT et al.,

1996). A variação da resistência à compressão do concreto refratário aluminoso

(agregados de chamotas) com a temperatura encontra-se ilustrada na Figura 2.21, por

meio dos fatores de redução. Para fins comparativos, a figura contempla também os

fatores de redução do concreto convencional com agregados silicosos.

32

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

0 200 400 600 800 1000 1200

Temperatura (ºC)

Fa

tor

de

redu

ção

CR

CC

Figura 2.21 – Comparação entre os fatores de redução da resistência à compressão do

concreto convencional e refratário aluminoso (EC-2/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al.,

1996).

Diante do gráfico anterior, observa-se que, para temperaturas entre 20ºC e 600ºC, a

redução da resistência à compressão do concreto convencional, com o aumento da

temperatura, ocorre de forma mais suave em relação à redução do concreto refratário.

Porém, para temperaturas a partir de 600ºC, ocorre o inverso e a resistência à

compressão do concreto convencional tende a zero, alcançando este valor a 1200ºC. Por

sua vez, o concreto refratário apresenta um ganho de resistência para temperaturas a

partir de 900ºC, decorrente do processo de formação de ligações cerâmicas.

33

CAPÍTULO 3

3 METODOLOGIA DE ANÁLISE 3.1 Introdução geral Os códigos normativos vigentes sobre o tema orientam que a determinação da

resistência de elementos estruturais em situação de incêndio deve ser feita através de

resultados de ensaios ou por meio de métodos analíticos e avançados de cálculo,

podendo ser obtida também por método tabular ou uma combinação entre ensaios e os

referidos métodos.

De forma geral, os métodos analíticos consistem em procedimentos baseados na carga

de plastificação da seção transversal e na estabilidade do elemento estrutural. No caso

da resistência em situação de incêndio, tais métodos levam em consideração a

degradação das propriedades mecânicas dos materiais com a elevação da temperatura,

porém não consideram o efeito da expansão térmica.

O método tabular possui diversos parâmetros restritivos e consiste no uso de tabelas,

cujos dados de entrada são: TRRF, tipo de seção transversal e nível de carga.

Os métodos avançados proporcionam uma análise realística de toda a estrutura e são

baseados em métodos numéricos como, por exemplo, o Método dos Elementos Finitos

(MEF). A análise avançada é dividida em duas etapas: (i) a primeira consiste no

desenvolvimento e distribuição da temperatura nos elementos estruturais (análise

térmica), (ii) a seguinte consiste na determinação da resposta termo-mecânica da

estrutura (análise estrutural).

A Figura 3.1 apresenta a metodologia empregada nesta dissertação para avaliar o

desempenho termo-mecânico dos elementos de aço e mistos em situação de incêndio.

Conforme apresentado nesta figura, a primeira etapa consiste em obter a distribuição do

campo de temperaturas nas seções transversais dos elementos (análise térmica

transiente). A etapa seguinte consiste em: (i) obter o tempo de falha estrutural dos

elementos isolados para um determinado nível de carregamento (análise estrutural) e (ii)

determinar a variação do esforço resistente com o tempo transcorrido de incêndio.

34

Figura 3.1 – Metodologia de análise termo-mecânica.

As análises térmicas e estruturais foram desenvolvidas através de simulações numéricas

empregando-se o MEF, com o auxílio do programa computacional SAFIR (FRANSSEN

et al., 2008). Entretanto, a variação da resistência estrutural dos elementos de aço e

mistos (aço-concreto), com o tempo transcorrido de incêndio, foi obtida utilizando-se os

procedimentos analíticos de cálculo prescritos pela NBR-14323 (2003).

3.2 Análise numérica – Programa SAFIR 3.2.1 Generalidades O SAFIR (FRANSSEN et al., 2008) é um programa computacional desenvolvido para

análise de estruturas, planas e tridimensionais, à temperatura ambiente e em situação de

incêndio. Este programa, desenvolvido com base na formulação geral do MEF,

incorpora as propriedades térmicas e mecânicas do aço e concreto, em temperaturas

elevadas, prescritas pelos EC-2/Parte 1-2 (2003) e EC-3/Parte 1-2 (2003), conforme

apresentado no Capítulo 2.

Essa ferramenta computacional permite a utilização de diversos tipos de elementos

finitos, procedimentos de cálculo, materiais e curvas de incêndio. O programa pode ser

utilizado para três diferentes tipos de análises: térmica, torsional e estrutural. Os efeitos

da não-linearidade física e geométrica são levados em considerações nas análises, bem

Análise Térmica (MEF – Programa SAFIR)

Elevação da temperatura dos gases do incêndio

Determinação do campo de temperaturas na seção

Análise Estrutural (MEF – SAFIR)

Trajetória de equilíbrio do elemento

Verificação do tempo de falha

Resistência mecânica (NBR 14323)

Variação da resistência com o tempo

Pilar Viga

35

como a consideração dos efeitos dos grandes deslocamentos e da expansão térmica.

Com a sua utilização é possível obter um campo de temperaturas não-uniforme na seção

transversal dos elementos, assim como a evolução dos deslocamentos, deformações e

tensões em função do tempo transcorrido de incêndio.

3.2.2 Análise térmica a) Considerações gerais A distribuição do campo de temperaturas na seção de um elemento é obtida através da

aplicação do MEF nos princípios gerais dos processos de transferência de calor. Os

mecanismos de transferência de calor são: condução, convecção e radiação.

A equação da condução de calor bidimensional, em regime transiente, é dada por:

t

TρcQ

y

T

x

Tc2

2

2

2

∂∂=+

∂∂λ+

∂∂λ ou

t

TρcQT c

2

∂∂=+∇λ Eq. (3.1)

onde: λ – condutividade térmica do material; T – temperatura; Qc – quantidade de calor

gerado no material por unidade de volume; ρ – densidade do material; c – capacidade

térmica; t – tempo.

O fluxo de calor por convecção é determinado através da Lei de Resfriamento de

Newton, traduzida pela seguinte expressão:

( )∞−= TThq sc Eq. (3.2)

onde: h – coeficiente de transferência de calor por convecção; Ts – temperatura na

superfície do corpo; T∞ – temperatura ambiente nas proximidades do corpo.

A transferência de calor por radiação é determinada pela Lei de Stephan-Boltzmann,

conforme a expressão:

( ) ( )[ ]4s

4s

ssr 273T273Tσε

s

Tλq +−+⋅⋅=

∂∂

⋅−= ∞ Eq. (3.3)

sendo: εs – emissividade da superfície do corpo; σ – constante de Stephan-Boltzmann.

36

O MEF resolve por aproximação as Eqs. 3.1, 3.2 e 3.3 na forma variacional. Como a

solução dada pelo MEF é por definição aproximada, tais equações não são satisfeitas

exatamente para os resultados encontrados, gerando um resíduo do domínio

discretizado. Sendo assim, a proposta do MEF é ponderar este resíduo no domínio

usando funções de ponderação. Dentre os métodos de ponderação usualmente

empregados, o programa SAFIR utiliza o método dos resíduos ponderados de Galerkin,

onde as funções de ponderação correspondem às funções de forma. A vantagem desse

método, sobre os demais, é a obtenção das matrizes de capacitância e condutância

térmica simétricas.

Abaixo constam, de forma resumida, algumas características dos elementos finitos

empregados nas análises térmicas desenvolvidas neste trabalho. Foram utilizados

elementos finitos triangulares e quadriláteros.

b) Elemento finito triangular O elemento finito triangular utilizado pelo programa SAFIR é composto por três nós,

conforme a Figura 3.2, sendo que cada nó possui um grau de liberdade correspondente à

temperatura nodal. As funções de forma são lineares, possuindo valor unitário no nó

analisado e zero nos demais.

1

2

x

y

3

(a)

1

x

y

1

3

2

N1

(b)

Figura 3.2 – Elemento finito triangular: (a) geometria do elemento e (b) função de

forma típica.

37

A distribuição de temperaturas no interior do elemento é linear e a expressão para a sua

determinação em um ponto qualquer, em termos de coordenadas cartesianas x e y, pode

ser escrita da seguinte forma:

cybxaT ++= Eq. (3.4)

sendo a, b e c constantes. Considerando as temperaturas nos nós como sendo T1, T2 e T3,

os valores das constantes a, b e c são determinadas substituindo as temperaturas nodais

conhecidas na Eq. 3.4. Desta forma, tem-se:

111 cybxaT ++=

222 cybxaT ++=

333 cybxaT ++= Eq. (3.5)

onde xi, yi, e zi são as coordenadas do nó i. Resolvendo o sistema de equações acima e

substituindo os valores de a, b e c na Eq. 3.4, tem-se:

( ) ( ) ( )[ ]333322221111 TyxTyxTyxA2

1T γ+β+α+γ+β+α+γ+β+α= Eq. (3.6)

onde A é a área do elemento dada pela Eq. 3.7 e os valores de α1, β1 e γ1, por exemplo,

estão apresentados nas Eqs. 3.8 (a), (b) e (c). Os demais valores de αi, βi e γi são obtidos

permutando-se os índices subscritos.

