Inspeção e reabilitação de estruturas de betão armado
danificadas pela ação do fogo
Ana Sofia Torres Borges Vieira
Dissertação para obtenção do grau de mestre em
Engenharia Civil
Orientador: Prof. Doutor João Pedro Ramôa Ribeiro Correia
Orientador: Prof. Doutor João Pedro Laje da Costa Firmo
Júri:
Presidente: Prof. Doutor António Manuel Figueiredo Pinto da Costa
Orientador: Prof. Doutor João Pedro Laje da Costa Firmo
Vogal: Prof. Doutor António José da Silva Costa
Novembro 2017
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Resumo
As estruturas de betão armado têm geralmente um bom comportamento ao fogo, para o que contribui
a não-combustibilidade e reduzida condutividade térmica do betão. Contudo, as estruturas podem ser
afetadas pelas temperaturas elevadas, dependendo os seus danos da severidade do incêndio. A
diminuição da resistência dos elementos estruturais resulta da redução das propriedades mecânicas
do betão e do aço devido às elevadas temperaturas a que ficam sujeitos durante um incêndio. As lajes
de betão armado são particularmente afetadas pela ação do incêndio devido à reduzida espessura e
recobrimento. Deste modo, é importante caracterizar as propriedades mecânicas residuais do betão e
do aço através de ensaios de inspeção à estrutura, para que se possa selecionar os métodos e
materiais de reparação mais apropriados.
Neste sentido, o principal objetivo desta dissertação consistiu em estudar diferentes ensaios de
inspeção aplicados a lajes de betão armado danificas pela ação do fogo e, posteriormente, avaliar a
eficácia da reparação de lajes por colagem de laminados de CFRP colocados em rasgos no betão de
recobrimento (técnica NSM). Para o efeito, foi realizado um programa experimental que compreendeu
a exposição ao incêndio em lajes simplesmente apoiadas, nas quais se aplicou uma carga de serviço
e um aquecimento segundo a curva de incêndio padrão da norma ISO 834. Fez-se variar o tempo de
exposição ao incêndio entre 60 e 120 minutos, com o objetivo de se estudar dois níveis de deterioração
distintos. Realizaram-se diferentes ensaios de inspeção ao betão (inspeção visual, ensaio de ultrassons
(UPV), ensaio de esclerómetro, e o Fire Behaviour Test – FBTest, que inclui ensaios de compressão
diametral e absorção de água por imersão) e ensaios de inspeção às armaduras. Posteriormente,
realizaram-se ensaios de flexão a temperatura ambiente a uma laje não exposta e a duas lajes expostas
ao incêndio, uma não reparada e outra reparada, a fim de avaliar a degradação introduzida na laje pela
ação do incêndio e a eficácia da técnica de reparação, respetivamente.
Os resultados deste programa experimental mostraram que os ensaios de inspeção in-situ apresentam,
no geral, grande dispersão de resultados. A aplicação da UPV e do esclerómetro a diferentes
profundidades não forneceu resultados fiáveis, sugerindo que este tipo de ensaios não fornecem
resultados representativos do real grau de dano do betão quando aplicados a amostras de reduzida
espessura e/ou de reduzida dimensão (diâmetro). No ensaio FBTest concluiu-se que os ensaios de
tração por compressão diametral fornecem resultados mais conclusivos sobre a degradação das
propriedades do betão sujeito a temperaturas elevadas do que o ensaio da absorção de água. A
reparação com laminados de CFRP inseridos em rasgos no betão de recobrimento permitiu um
aumento de resistência da laje, embora não tenha permitido tirar partido da ductilidade dos varões de
aço.
Palavras-chave: betão armado, exposição ao fogo, técnicas de inspeção, técnicas de reparação,
laminados de CFRP, estudo experimental.
ii
iii
Abstract
Reinforced concrete (RC) structures present in general a good fire behaviour, due to the non-
combustibility of the constituent materials and the relatively low thermal conductivity of concrete.
However, RC structures can suffer fire-induced damage, depending on the severity of the fire. As a result
of the exposure to very high temperatures during a fire, the mechanical properties of concrete and
reinforcing steel bars may be significantly reduced, which lead to a loss of strength of the RC structures.
RC slabs are especially prone to be damaged by fire due to their lower thickness and concrete cover.
Thus, it is important to define the residual mechanical properties of concrete and steel through inspection
tests in order to design appropriate repair solutions.
The main goal of the present study was to assess both field and laboratory inspection techniques applied
to fire-damaged RC slabs and then investigate the bending behaviour of fire-damaged RC slabs repaired
and strengthened with near surface mounted (NSM) carbon fibre reinforced polymers (CFRP) strips. To
this end, an experimental program was performed, which consisted in subjecting simply supported RC
slabs to the ISO 834 standard fire curve and a service mechanical load. In order to study two different
deterioration levels, the slabs were exposed to fire for 60 and 120 minutes. Different concrete inspection
tests were performed (visual assessment, ultrasonic pulse velocity test, Schmidt test, and Fire Behaviour
Test – FBTest, comprising splitting tensile tests and water absorption tests) and tensile tests were also
performed on steel rebars. In addition, an unheated slab, and two fire-damaged slabs, one unrepaired
and the other CFRP-strengthened, were subjected to flexural tests at room temperature, with the aim of
measuring (i) the effect of the fire-damage and of (ii) the efficacy of the NSM-CFRP strips, respectively.
The results obtained show that in general the in situ inspection tests presented a very significant scatter.
The application of the UPV and Schmidt tests at different depths did not provide reliable results,
confirming that these methods do not provide sufficiently accurate results (i.e. representative of the
actual damage underwent by concrete) when applied to concrete samples of reduced size. It was found
that the splitting tensile test (carried out within the FBTest) provided more conclusive results about the
degradation of the concrete properties subjected to elevated temperatures compared to the water
absorption test. The load capacity of the slab repaired with NSM CFRP strips was considerably
improved, although it was not possible to explore the ductility of the steel rebars.
Keywords: reinforced concrete, fire exposure, inspection tests, repair techniques, CFRP strips,
experimental study.
iv
v
Agradecimentos
Desejo expressar o meu agradecimento a todas as pessoas que contribuíram para a realização deste
trabalho.
Ao Professor e orientador João Ramôa Correia agradeço toda a disponibilidade oferecida, partilha do
seu conhecimento, profissionalismo exemplar e incentivo dado no último ano.
Ao Professor e orientador João Pedro Firmo agradeço o apoio fundamental e estímulo concedido; em
especial, a dedicação e acompanhamento prestados ao longo do trabalho experimental.
Ao pessoal técnico do LERM e do LC, nomeadamente ao Fernando Alves e Fernando Costa, agradeço
toda ajuda prestada durante os ensaios laboratoriais e entusiamo contagiante.
À empresa Unibetão agradeço o fornecimento e transporte do betão.
À empresa HTecnic agradeço o fornecimento e montagem das cofragens utilizadas no fabrico das lajes.
À empresa ITR agradeço o fornecimento da lã cerâmica utilizada nos ensaios de exposição ao fogo.
À empresa Vinagre & Vinagre agradeço o apoio na realização do corte dos provetes de betão e do corte
dos rasgos na laje posteriormente reparada.
À empresa S&P Clever Reinforcement Ibérica agradeço o fornecimento dos laminados de CFRP e da
resina epóxida utilizados na reparação de uma laje.
À Carolina Churro agradeço a ajuda dada para estimar a temperatura do betão em função da
profundidade, através de um modelo numérico.
Aos meus amigos, agradeço a amizade e companheirismo; em especial à Rita Corrêa, Rita Tomaz,
Carolina Churro e Teresa Clara pelos momentos de amizade e convívio passados no IST, e pelo
incentivo à realização desta dissertação.
À minha família, em particular aos meus pais e irmão, agradeço profundamente por todo o apoio
pessoal e material, compreensão e paciência demonstrados durante o curso, e por todos os valores
incutidos ao longo da minha vida.