( )231231133221 yxyxyxyxyxyx2

1A −−−++= Eq. (3.7)

23321 yxyxα −=

321 yy −=β

231 xx −=γ

Eq. (3.8)

As funções de forma são escritas da seguinte forma:

( ) 3 2, 1, i , yxA2

1N iiii =γ+β+α= Eq. (3.9)

A matriz de rigidez do elemento finito triangular é dada por:

( ) 2,3 1, j e 3 2, 1, i , dAA4

kK

A

jiji2ij ==γγ+ββ= ∫ Eq. (3.10)

38

Essa matriz de rigidez é simétrica e a sua determinação, nos casos em que a

condutividade térmica varia com a temperatura, somente é possível através da aplicação

de métodos numéricos de integração. O programa SAFIR utiliza o método das

diferenças finitas.

c) Elemento finito quadrilátero O elemento finito quadrilátero de 4 nós utilizado pelo programa SAFIR encontra-se

ilustrado na Figura 3.3. Embora o elemento apresentado abaixo possua os lados

paralelos, o programa SAFIR permite a utilização de elementos quadriláteros de

qualquer geometria. As funções de forma desse elemento, em termos das coordenadas

paramétricas (ξ,η), são:

( )( ) 4 3, 2, 1, i , ηη1ξξ14

1N iii =++= Eq. (3.11)

(a)

1

x

y

1

3

2

N1

4

(b)

Figura 3.3 – Elemento finito quadrilátero: (a) geometria do elemento parametrizado e

(b) função de forma típica.

3.2.3 Análise estrutural a) Considerações gerais O programa SAFIR permite a modelagem 2D e 3D de estruturas utilizando-se, de forma

combinada, diferentes tipos de elementos finitos. As ligações entre elementos adjacentes

podem ser consideradas como sendo rígidas ou rotuladas, não sendo possível a

modelagem de ligações semirígidas.

39

As seções transversais dos elementos estruturais são divididas segundo o modelo das

fibras. No referido modelo, quando da integração das equações de equilíbrio, a seção do

elemento é dividida em fibras permitindo que a mesma tenha diferentes valores de

temperatura, tensões e deformações. Os efeitos da fluência são considerados de forma

implícita nas curvas tensão-deformação.

As análises são desenvolvidas considerando tanto a elevação da temperatura dos

elementos, obtida na análise térmica, como a variação não-linear das propriedades

mecâncias dos materiais. Para cada intervalo de tempo pré-definido, o programa calcula

os esforços internos e verifica o equilíbrio estrutural, com atualização da geometria da

estrutura. Os cálculos prosseguem até o momento em que a matriz de rigidez da

estrutura deixa de ser positivo-definida. Dessa forma, o instante em que ocorre essa

interrupção é considerado o tempo de falha estrutural.

Conforme mencionado no Capítulo 2, o programa SAFIR não permite que o usuário

defina as propriedades mecânicas dos materiais ou modifique as nele incoporadas. Desta

forma, nas análises estruturais dos elementos mistos compostos por concreto refratário

adotaram-se as propriedades mecâncias do concreto convencional, sendo uma hipótese

conservadora para o primeiro, pois o seu elevado desempenho sob altas temperaturas

será negligenciado.

Abaixo constam algumas considerações sucintas sobre o elemento finito de viga-coluna

empregado na análise estrutural dos elementos objetos de estudo desse trabalho.

b) Elemento finito de viga-coluna O elemento finito de viga-coluna espacial presente no programa SAFIR adota na sua

formulação as seguintes considerações:

(i) Hipótese de Bernoulli – a seção transversal do elemento permanece plana sob

flexão;

(ii) A plastificação ocorre somente na direção longitudinal do elemento;

(iii) A torção é considerada não uniforme.

40

A geometria do elemento finito de viga-coluna espacial é definida, conforme a Figura

3.4, pela posição de três nós: um nó em cada extremidade, N1 e N2, com 7 graus de

liberdade (3 translações, 3 rotações e um empenamento) e um terceiro nó, N4, que

define a posição do eixo y local do elemento. O nó N3 é usado para suportar um

adicional grau de liberdade de translação axial.

x

z

y

N1 N3

N2

N4

3

6

1 4

x 2

5

7

1 x

Figura 3.4 – Elemento finito de viga-coluna espacial: (a) nós e eixos locais do

elemento, (b) graus de liberdade dos nós N1 e N2 e (c) grau de liberdade do nó N3.

As integrações para o cálculo da matriz de rigidez do elemento, ao longo do seu

comprimento, são feitas utilizando o Método de Gauss, ao passo que a integração na

seção transversal é feita segundo o modelo das fibras. Durante o processo de integração,

a relação tensão-deformação de cada fibra é analisada. Dessa forma, é possível simular

o efeito da plastificação gradual no elemento.

3.3 Resistência dos elementos estruturais O esforço resistente de cálculo em situação de incêndio, obtido a partir de qualquer

método de dimensionamento, não pode ser tomado com valor superior ao esforço

resistente de cálculo à temperatura ambiente.

Neste trabalho, os pilares terão as suas resistências avaliadas através da força resistente à

compressão axial (NRd), ao passo que as vigas através do momento fletor máximo

resistente de plastificação da seção transversal (Mmax,pl,Rd), conforme a NBR-14323 (2003)

As vigas mistas de aço e concreto que as normas vigentes abordam consistem em um

componente de aço, que pode ser um perfil I ou uma treliça, com uma laje de concreto

acima de sua face superior. Entretanto, no presente trabalho, a concepção de viga mista

consiste em um perfil de aço parcialmente ou totalmente revestido com concreto. Desta

(a) (b) (c)

41

forma, do ponto de vista estrutural, tais vigas trabalharão de forma similar a um pilar

misto sujeito à flexão composta e, portanto, a sua resistência à flexão pode ser

determinada pelo mesmo procedimento apresentado para o momento fletor resistente de

plastificação de pilares mistos.

Para a obtenção da força axial resistente de pilares mistos sob incêndio, o procedimento

analítico normativo (NBR-14323, 2003) prescreve que deve ser adotado o módulo de

elasticidade secante do concreto em situação de incêndio (Ecu,θ), o qual é definido como

sendo a razão entre a tensão máxima de compressão em função da temperatura (fc,θ) e a

deformação correspondente a esta tensão (εc1,θ). Sendo assim, por não se terem

disponíveis as deformações correspondentes às tensões máximas de compressão do

concreto refratário (em função da temperatura) adotaram-se os valores das deformações

do concreto convencional, conforme definido pelo EC-2/Parte 1-2 (2003). Neste

sentido, esta consideração no procedimento de cálculo é conservadora para o concreto

refratário, visto que este material apresenta elevada performance a altas temperaturas,

em comparação ao concreto convencional. Entretanto, os fatores de redução da

resistência à compressão do concreto refratário, definidos na Figura 2.21, foram

incorporados nos procedimentos analíticos de cálculo.

3.4 Modelos estruturais Neste item apresentam-se os modelos estruturais adotados para a avaliação do

desempenho termo-mecânico sob incêndio dos elementos estruturais de aço e mistos

(aço-concreto). Considera-se que tanto os pilares como as vigas sejam integrantes de

uma estrutura industrial de suporte de tubulação, situada dentro de uma área sujeita a

incêndio por todos os lados.

3.4.1 Viga O modelo estrutural adotado para a avaliação do desempenho termo-mecânico das vigas

encontra-se ilustrado na Figura 3.5. A simulação numérica das vigas mistas e de aço foi

feita discretizando-as em 10 elementos finitos de viga-coluna e considerando um

intervalo de tempo, ∆t, igual a 30 segundos.

42

Além da carga de peso próprio (Plinear) e da ação do fogo, considerou-se na análise

estrutural uma carga uniformemente distribuída (q), de tal forma que o momento fletor

máximo no meio do vão (Mv = qL²/8) seja igual a 50% do momento fletor máximo

resistente de plastificação à temperatura ambiente (Mmax,pl,Rd). Desta forma, a carga

uniformemente distribuída é dada por: q = 4 Mmax,pl,Rd / L². Para a viga VM_PPR, q =

72,96 kN/m, ao passo que, para a viga VA_PRF, q = 70,08 kN/m.