Ao Pedro agradeço o carinho e apoio incondicional manifestados nos últimos anos, em particular
durante o meu percurso académico no IST.
vi
vii
Índice de matérias
Resumo .....................................................................................................................................................i
Abstract.................................................................................................................................................... iii
Agradecimentos ........................................................................................................................................v
Índice de matérias .................................................................................................................................. vii
Índice de figuras ...................................................................................................................................... xi
Índice de tabelas .................................................................................................................................... xv
Simbologia ............................................................................................................................................ xvii
Acrónimos .............................................................................................................................................. xxi
1. Introdução ........................................................................................................................................ 1
1.1. Enquadramento geral ............................................................................................................ 1
1.2. Objetivos e metodologia ........................................................................................................ 2
1.3. Organização do documento .................................................................................................. 2
2. Estado da Arte ................................................................................................................................. 3
2.1. Considerações iniciais ........................................................................................................... 3
2.2. Definição da ação do fogo nas estruturas de betão armado ................................................ 3
2.3. Efeito do fogo nos elementos de betão armado.................................................................... 5
2.3.1. Alterações nas propriedades mecânicas dos materiais ........................................... 6
2.3.1.1. Betão ................................................................................................................... 6
2.3.1.2. Aço ...................................................................................................................... 8
2.3.1.3. Aderência aço-betão ........................................................................................... 9
2.3.2. Anomalias do betão armado exposto ao fogo ........................................................ 10
2.3.2.1. Fissuração e destacamento .............................................................................. 10
2.3.2.2. Coloração do betão ........................................................................................... 12
2.3.2.3. Encurvadura de armaduras expostas ............................................................... 12
2.3.2.4. Deformação dos elementos .............................................................................. 13
2.3.2.5. Ataque químico dos cloretos resultante da combustão de PVC ...................... 13
2.4. Técnicas de inspeção do betão e do aço expostos ao fogo ............................................... 13
2.4.1. Inspeção visual ....................................................................................................... 14
2.4.2. Ensaios não destrutivos no betão .......................................................................... 14
2.4.2.1. Ensaio de propagação da velocidade ultrassónica .......................................... 15
viii
2.4.2.2. Ensaio de esclerómetro .................................................................................... 17
2.4.2.3. Ensaio de penetração ....................................................................................... 17
2.4.2.4. Teste da termoluminescência ............................................................................ 18
2.4.2.5. Varrimento laser terrestre .................................................................................. 19
2.4.3. Ensaios parcialmente destrutivos no betão ............................................................ 20
2.4.3.1. Ensaio de carotes ............................................................................................. 20
2.4.3.2. Ensaio Fire Behaviour Test ............................................................................... 21
2.4.3.3. Ensaio da fratura interna ................................................................................... 22
2.4.3.4. Análises petrográficas ....................................................................................... 22
2.4.3.5. Medição da densidade de fendas ..................................................................... 23
2.4.3.6. Análises químicas ............................................................................................. 24
2.4.4. Ensaios nas armaduras .......................................................................................... 24
2.4.4.1. Ensaio de tração sobre provetes de aço retirados da estrutura ....................... 25
2.4.4.2. Ensaios de dureza ............................................................................................ 25
2.4.4.3. Análises metalográficas .................................................................................... 25
2.5. Técnicas de reparação do betão exposto ao fogo .............................................................. 25
2.5.1. Betão projetado ...................................................................................................... 26
2.5.2. Resinas de reparação ............................................................................................. 27
2.5.3. Argamassas modificadas com polímeros ............................................................... 27
2.5.4. Argamassa de cimento ........................................................................................... 28
2.5.5. Colagem de chapas de aço .................................................................................... 28
2.5.6. Colagem de polímeros reforçados com fibras (FRP) ............................................. 28
2.5.6.1. Sistema EBR ..................................................................................................... 29
2.5.6.2. Sistema NSM .................................................................................................... 30
2.5.7. Armadura de reforço (malha electrosoldada) ......................................................... 33
2.6. Considerações finais ........................................................................................................... 33
3. Estudo experimental de ensaios de inspeção de lajes de betão armado danificadas pela ação do
fogo e técnicas de reparação ................................................................................................................ 35
3.1. Considerações iniciais ......................................................................................................... 35
3.2. Programa experimental ....................................................................................................... 35
3.3. Características das lajes ..................................................................................................... 37
3.3.1. Materiais ................................................................................................................. 37
3.3.1.1. Betão ................................................................................................................. 37
ix
3.3.1.2. Aço .................................................................................................................... 37
3.3.2. Dimensionamento das lajes ................................................................................... 38
3.3.3. Fabrico das lajes ..................................................................................................... 39
3.4. Exposição ao incêndio padrão ............................................................................................ 39
3.4.1. Sistema de ensaio .................................................................................................. 40
3.4.1.1. Forno ................................................................................................................. 41
3.4.1.2. Sistema de isolamento térmico ......................................................................... 41
3.4.1.3. Sistema de apoio das faixas de laje ................................................................. 41
3.4.1.4. Sistema de carregamento gravítico .................................................................. 42
3.4.2. Instrumentação e procedimento de ensaio ............................................................ 43
3.4.2.1. Instrumentação ................................................................................................. 43
3.4.2.2. Procedimento de ensaio e curva de incêndio padrão ...................................... 44
3.5. Ensaios de inspeção ........................................................................................................... 44
3.5.1. Preparação dos ensaios ......................................................................................... 45
3.5.2. Inspeção visual ....................................................................................................... 46
3.5.3. Ensaio da propagação da velocidade ultrassónica ................................................ 46
3.5.4. Ensaio de esclerómetro .......................................................................................... 47
3.5.5. Ensaio Fire Behaviour Test - FBTest ..................................................................... 48
3.5.6. Ensaios de inspeção às armaduras de aço ........................................................... 49
3.6. Reparação da laje Fogo 60 - R ........................................................................................... 49
3.6.1. Materiais ................................................................................................................. 50
3.6.2. Geometria e procedimento da técnica de reparação ............................................. 50
3.7. Ensaios de flexão a temperatura ambiente ......................................................................... 51
3.7.1. Sistema de ensaio, instrumentação e procedimento ............................................. 51
4. Resultados e discussão ................................................................................................................. 53
4.1. Considerações iniciais ......................................................................................................... 53
4.2. Resposta térmica e mecânica durante a exposição ao fogo padrão .................................. 53
4.2.1. Evolução da temperatura no interior do forno ........................................................ 53
4.2.2. Resposta térmica das lajes .................................................................................... 54
4.2.3. Resposta mecânica das lajes ................................................................................. 57
4.3. Ensaios de inspeção ........................................................................................................... 57
4.3.1. Inspeção visual ....................................................................................................... 57
4.3.1.1. Lajes .................................................................................................................. 58
4.3.1.2. Carotes e discos ............................................................................................... 60
4.3.2. Ensaio da propagação da velocidade ultrassónica ................................................ 63
x
4.3.3. Ensaio de esclerómetro .......................................................................................... 65
4.3.4. Ensaio Fire Behaviour Test - FBTest ..................................................................... 67
4.3.5. Ensaios de inspeção às armaduras de aço ........................................................... 72
4.4. Ensaios de flexão a temperatura ambiente ......................................................................... 73
4.4.1. Comportamento força-deslocamento ..................................................................... 73
4.4.2. Comportamento força-extensão ............................................................................. 74
4.4.3. Modos e cargas de rotura ....................................................................................... 75
5. Conclusões e perspetivas de desenvolvimentos futuros .............................................................. 77
5.1. Conclusões .......................................................................................................................... 77
5.2. Perspetivas de desenvolvimentos futuros ........................................................................... 79
6. Bibliografia ..................................................................................................................................... 81
Anexos ................................................................................................................................................... 86
Anexo I. Resultados dos ensaios de caracterização do betão .................................................... 86
Anexo II. Cálculos justificativos do dimensionamento das lajes............................................... 87
Anexo III. Desenho esquemático das carotes extraídas ........................................................... 90
Anexo IV. Cálculos justificativos do dimensionamento da laje Fogo R1 ................................... 91
Anexo V. Resultados dos ensaios da propagação da velocidade ultrassónica........................ 93
Anexo VI. Resultados numéricos da distribuição da temperatura ............................................. 96
Anexo VII. Resultados dos ensaios do esclerómetro ................................................................. 97
Anexo VIII. Resultados dos ensaios do Fire Behaviour Test ....................................................... 99
xi
Índice de figuras
Figura 1 - Evolução da temperatura com o tempo, de acordo com um incêndio real e com o incêndio
padrão da norma ISO 834. ...................................................................................................................... 4
Figura 2 - Coeficiente de redução das resistências do betão a temperatura elevada: (a) Kc (θ) - fator de
redução da resistência à compressão; (b) Kc,t (θ) - fator de redução da resistência à tração. ............. 6
Figura 3 - Evolução do módulo de elasticidade do betão (relativo à temperatura ambiente) com a
temperatura. ............................................................................................................................................ 8
Figura 4 - Coeficiente de redução Ks (θ) do valor característico da resistência (fyk) das armaduras
tracionadas ou comprimidas, para a Classe N. ...................................................................................... 9
Figura 5 - Comparação do módulo de elasticidade residual definido pelo EC2 com o obtido
experimentalmente para varões de aço com diâmetros de 10 mm e 15 mm, a elevadas temperaturas.