L = 500 cm

Plinear + q

Figura 3.5 – Modelo estrutural da viga sob ação de carga estática e do fogo.

3.4.2 Pilar O modelo estrutural adotado para os pilares encontra-se ilustrado na Figura 3.6. Em

todos os pilares, considerou-se uma imperfeição geométrica inicial, δ0, igual a L/1000.

A carga aplicada no topo corresponde a 50% da força axial de compressão resistente de

cálculo à temperatura ambiente (0,5 NRd). A simulação numérica dos pilares mistos e de

aço foi feita discretizando-os em 10 elementos finitos de viga-coluna e considerando um

intervalo de tempo, ∆t, igual a 30 segundos.

L/1000

0,5 NRd

L =

30

0 cm

Figura 3.6 – Modelo estrutural do pilar com imperfeição geométrica inicial sob ação de

carga estática e do fogo.

43

CAPÍTULO 4

4 APLICAÇÕES PARA ESTRUTURAS INDUSTRIAIS DE REFINARIAS DE PETRÓLEO

4.1 Introdução geral Neste capítulo apresentam-se as tipologias de seções transversais propostas e adotadas

para os pilares e as vigas, bem como os resultados obtidos através das análises

numéricas (térmica e estrutural) e dos procedimentos analíticos de cálculo.

Na avaliação do desempenho termo-mecânico sob incêndio dos elementos estruturais

mistos empregaram-se dois tipos de concreto: convencional de densidade normal com

agregados silicosos (EC-2/Parte 1-2, 2003) e refratário aluminoso com agregados de

chamotas (BAZANT et al., 1996). Para ambos os concretos, adotou-se uma única

resistência característica à compressão de valor igual a 30 MPa e a massa específica,

para o cálculo do peso próprio, foi tomada igual a 2300 kg/m³ (EC-2/Parte 1-2, 2003).

Os elementos estruturais de aço avaliados foram protegidos contra o fogo através da

aplicação de argamassa de cimento Portland e concreto refratário aluminoso, formando

uma proteção do tipo contorno com 50 mm de espessura. Em virtude de não se terem

disponíveis as propriedades térmicas da argamassa, adotaram-se as propriedades do

concreto de baixa densidade (EC-4/Parte 1-2, 2003) apresentadas anteriormente no

Capítulo 2, embora a condutividade térmica da argamassa de cimento Portland seja maior

que a do concreto de baixa densidade. Na prática, as elevações da temperatura nas seções

metálicas revestidas por argamassa serão maiores que as estimadas através desta

consideração. Para a obtenção do peso próprio dos elementos estruturais de aço protegidos,

a massa específica do fireproofing foi tomada igual a 1800 kg/m³. Cabe ressaltar que a

resistência mecânica do fireproofing não é considerada na determinação da capacidade

resistente do elemento protegido, assumindo somente a função de isolamento térmico.

O módulo de elasticidade do aço estrutural e das barras da armadura, Ea, foi tomado

igual a 205 GPa. Adotou-se, para as barras da armadura, o aço CA-50, cuja resistência

ao escoamento, fs, é igual a 500 MPa. Os aços estruturais adotados para os perfis são: (i)

ASTM A36 (fs = 250 MPa), (ii) ASTM A572 Gr 50 (fs = 345 MPa) , (iii) VMB 300 (fs =

300 MPa] e (iv) VMB 350 (fs = 350 MPa).

44

4.2 Tipologias propostas 4.2.1 Pilares A configuração da seção transversal dos pilares foi escolhida de forma que os valores

das suas forças axiais resistentes de cálculo à plastificação total (Npl,Rd) fossem

similares, tomando como base uma seção transversal em aço (HP 250 x 85) usualmente

empregada nas estuturas de refinarias de petróleo. Além disso, a geometria da seção

transversal foi definida de modo a atender os requisitos normativos prescritos pelas

normas NBR-8800 (2008) e NBR-14323 (2003), as quais tratam do dimensionamento

de pilares à temperatura ambiente e em situação de incêndio, respectivamente.

As Tabelas 4.1 e 4.2 apresentam, respectivamente, as características das seções

transversais dos pilares formados por perfis H e dos formados por perfis tubulares. A

Figura 4.1 contempla os valores das forças axiais resistentes de cálculo à plastificação

total das seções transversais propostas para os pilares. Observa-se que as forças de cada

tipologia possuem a mesma ordem de grandeza. As maiores variações encontradas,

tomando como base o pilar de aço revestido com fireproofing (PA_PRF), são da ordem

de +2,8 % para o pilar PM_PTCP e -2,1 % para o pilar PM_PTCR.

3386 3443 34983332 3442 3403

0

1000

2000

3000

4000

Npl

,Rd (

kN)

Figura 4.1 – Forças axiais resistentes à plastificação total das seções transversais

propostas para os pilares.

45

Tabela 4.1 – Características das seções transversais dos pilares formados por perfis H.

Seção Geometria (dimensões: cm) Propriedades

Pilar misto

formado por

perfil de aço

totalmente

revestido

com concreto

(PM_PTR)

o Perfil: W 150 x 37,1

o Φbarra = 16 mm

o Aa = 47,8 cm²

o Ac = 844,16 cm²

o As = 8,04 cm²

o fy = 345 MPa

o fs = 500 MPa

o fc = 30 MPa

o Npl,Rd = 3386 kN

o Plinear = 2,31 kN/m

Pilar misto

formado por

perfil de aço

parcialmente

revestido

com concreto

(PM_PPR)

o Perfil: W 250 x 73

o Φbarra = 16 mm

o Aa = 92,7 cm²

o Ac = 541,88 cm²

o As = 8,04 cm²

o fy = 250 MPa

o fs = 500 MPa

o fc = 30 MPa

o Npl,Rd = 3443 kN


Pilar de aço

formado por

perfil

revestido

com

fireproofing

(PA_PRF)

(dimensões em cm)

o Perfil: HP 250 x 85

o Aa = 108,5 cm²

o A fireproofing = 860 cm²

o fy = 345 MPa

o Npl,Rd = 3403 kN


46

Tabela 4.2 – Características das seções transversais dos pilares formados por perfis

tubulares.

Seção Geometria (dimensões: cm) Propriedades

Pilar misto

formado por

perfil tubular

circular de aço

preenchido

com concreto

(PM_PTCP)

o Perfil: D = 273 mm

o Φbarra = 16 mm

o Aa = 65 cm²

o Ac = 504,28 cm²

o As = 16,08 cm²

o fy = 300 MPa

o fs = 500 MPa

o fc = 30 MPa

o Npl,Rd = 3498 kN


Pilar misto

formado por

perfil tubular

circular de aço

revestido com

concreto

(PM_PTCR)

o Perfil: D = 168,3 mm

o Φbarra = 12,5 mm

o Aa = 69,1 cm²

o Ac = 677,54 cm²

o As = 5,0 cm²

o fy = 300 MPa

o fs = 500 MPa

o fc = 30 MPa

o Npl,Rd = 3332 kN


Pilar misto

formado por

perfil tubular

quadrado de

aço

preenchido

com concreto

(PM_PTQP)

o Perfil: b = 245 mm

o Φbarra = 12,5 mm

o Aa = 70,9 cm²

o Ac = 534,26 cm²

o As = 5,0 cm²

o fy = 350 MPa

o fs = 500 MPa

o fc = 30 MPa

o Npl,Rd = 3442 kN


47

4.2.2 Vigas De forma semelhante ao realizado para os pilares, a configuração da seção transversal

das vigas foi escolhida de tal forma que os seus momentos fletores resistentes de

plastificação de cálculo (Mpl,Rd) apresentassem a mesma ordem de grandeza. A Tabela

4.3 contempla as características das seções transversais propostas para as vigas.

Tabela 4.3 – Características das seções transversais propostas para as vigas.

Viga mista

formada por

perfil de aço

parcialmente

revestido

com concreto

(VM_PPR)

o Perfil: HP 310 x 79

o Φbarra = 16 mm

o Aa = 100 cm²

o Ac = 807 cm²

o As = 8,04 cm²

o fy = 345 MPa

o fs = 500 MPa

o fc = 30 MPa

o Mx,pl,Rd = 443 kNm


Viga de aço

formada por

perfil

revestido

com

fireproofing

(VA_PRF)

o Perfil: W 250 x 101

o Aa = 128,7 cm²

o A fireproofing = 865 cm²

o fy = 345 MPa

o Mx,pl,Rd = 438 kNm


48

4.3 Resultados no domínio da temperatura 4.3.1 Introdução geral Neste item apresenta-se (i) a variação dos campos de temperaturas nas seções

transversais dos elementos estruturais de aço e mistos, em função do tempo transcorrido

de incêndio, bem como (ii) a evolução da temperatura em regiões específicas da seção.

As análises térmicas foram desenvolvidas considerando todas as faces da seção

transversal dos elementos expostas ao incêndio de hidrocarbonetos (curva “H”).

As propriedades térmicas do aço, concreto convencional de cimento Portland e concreto

refratário aluminoso, empregadas nas análises térmicas, estão apresentadas no Capítulo

2. Para o aço e concreto convencional, foram utilizadas as propriedades térmicas não-

lineares, em função da temperatura, previstas pelos códigos normativos vigentes sobre o

tema. Entretanto, para o concreto refratário, foram empregados os valores disponíveis

em BAZANT et al. (1996).

4.3.2 Pilares a) Distribuição do campo de temperaturas As Figuras 4.2 a 4.7 ilustram a distribuição dos campos de temperaturas, para diferentes

instantes do tempo transcorrido de incêndio, nas seções transversais dos pilares: (i)

PM_PTR, (ii) PM_PPR, (iii) PA_PRF, (iv) PM_PTCP, (v) PM_PTCR e (vi)

PM_PTQP. Além disso, essas figuras apresentam a malha de elementos finitos

empregada para a discretização da seção transversal. A partir da observação dos

resultados apresentados, destaca-se que: (i) os núcleos das seções dos pilares mistos

compostos por CR apresentam temperaturas inferiores aos dos pilares compostos por

CC, visto que as propriedades térmicas do CR são melhores quando comparadas com as

do CC; (ii) em relação ao pilar de aço revestido por fireproofing (PA_PRF), as

variações dos campos de temperaturas da seção revestida por ARG e CR não

apresentam diferenças significativas, uma vez que as propriedades térmicas adotadas

para estes dois materiais são similares.

49

t = 30 min.

(CC)

(CR)

t = 60 min.

(CC)

(CR)

t = 90 min.

(CC)

(CR)

t = 120 min.

(CC)

(CR)


PM_PTR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.

50

t = 30 min.

(CC)

(CR)

t = 60 min.

(CC)

(CR)

t = 90 min.

(CC)

(CR)

t = 120 min.

(CC)

(CR)


PM_PPR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.

51

t = 30 min.

(ARG)

(CR)

t = 60 min.

(ARG)

(CR)

t = 90 min.

(ARG)

(CR)

t = 120 min.

(ARG)

(CR)


PA_PRF, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.

52

t = 30 min.

(CC)

(CR)

t = 60 min.

(CC)

(CR)

t = 90 min.

(CC)

(CR)

t = 120 min.

(CC)

(CR)


PM_PTCP, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.

53

t = 30 min.

(CC)

(CR)

t = 60 min.

(CC)

(CR)

t = 90 min.

(CC)

(CR)

t = 120 min.

(CC)

(CR)


PM_PTCR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.

54

t = 30 min.

(CC)

(CR)

t = 60 min.

(CC)

(CR)

t = 90 min.

(CC)

(CR)

t = 120 min.

(CC)

(CR)


PM_PTQP, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.

55

b) Elevação da temperatura em regiões específicas da seção transversal As Figuras 4.8 (a - c) apresentam a elevação da temperatura, em função do tempo

transcorrido de incêndio, na alma e na mesa das seções transversais dos pilares

formados por perfis H. As curvas de aquecimento para as barras de aço da armadura

encontram-se ilustradas nas Figuras 4.9 (a) e (b).

Figura 4.8 – Elevação da temperatura na alma (ponto A) e na mesa (ponto B) das seções

transversais dos pilares formados por perfis H: (a) PM_PTR, (b) PM_PPR e (c) PA_PRF.

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

CC

A

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

CC

B

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(o C)

CR

CC

A

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(o C)

CR

CC

B

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

ARGA

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

per

atu

ra (

ºC)

CR

ARGB

(a)

(b)

(c)

56

(a)

(b)

Figura 4.9 – Elevação da temperatura na barra de aço da armadura (ponto C) das seções

transversais dos pilares formados por perfis H: (a) PM_PTR e (b) PM_PPR.

Conforme observado na Figura 4.8 (a), a elevação da temperatura na alma (ponto A) e

na mesa (ponto B) do perfil de aço da seção do pilar PM_PTR ocorre de forma menos

acentuada em relação aos demais pilares formados por perfis H, devido à proteção

proporcionada pela espessa camada de concreto ao aço. Durante os 120 minutos do

incêndio postulado, a temperatura máxima atingida pela alma (ponto A) foi de 365ºC

para o CC e 267ºC para o CR, sendo que na mesa (ponto B) foi de 423ºC para o CC e

315ºC para o CR.

A curva de aquecimento da mesa do perfil de aço (ponto B) da seção do pilar PM_PPR

(Figura 4.8 (b)) se assemelha à curva de crescimento da temperatura dos gases do

incêndio postulado (curva “H”), em virtude da exposição direta do aço ao fogo. A

elevação da temperatura na alma (ponto A) da seção desse pilar é menor, até o instante

de tempo igual a 90 minutos, quando da utilização do CC. Embora a condutividade

térmica do CC seja maior que a do CR, a difusividade térmica entre a alma do perfil

(maior temperatura, devido à continuidade mesa/alma) e a massa de concreto (menor

temperatura) é menor para o CR. Após os 90 minutos ocorre o equilíbrio térmico e as

elevações da temperatura para os dois tipos de concreto se igualam. No instante de

tempo igual a 120 minutos, as temperaturas na alma (726ºC) e na mesa (1035ºC) do

perfil metálico desta seção transversal são bem maiores que as obtidas para o pilar

PM_PTR.

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)CR

CCC

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(o C)

CR

CCC

57

No pilar de aço revestido com fireproofing (PA_PRF), até o instante de tempo igual a

90 minutos, a elevação da temperatura no perfil de aço revestido por ARG é um pouco

maior em relação ao revestido por CR. Para o tempo de 120 minutos, as temperaturas

obtidas na alma e mesa, para ambos os tipos de revestimento, foram, respectivamente,

de 665ºC e 730ºC. Observa-se que estas temperaturas são maiores que as atingindas

pela alma e mesa da seção transversal do pilar PM_PTR.

As curvas de aquecimento das barras de aço das armaduras dos pilares PM_PTR e

PM_PPR, ilustradas nas Figuras 4.9 (a) e (b), mostram que o emprego do CR

proporciona benefícios ao desempenho térmico das seções transversais. No instante de

tempo igual a 120 minutos, as temperaturas máximas obtidas nas barras de aço da

armadura possuem a mesma ordem de grandeza, pois os seus cobrimentos (5 cm), em

ambas as tipologias, são similares: (i) PM_PTR – 726ºC [CC] e 703ºC [CR] e (ii)

PM_PPR – 777ºC [CC] e 724ºC [CR].

Com relação aos pilares formados por perfis tubulares, as Figuras 4.10 (a - c) ilustram a

elevação da temperatura (em função do tempo de exposição ao fogo) no aço e na barra

de aço da armadura de suas seções transversais, ao passo que as Figuras 4.11 (a) e (b)

contemplam as curvas de aquecimento para o núcleo central. De acordo com as Figuras

4.10 (a) e (c), as curvas de aquecimento, nos perfis tubulares (ponto A) das seções

transversais dos pilares PM_PTCP e PM_PTQP, se assemelham à curva de incêndio

empregada nas análises térmicas (curva “H”), devido à exposição direta da seção

metálica ao fogo. Na seção tubular do pilar PM_PTCR (Figura 4.10 (b)), as

temperaturas máximas encontradas foram de 518ºC para o CC e 362ºC para o CR, sendo

a maior diferença (156ºC) encontrada nos perfis de aço dentre todas as tipologias de

seções transversais propostas. Os núcleos da massa de concreto das seções dos pilares

PM_PTCP e PM_PTQP (Figuras 4.11 (a) e (b)) apresentaram, para o tempo de 120

minutos, as seguintes temperaturas, respectivamente: (i) 488ºC [CC] e 313ºC[CR] e (ii)

465ºC [CC] e 290ºC [CR]. As temperaturas máximas atingidas pelas barras de aço da

armadura destas 3 (três) tipologias foram: (i) PM_PTCP – 677ºC [CC] e 600ºC [CR],

(ii) PM_PTCR – 713ºC [CC] e 650ºC [CR] e (iii) PM_PTQP – 702ºC [CC] e 640ºC

[CR].

58

Figura 4.10 – Elevação da temperatura no aço (ponto A) e na barra de aço da armadura

(ponto B) das seções transversais dos pilares formados por perfis tubulares:

(a) PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP.

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

CC

A

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

CCA

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

CC

A

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

CC

B

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

CCB

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

CC

B

(a)

(b)

(c)

59

(a)

(b)

Figura 4.11 – Elevação da temperatura no núcleo central (ponto C) das seções

transversais dos pilares formados por perfis tubulares: (a) PM_PTCP e (b) PM_PTQP.

Comparando as elevações da temperatura nos perfis de aço das seções transversais

totalmente revestidas por concreto (ver Figuras 4.8 (a) e 4.10 (b)) com a elevação na

seção metálica revestida por fireproofing (Figura 4.8 (c)), constata-se que a seção

transversal do pilar PM_PTR composto por CR apresenta melhor desempenho térmico.

As temperaturas máximas atingidas pelos perfis de aço das seções dos pilares PM_PTR,

PM_PTCR e PA_PRF foram, respectivamente: (i) 423ºC [CC] e 315ºC[CR], (ii) 518ºC

[CC] e 362ºC [CR] e (iii) 730ºC [ARG e CR].

4.3.3 Vigas a) Distribuição do campo de temperaturas As Figuras 4.12 e 4.13 ilustram, respectivamente, a distribuição dos campos de

temperaturas, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio, nas seções

transversais da viga mista (VM_PPR) e de aço (VA_PRF). Além disso, essas figuras

apresentam a malha de elementos finitos empregada para a discretização das suas seções.

Como as seções transversais destas vigas são semelhantes às dos pilares PM_PPR e

PA_PRF, os fluxos de calor no seu interior se equiparam. Entretanto, as temperaturas

encontradas nas seções destas vigas são diferentes das obtidas nas seções dos referidos

pilares, em virtude da diferença dos seus fatores de massividade.

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)CR

CC

C

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

CCC

60

t = 30 min.

(CC)

(CR)

t = 60 min.

(CC)

(CR)

t = 90 min.

(CC)

(CR)

t = 120 min.

(CC)

(CR)


VM_PPR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.

61

t = 30 min.

(ARG)

(CR)

t = 60 min.

(ARG)

(CR)

t = 90 min.

(ARG)

(CR)

t = 120 min.

(ARG)

(CR)


VA_PRF, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.

62

b) Elevação da temperatura em regiões específicas da seção transversal As Figuras 4.14 (a) e (b) mostram a elevação da temperatura na alma (ponto A) e na

mesa (ponto B) dos perfis metálicos que compõem as seções transversais das vigas.

Figura 4.14 – Elevação da temperatura na alma (ponto A) e na mesa (ponto B) dos

perfis metálicos das seções transversais das vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF.

A temperatura máxima atingida pela alma (ponto A) da seção metálica que compõem a

viga VM_PPR foi de 602ºC para o CC e 628º para o CR, ao passo que, para a viga

VA_PRF, a temperatura máxima foi de 660ºC tanto para a ARG quanto para o CR.

Observa-se que as temperaturas máximas atingidas pela alma do perfil de aço são

diferentes para o CC e CR, conforme ilustrado na Figura 4.14 (a). Comparando com a

seção do pilar PM_PPR (ver Figura 4.8 (b)), nota-se que, as temperaturas máximas

atingindas pela alma (ponto A) para o CC e CR, divergem à medida que se aumenta a

massa de concreto entre as mesas dos perfis e, consequentemente, a inércia térmica da

seção. As temperaturas máximas atingidas pela mesa (ponto B) das vigas VM_PPR e

VA_PRF foram, respectivamente: (i) 1010ºC [CC e CR] e (ii) 690ºC [ARG e CR].

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

per

atu

ra (o C

)

CR

CCA

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)T

empe

ratu

ra (o C

)

CR

CC

B

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

ARGA

'''''

0

200

400

600

800

1000

1200

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Tem

pera

tura

(ºC

)

CR

ARGB

(a)

(b)

63

4.4 Comportamento estrutural: resposta termo-mecânica 4.4.1 Introdução geral Este item contempla os resultados das análises termo-mecânicas dos elementos estruturais

de aço e mistos frente ao fogo de hidrocarbonetos. Apresentam-se para os pilares e as

vigas, respectivamente, as variações da resistência à compressão axial e do momento

fletor resistente de plastificação com o tempo transcorrido de incêndio, obtidas através da

utilização dos procedimentos analíticos de cálculo estabelecidos pela NBR-14323 (2003).

Além disso, apresentam-se as trajetórias de equilíbrio dos deslocamentos (vs. tempo de

incêndio) desses elementos para um determinado nível de carregamento (0,5 NRd), obtidas

através das simulações numéricas realizadas com o auxílio do programa SAFIR.

4.4.2 Pilares As variações da resistência à compressão axial dos pilares formados por perfis H, em

função do tempo transcorrido de incêndio, estão ilustradas nas Figuras 4.15 (a - c) e

dos pilares formados por perfis tubulares nas Figuras 4.16 (a - c).

No instante de tempo igual a 120 minutos, a resistência do pilar PM_PTR é da ordem

de 44%, para o CC, e 55%, para o CR, da sua resistência à temperatura ambiente,

conforme ilustrado na Figura 4.15 (a). O pilar de aço revestido por fireproofing

(PA_PRF), embora preserve a sua resistência à temperatura ambiente durante 60

minutos (Figura 4.15 (c)), apresenta, para o tempo de 120 minutos, 25% da resistência

à temperatura ambiente (para ambos os revestimentos). Os pilares mistos PM_PPR,

PM_PTCP e PM_PTQP (Figuras 4.15 (b), 4.16 (a) e (c)) sofrem perda de resistência e

rigidez de forma severa nos instantes iniciais (30 min.) e as suas resistências, depois

de transcorrido 120 minutos, são inferiores, tanto para o CC como o CR, a 20% da

estabelecida em temperatura ambiente. Observando a Figura 4.16 (b), nota-se que o

pilar PM_PTCR composto por CR apresenta melhor desempenho tanto durante o

incêndio quanto na resistência aos 120 minutos, pois a redução ocorre de forma

gradual e conserva 77% da resistência à temperatura ambiente. De modo geral, as

Figuras 4.15 e 4.16 mostram que o emprego do CR proporcionou ganho de resistência.

As diferenças percentuais entre as resistências dos pilares mistos compostos por CC e

CR, bem como dos pilares de aço revestidos por ARG e CR, estão apresentadas no

Anexo A.

64

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Nfi,

Rd

/ NR

d

CR

CC

NRd = 2698 kN

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Nfi,

Rd

/ NR

d

CR

CC

NRd = 3028 kN

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Nfi,

Rd

/ NR

d

CR

ARG

NRd = 2885 kN


formados por perfis de aço H, em função do tempo transcorrido de incêndio:

(a) PM_PTR, (b) PM_PPR e (c) PA_PRF.

(a)

(b)

(c)

65

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Nfi,

Rd

/ NR

d

CR

CC

NRd = 3182 kN

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Nfi,

Rd

/ NR

d

CR

CC

NRd = 2814 kN

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Nfi,

Rd

/ NR

d

CR

CC

NRd = 3203 kN


formados por perfis de aço tubulares, em função do tempo transcorrido de incêndio:

(a) PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP.

(a)

(b)

(c)

66

As Figuras 4.17 e 4.18 ilustram, de forma resumida, as curvas de redução da resistência

à compressão axial dos pilares mistos de aço-CC e do pilar de aço revestido por ARG,

bem como dos pilares mistos de aço-CR e do pilar de aço revestido por CR,

respectivamente.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Nfi,

Rd

/ NR

d


normalizada dos pilares mistos de aço-CC e do pilar de aço revestido por ARG, em

função do tempo transcorrido de incêndio.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Nfi,

Rd

/ NR

d


normalizada dos pilares mistos de aço-CR e do pilar de aço revestido por CR, em


67

Observa-se que a redução da resistência à compressão axial dos pilares – cujos perfis de

aço estão diretamente expostos ao fogo (PM_PPR, PM_PTCP e PM_PTQP) – ocorre de

forma severa durante os 30 minutos inciais do incêndio postulado (t = 30 min.), tanto

para o CC como para o CR, pois a seção metálica exposta ao fogo perde resistência e

rigidez de forma rápida. Entretanto, a redução da resistência dos pilares mistos – cujos

perfis de aço estão totalmente revestidos por concreto (PM_PTCR e PM_PTR) – se

inicia a partir do instante de tempo igual a 30 minutos, porém, a partir desse período, ela

ocorre de forma atenuada durante todo o incêndio. Com relação ao pilar de aço

(PA_PRF) revestido com fireproofing, a redução da resistência à compressão axial

inicia-se a partir do instante de tempo igual a 60 minutos, quando da utilização do CR.

Por outro lado, a partir desse instante, a curva de redução do esforço resistente

apresenta, independente do tipo de revestimento, maior inclinação em relação às curvas

dos pilares mistos totalmente revestidos por concreto (PM_PTCR e PM_PTR). Dentre

os pilares formados por perfis H, o pilar PM_PTR apresenta o melhor desempenho

termo-mecânico sob condições de incêndio, ao passo que o pilar PM_PTCR apresenta o

melhor desempenho dentre todas as tipologias propostas.

Visando avaliar a parcela de contribuição de cada material na resistência à compressão

axial dos pilares, foram plotadas, de forma independente, as forças axiais resistentes em

situação de incêndio do aço (Nfi,pl,a,Rd = fy,θ Aa), do concreto (Nfi,pl,c,Rd = fc,θ Ac) e da

armadura (Nfi,pl,s,Rd = fs,θ As). Nesse cálculo, foram consideradas as contribuições de

temperatura (e respectiva redução de resistência) de cada fibra que compõe a seção

transversal dos pilares. As Figuras 4.19 e 4.20 ilustram as variações da resistência axial

de cada material dos pilares formados por perfis H (PM_PTR e PM_PPR) durante o

incêndio postulado, enquanto as Figuras 4.21 a 4.23 apresentam para os pilares

formados por perfis tubulares (PM_PTCP, PM_PTCR e PM_PTQP). Conforme

mencionado no item 4.1, a resistência mecânica do fireproofing não é computada

quando da determinação da capacidade resistente do elemento estrutural de aço

protegido e, portanto, a sua resistência é governada somente pela parcela de

contribuição do perfil metálico.

68

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

ncia

axi

al

(Nfi,

pl,i

,Rd

/ Npl

,i,R

d)

aço

CC

armadura

(a) CC

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

nci

a a

xia

l (N

fi,pl

,i,R

d / N

pl,i

,Rd)

aço

CR

armadura

Npl,a,Rd = 1473 kN

Npl,c,Rd = 1539 kN

Npl,s,Rd = 348 kN

(b) CR

Figura 4.19 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTR em


Conforme os gráficos das Figuras 4.19 (a) e (b), observa-se que o perfil de aço mantém

a sua resistência à plastificação, em temperatura ambiente, inalterada durante todo o

incêndio postulado, tanto para o pilar composto por CC quanto para o composto por

CR. Nota-se também que a curva de redução da resistência à compressão do CR ocorre

de forma mais suave quando comparada com a do CC e, para o tempo de 120 minutos,

tal redução no CC é de 37%, ao passo que no CR é de 16%. Além disso, para esse

mesmo instante de tempo (120 min.), a resistência do CR é 33% maior que a do CC.

69

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

nci

a a

xia

l(N

fi,pl

,i,R

d / N

pl,i

,Rd)

aço

CC

armadura

(a) CC

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

nci

a a

xia

l(N

fi,pl

,i,R

d / N

pl,i

,Rd)

aço

CR

armadura

Npl,a,Rd = 2078 kN

Npl,c,Rd = 985 kN

Npl,s,Rd = 445 kN

(b) CR

Figura 4.20 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PPR em


Observa-se, nos gráficos das Figuras 4.20 (a) e (b), que a resistência desse pilar durante

o incêndio postulado é governada pela parcela de resistência do concreto, visto que o

perfil de aço está diretamente exposto ao fogo. A resistência do perfil de aço, para

ambos os concreto, sofre redução da ordem de 75% durante os 30 minutos iniciais de

incêndio. A redução da resistência do CR ocorre de forma mais suave que a do CC ao

longo do incêndio e, para o instante de tempo igual a 120 minutos, tal redução no CC é

de 75%, à medida que no CR é de 40%. Além disso, para esse mesmo instante de tempo

(120 min.), a resistência do CR é da ordem de 146% maior que a do CC.

70

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

ncia

axi

al

(Nfi,

pl,i

,Rd

/ Npl

,i,R

d)

aço

CC

armadura

(a) CC

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

ncia

axi

al

(Nfi,

pl,i

,Rd

/ Npl

,i,R

d)

aço

CR

armadura

Npl,a,Rd = 1764 kN

Npl,c,Rd = 1027 kN

Npl,s,Rd = 699 kN

(b) CR

Figura 4.21 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTCP em


Conforme apresentado nos gráficos das Figuras 4.21 (a) e (b), nota-se que a resistência

da seção tubular metálica, para ambos os concretos, praticamente se anula durante os 30

minutos iniciais do incêndio, devido à exposição direta do perfil de aço ao fogo. Com

relação à redução da resistência dos concretos, o CC apresenta, para o instante de tempo

igual a 120 minutos, redução da ordem de 62%, enquanto no CR de 34%. Para esse

mesmo tempo (120 min.), a resistência do CR é 72% maior que a do CC.

71

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

ncia

axi

al

(Nfi,

pl,i

,Rd

/ Npl

,i,R

d)

açoCCarmadura

(a) CC

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

ncia

axi

al

(Nfi,

pl,i

,Rd

/ Npl

,i,R

d)

açoCRarmadura

Npl,a,Rd = 1883 kN

Npl,c,Rd = 1225 kN

Npl,s,Rd = 228 kN

(b) CR

Figura 4.22 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTCR em


De acordo com os gráficos das Figuras 4.22 (a) e (b), a resistência do perfil de aço

permanece inalterada durante todo o incêndio para o pilar composto por CR. Entretanto,

quando da utilização do CC, a resistência à plastificação do perfil de aço, para o tempo

de 120 minutos, sofre redução de 20%. Tratando-se da resistência dos concretos, nota-se

que, no instante de tempo igual a 120 minutos, a resistência do CC sofre redução de

63%, ao passo que no CR é de 31%. Nesse mesmo instante de tempo (120 min.), a

resistência do CR é 87% maior que a do CC.

72

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

ncia

axi

al

(Nfi,

pl,i

,Rd

/ Npl

,i,R

d)

aço

CC

armadura

(a) CC

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Res

istê

ncia

axi

al(N

fi,pl

,i,R

d / N

pl,i

,Rd)

aço

CR

armadura

Npl,a,Rd = 2255 kN

Npl,c,Rd = 971 kN

Npl,s,Rd = 272 kN

(b) CR

Figura 4.23 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTQP em


De forma similar ao que ocorre para o pilar PM_PTCP, a resistência do perfil de aço,

para ambos os concretos, praticamente se anula durante os 30 minutos iniciais do

incêndio postulado, devido à exposição direta da seção metálica ao fogo. Com relação à

redução da resistência dos concretos, o CC apresenta, para o instante de tempo de 120

minutos, redução da ordem de 60%, enquanto no CR de 29%. Nesse mesmo instante de

tempo (120 min.), a resistência do CR é 80% maior que a do CC.

73

As Figuras 4.24 (a - c) apresentam as trajetórias de equilíbrio do deslocamento

transversal (vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares

formados por perfis H. As Figuras 4.25 (a - c) ilustram as trajetórias de equilíbrio do

deslocamento transversal para os pilares formados por perfis tubulares.

De acordo com as Figuras 4.24 (a) e 4.25 (b), observa-se que, depois de transcorrido 90

minutos desde o início do incêndio postulado, ocorre, para o nível de carregamento

definido (0,5 Nrd), a formação de um mecanismo plástico de colapso na região estudada

dos pilares PM_PTR e PM_PTCR compostos por CC. Entretanto, quando compostos

por CR, não ocorre falha estrutural durante os 120 minutos de incêndio.

Nota-se, através dos gráficos das Figuras 4.24 (b) e (c), que nos instantes de tempo

iguais a 25 e 70 minutos ocorre falha estrutural nos pilares PM_PPR e PA_PRF,

respectivamente, devido à formação de um mecanismo plástico de colapso na região

estudada.

Para os pilares PM_PTCP e PM_PTQP, nos instantes inciais do incêndio (i.e, até 3 e 5

minutos, respectivamente), a trajetória de equilíbrio é caracterizada pela expansão

térmica dos materiais (aço e concreto), ocasionando um significativo alongamento axial

longitudinal das seções. Tal efeito é pontecializado pela exposição da seção metálica

tubular ao fogo. Entretanto, no instante onde o aço atinge temperaturas superiores a

400ºC (10 minutos; ver Figuras 4.10 (a) e (c)), ocorre uma significativa erosão de suas

propriedades mecânicas (resistência e rigidez, conforme a Figura 2.16), resultando na

inversão da trajetória original. Esse comportamento permenece por um curto intervalo

de tempo (cerca de 6 e 3 minutos). Com a recuperação da trajetória original, isto é, com

a progressiva redução das propriedades mecânicas dos materiais (aço e concreto), o

colapso é observado, na região estudada, nos instantes de tempo iguais a 30 e 12

minutos, respectivamente, conforme apresentado nas Figuras 4.25 (a) e (c).

74

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ (

cm)

CR

CC

δ

0,5 NRd = 1349 kN

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ (

cm)

CR

CC

δ

0,5 NRd = 1514 kN

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ (

cm)

CRARG

δ

0,5 NRd = 1443 kN


transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares formados por perfis de aço H:

(a) PM_PTR, (b) PM_PPR e (c) PA_PRF.

(a)

(c)

(b)

75

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ (

cm)

CR

CC

δ

0,5 NRd = 1591 kN

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ (

cm)

CR

CC

δ

0,5 NRd = 1407 kN

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ (

cm)

CR

CC

δ

0,5 NRd = 1602 kN


transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares formados por perfis de aço

tubulares: (a) PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP.

(b)

(a)

(c)

76

As Figuras 4.26 e 4.27 apresentam, de forma resumida, as trajetórias de equilíbrio do

deslocamento transversal (vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos

pilares mistos de aço-CC e do pilar de aço revestido por ARG, assim como dos pilares

mistos de aço-CR e do pilar de aço revestido por CR, respectivamente.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ (

cm)

δ

0,5 NRd


(vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares mistos de aço-CC

e do pilar de aço revestido por ARG.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ (

cm)

δ

0,5 NRd


(vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares mistos de aço-CR

e do pilar de aço revestido por CR.

77

A partir das figuras anteriores, constata-se que, nos pilares cujos perfis de aço estão

diretamente expostos ao fogo (PM_PPR, PM_PTCP e PM_PTQP), ocorre, para ambos

os concretos, falha estrutural logo nos instantes iniciais do incêndio postulado (t ≤ 30

min. Além disso, apenas nos pilares mistos revestidos por CR (PM_PTCR e PM_PTR)

não ocorre falha estrutural durante os 120 minutos de incêndio.

4.4.3 Vigas As Figuras 4.28 (a) e (b) apresentam as variações do momento fletor máximo resistente

de plastificação, com o tempo transcorrido de incêndio, das vigas mistas e de aço,

respectivamente.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Mfi,

max

,pl,x

,Rd /

Mm

ax,p

l,x,R

d

CR

CC

M max,pl,x,Rd = 456 kNm

(a) VM_PPR

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Mfi,

max

,pl,x

,Rd /

Mm

ax,p

l,x,R

d

CR

ARG

M max,pl,x,Rd = 438 kNm

(b) VA_PRF

Figura 4.28 – Variação do momento fletor máximo resistente de plastificação

normalizado das vigas, em função do tempo transcorrido de incêndio.

78

Observa-se nas figuras anteriores que, até o instante de tempo igual a 60 minutos, o

momento fletor resistente da viga de aço (VA_PRF) manteve-se inalterado e a

resistência ao momento da viga mista (VM_PPR), para ambos os concretos, reduziu-se

em 80% em relação à estabelecida à temperatura ambiente. Para o tempo de 120

minutos, a resistência ao momento fletor das vigas VA_PRF e VM_PPR são,

respectivamente, iguais a 35 e 10% do momento resistente à temperatura ambiente. As

diferenças percentuais entre os momentos resistentes da viga mista composta por CC e

CR, assim como da viga de aço revestida por ARG e CR, encontram-se no Anexo B.

A Figura 4.29 apresenta, de forma resumida, as curvas de redução da resistência ao

momento fletor da viga de aço (VA_PRF) e mista (VM_PPR). Semelhante ao pilar

PM_PPR, o momento fletor resistente da viga mista (VM_PPR) se reduz de forma

brusca durante os 30 minutos iniciais do incêndio, devido à exposição direta do perfil

metálico ao fogo, ocasionando perda rápida de resistência e rigidez. Portanto, a

resistência ao momento fletor desta viga, durante o incêndio, é governada pela

resistência do concreto. Na viga de aço revestida com fireproofing (VA_PRF), a

redução do momento fletor resistente também só se inicia a partir do instante de tempo

igual a 60 minutos e, logo em seguida, decresce de forma severa. Sendo assim, constata-

se que a viga de aço revestida por fireproofing apresenta melhor desempenho ao fogo.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Mfi,

max

,pl,x

,Rd /

Mm

ax,p

l,x,R

d

VM_PPR - CC

VM_PPR - CR

VA_PRF - ARG

VA_PRF - CR

Figura 4.29 – Comparação entre os valores do momento fletor máximo resistente

normalizado das vigas de aço e mistas, em função do tempo transcorrido de incêndio.

79

De forma semelhante ao proposto para o pilar PM_PPR, foram plotados, de forma

independente, os momentos fletores resistentes de plastificação, em situação de

incêndio, de cada material da viga mista VM_PPR: (i) aço (Mfi,pl,a,x,Rd = fy,θ Za,x), (ii)

concreto (Mfi,pl,c,x,Rd = 0,5 fc,θ Zc,x) e (iii) armadura (Mfi,pl,s,x,Rd = fs,θ Zs,x), conforme os

gráficos das Figuras 4.30 (a) e (b).

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Mo

men

to r

esis

ten

te(M

fi,pl

,i,x,

Rd /

Mpl

,i,x

,Rd)

aço

CC

armadura

(a) CC

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Mo

men

to r

esis

ten

te(M

fi,pl

,i,x

,Rd /

Mpl

,i,x

,Rd)

aço

CR

armadura

M pl,a,x,Rd = 370 kNm

M pl,c,x,Rd = 51 kNm

M pl,s,x,Rd = 35 kNm

(b) CR

Figura 4.30 – Momento fletor resistente normalizado de cada material da viga

VM_PPR em função do tempo transcorrido de incêndio.

80

Conforme ilustrado nas figuras anteriores, observa-se que, devido à exposição direta do

perfil de aço ao fogo, a sua resistência ao momento fletor se reduz em 80% da

estabelecida à temperatura ambiente durante os 30 minutos iniciais do incêndio

postulado. Com relação às parcelas de resistência dos concretos, nota-se que, para o

instante de tempo igual a 120 minutos, a resistência ao momento fletor do CR é o dobro

do valor obtido para o CC.

As Figuras 4.31 (a) e (b) ilustram, respectivamente, as trajetórias de equilíbrio do

deslocamento vertical (vs. tempo transcorrido de incêndio) no meio do vão da viga

mista (VM_PPR) e de aço (VA_PRF), ao passo que as Figuras 4.32 (a) e (b) ilustram as

trajetórias de equilíbrio do deslocamento horizontal (vs. tempo de incêndio) no apoio de

1º gênero.

0

10

20

30

40

50

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ v (

cm)

CR

CC

δv

Plinear + q = 75,76 kN/m

0

10

20

30

40

50

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ v (

cm)

CR

ARG

δv


Figura 4.31 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento vertical (vs. tempo transcorrido

de incêndio) no meio do vão da vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF.

(a)

(b)

81

-6

-4

-2

0

2

4

6

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ h (

cm)

CR

CC

δh


-6

-4

-2

0

2

4

6

0 30 60 90 120

Tempo (min)

Des

loca

men

to -

δ h (

cm)

CR

ARG

δh


Figura 4.32 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento horizontal (vs. tempo

transcorrido de incêndio) no apoio de 1º gênero da vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF.

A partir dos gráficos anteriores, constata-se que nos instantes de tempo iguais a 15 e

100 minutos ocorre falha estrutural nas vigas VM_PPR e VA_PRF, respectivamente,

devido à formação de um mecanismo plástico de colapso no meio do vão das vigas.

(a)

(b)

82

CAPÍTULO 5

5 CONSIDERAÇÕES FINAIS 5.1 Conclusões Com relação às análises térmicas, como esperado, observou-se que a variação do campo

de temperaturas (em função do tempo transcorrido de incêndio) nas seções transversais

dos elementos estruturais (viga e pilar) mistos compostos por concreto refratário

ocorreu de forma mais lenta em relação às dos compostos por concreto convencional,

devido à condutividade térmica do concreto refratário ser menor que a do concreto de

cimento Portland. Entretanto, nas seções dos elementos estruturais de aço revestidos por

fireproofing, os campos de temperaturas variaram, em função do tempo transcorrido de

incêndio, de forma similar, uma vez que as propriedades térmicas adotadas para estes

dois materiais possuem a mesma ordem de grandeza. A camada de concreto refratário

das seções dos pilares PM_PTR e PM_PTCR protegeu o perfil metálico de temperaturas

superiores a 400ºC durante 120 minutos de incêndio e, consequentemente, retardou a

degradação das propriedades mecânicas do aço. O fireproofing dos elementos metálicos

(PA_PRF e VA_PRF) retardou a perda de resistência do aço até o instante de tempo

igual a 60 minutos (T < 400ºC). As temperaturas máximas atingidas pelas seções

metálicas diretamente expostas ao fogo (PM_PTCP, PM_PTQP, PM_PPR e VA_PPR)

foram iguais a temperatura máxima dos gases do incêndio postulado (T = 1100ºC).

No que diz respeito à análise estrutural, ambas as tipologias de aço e mistas propostas

sofreram perda progressiva de resistência durante o incêndio, pois, com a elevação da

temperatura, ocorrem variações na estrutura física e química dos materiais. Assim, o

esforço resistente dos elementos mistos – cujos perfis de aço estão diretamente expostos

ao fogo – foi reduzido de forma severa durante os instantes iniciais do incêndio

postulado, em virtude da parcela de resistência do aço praticamente ter sido anulada.

Portanto, a resistência estrutural desses elementos, durante o incêndio, foi governada

pela parcela de resistência do concreto. Todavia, nas tipologias mistas – cujos perfis de

aço estão totalmente revestidos por concreto – as curvas de redução da resistência

estrutural apresentaram inclinação suave durante os 120 minutos de incêndio e a parcela

de resistência do aço permaneceu inalterada (exceto no pilar PM_PTCR composto por

83

concreto convencional), devido à proteção proporcionada pela camada de concreto ao

perfil de aço. Além disso, nos elementos de aço revestidos com fireproofing, a redução

do esforço resistente iniciou-se somente depois de transcorrido 1 hora desde o início do

incêndio. Em contrapartida, a partir desse período de tempo, a redução da resistência

estrutural ocorreu de forma mais severa em relação às tipologias revestidas por

concreto. No instante de tempo igual a 120 minutos, os pilares PM_PTR e PM_PTCR

compostos por concreto refratário conservaram, respectivamente, 55 e 77% da

resistência estabelecida à temperatura ambiente. Nos pilares onde as seções metálicas

estão diretamente expostas ao incêndio (PM_PPR, PM_PTCP e PM_PTQP), a

resistência à compressão reduziu-se em 80% da estabelecida à temperatura ambiente

para ambos os concretos, ao passo que no pilar de aço (PA_PRF) reduziu-se em 75%.

As vigas VA_PRF e VM_PPR conservaram, durante 120 minutos, 35 e 10% do

momento resistente estabelecido à temperatura ambiente, respectivamente.

Do ponto de vista construtivo, as tipologias mistas parcialmente revestidas (PPR), bem

como as preenchidas (PTCP e PTQP) por concreto, apresentam algumas vantagens de

construção e montagem em relação às demais (PRF, PTR e PTCR), tais como a dispensa,

ou a redução, do uso de formas. Porém, os elementos mistos totalmente revestidos (PTR e

PTCR) apresentaram melhor desempenho termo-mecânico sob incêndio.

Dessa forma, conclui-se que os elementos estruturais mistos, além de proporcionarem

diversas vantagens econômicas, construtivas e estruturais, apresentaram, de modo geral,

desempenho termo-mecânico sob incêndio satisfatório. A utilização do concreto

refratátio proporcionou benefícios ao desempenho a fogo dos elementos mistos e,

portanto, o seu uso poderia ser de grande importância nos projetos cujos requisitos de

segurança sejam mais rigorosos. Nesse sentido, a utilização de elementos mistos nas

estruturas de refinarias de petróleo atenderia tanto aos prazos de construção exíguos

quanto ao projeto de segurança contra incêndios, além de elevar o nível de

confiabilidade operacional das unidades de processo e proporcionar um tempo de

manutenção (pós-incêndio) diminuto. Finalmente, a metodologia empregada neste

trabalho, para análise termo-mecânica de elementos estruturais isolados sob incêndio,

poderia ser utilizada nos projetos de estruturas de refinarias de petróleo, por ser de fácil

aplicação e estar amparada pelos procedimentos de cálculo estabelecidos pelo código

normativo nacional vigente sobre o tema.

84

5.2 Sugestões para trabalhos futuros O desenvolvimento de pesquisas experimentais, no âmbito estrutural e dos materiais de

construção e proteção térmica, seria de grande valia para complementar o estudo

numérico realizado neste trabalho. Sugere-se ainda a realização de investigações nas

características térmica, mecânica e físico-química dos materiais (fireproofing, aço e

concreto), visando avaliar, durante o incêndio, o seu comportamento em temperaturas

elevadas e, posteriormente, as alterações ocorridas na sua microestrutura. Além disso,

os resultados da campanha experimental, no contexto estrutural, permitiriam fazer

comparações com os obtidos através dos procedimentos analíticos e das simulações

numéricas.

Em relação aos processos construtivos, podem ser estudados e propostos novos sistemas

com foco no desempenho sob incêndio e na racionalização dos materiais, bem como na

simplicidade e rapidez de instalação. Dessa forma, o desenvolvimento de pesquisas

nesse contexto forneceria um conjunto de soluções para atendimento dos requisitos de

segurança contra incêndios dos diversos ramos da construção civil.

A estrutura afetada pelo fogo só pode ser reutilizada caso seja adequadamente

verificada. Nesse sentido, seria interessante a elaboração de estudos referentes à análise

da resistência residual de estruturas após o incêndio, com o objetivo de constatar a

necessidade de recuperação estrutural e de propor recomendações para atendimento do

tempo requerido de resistência ao fogo (TRRF).

85

CAPÍTULO 6

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ALMEIDA, V. G. O., 2009, Caracterização Física e Mecânica a Altas Temperaturas

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89

ANEXOS

ANEXO A – RESISTÊNCIA DOS PILARES As Tabelas A.1 a A.6 apresentam, respectivamente, os valores da resistência à

compressão axial dos pilares propostos para diferentes instantes do tempo

transcorrido do incêndio postulado: (i) PM_PTR, (ii) PM_PPR, (iii) PA_PRF, (iv)

PM_PTCP, (v) PM_PTCR e (vi) PM_PTQP. Além disso, estas tabelas contemplam a

diferença percentual entre as resistências dos pilares mistos compostos por CC e CR

(∆ = [Nfi,Rd,CR - Nfi,Rd,CC] / Nfi,Rd,CC), bem como dos pilares de aço revestidos por ARG

e CR (∆ = [Nfi,Rd,CR - Nfi,Rd,ARG] / Nfi,Rd,ARG).


incêndio, do pilar PM_PTR (Figura 4.15 (a)).

Nfi,Rd [kN] Tempo [min]

Concreto Convencional Concreto Refratário ∆ [%]

30 2634 2698 2,43 60 1939 2149 10,83 90 1430 1690 18,18 120 1186 1483 25,04


incêndio, do pilar PM_PPR (Figura 4.15 (b)).



30 1315 1333 1,37 60 662 810 22,36 90 319 473 48,28 120 243 357 46,91


incêndio, do pilar PA_PRF (Figura 4.15 (c)).


Argamassa Concreto Refratário ∆ [%]

30 2885 2885 0,00 60 2772 2885 4,10 90 1516 1588 4,75 120 735 711 -3,27

90


incêndio, do pilar PM_PTCP (Figura 4.16 (a)).



30 1456 1469 0,89 60 1016 1145 12,70 90 622 818 31,51 120 398 649 63,07


incêndio, do pilar PM_PTCR (Figura 4.16 (b)).


incêndio, do pilar PM_PTQP (Figura 4.16 (c)).



30 979 993 1,43 60 633 711 12,32 90 426 530 24,41 120 317 462 45,74



30 2814 2814 0,00 60 2390 2620 9,62 90 1966 2309 17,45 120 1468 2166 47,55

91

ANEXO B – RESISTÊNCIA DAS VIGAS

As Tabelas B.1 e B.2 apresentam, respectivamente, os valores do momento fletor

resistente da viga mista (VM_PPR) e de aço (VA_PRF), para diferentes instantes do

tempo transcorrido do incêndio postulado, além da diferença percentual entre os

resultados obtidos (∆ = [Mfi,max,pl,x,Rd,CR - Mfi,max,pl,x,Rd,CC(ARG)] / Mfi,max,pl,x,Rd,CC(ARG)).


incêndio, da viga VM_PPR (Figura 4.28 (a)).

M fi,max,pl,x,Rd [kNm] Tempo [min]


30 137 129 -5,84 60 80 82 2,50 90 48 54 12,50 120 33 45 36,36


incêndio, da viga VA_PRF (Figura 4.28 (b)).

Mx,fi,max,pl,Rd [kNm] Tempo [min]

Argamassa Concreto Refratário ∆ [%]

30 438 438 0,00

60 438 438 0,00

90 293 305 4,10 120 158 151 -4,43

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