................................................................................................................................................................. 9
Figura 6 - Resistência residual relativa da ligação aço-betão (em relação à temperatura ambiente), em
função do tempo e temperatura de exposição. ..................................................................................... 10
Figura 7 - Textura da superfície do betão exposto a temperaturas elevadas ........................................ 11
Figura 8 - Lajes danificadas por ação do fogo (a) Laje 1, (b) Laje 2, (c) Laje 3, (d) Laje 4. .................. 11
Figura 9 - Amostras de betão de agregados siliciosos (vistas em corte): a) controlo (não exposto); b)
exposto a temperaturas de 350 ºC; c) aquecido na face esquerda. ..................................................... 12
Figura 10 - Ocorrência de spalling numa laje de um túnel danificada pelo fogo. ................................. 13
Figura 11 - Relação entre a resistência residual relativa do betão e a UPV, em valores relativos ...... 15
Figura 12 - Variação da UPV com o aumento da temperatura, para provetes de betão. ..................... 16
Figura 13 - Ensaio da penetração. ........................................................................................................ 18
Figura 14 - (a) Intensidade em função da temperatura a que os provetes estiveram expostos, para um
ângulo de incidência de 0º e distâncias variáveis; (b) Comparação da intensidade entre provetes
aquecidos e não aquecidos. .................................................................................................................. 20
Figura 15 - (a) Variação da absorção de água com a temperatura (acima de 200 ºC); (b) Variação da
diminuição da resistência à tração com a temperatura (cima de 200 ºC)............................................. 22
Figura 16 - Ensaio da fratura interna. .................................................................................................... 22
Figura 17 - Densidade de fendas e tensão residual de rotura à compressão do betão em função da
temperatura. .......................................................................................................................................... 24
Figura 18 - Diagramas carga-deslocamento a meio vão para as lajes de controlo, expostas ao fogo e
reforçadas com CFRP e GFRP. ............................................................................................................ 29
xii
Figura 19 - Tipos de técnicas de reforço com varões de CFRP aplicadas às lajes danificadas pelo fogo.
............................................................................................................................................................... 30
Figura 20 – Representação da secção das lajes expostas ao fogo e reparadas com varões de CFRP .
............................................................................................................................................................... 31
Figura 21 - Diagramas carga-deslocamento a meio vão das vigas. ..................................................... 32
Figura 22 - Modelo de cálculo utilizado no dimensionamento das faixas de laje. ................................ 38
Figura 23 - Distribuição longitudinal das armaduras das faixas de laje (à esquerda) e respetiva secção
transversal (à direita). ............................................................................................................................ 39
Figura 24 - (a) Aspeto final da cofragem e armaduras das faixas de laje de betão armado; (b) Aplicação
de um termopar no varão de aço; (c) Aplicação de um extensómetro no varão de aço (em cima) e após
proteção com adesivo (em baixo). ........................................................................................................ 39
Figura 25 - (a) Esquema dos ensaios de exposição ao fogo (AM – apoio móvel, AF – apoio fixo); vista
frontal; dimensões em metros; sem escala; (b) Sistema de apoio fixo, isolado com lã cerâmica; (c)
Sistema de carregamento gravítico aplicado numa extremidade da viga de distribuição. ................... 40
Figura 26 - Sistema de isolamento térmico: (a) Corte esquemático; (b) Vista do interior do forno. ..... 41
Figura 27 - Pormenorização e nomenclatura adotada para os termopares das faixes de laje: (a)
distribuição em corte longitudinal; (b) distribuição em planta. .............................................................. 43
Figura 28 - (a) Localização das armaduras inferiores da laje Fogo 60 - 1 com recurso a um detetor de
varões; (b) Extração de carotes: (b1) equipamento utilizado, (b2) extração de uma carote de referência
num cubo de betão a temperatura ambiente, (b3) carotes extraídas da laje Fogo 60 - 1. ................... 45
Figura 29 – (a) Ensaio da velocidade de propagação ultrassónica; (b) Ensaio esclerométrico: (b1)
Posicionamento do esclerómetro na laje Fogo 60 -1, (b2) Pormenor da malha de 10 pontos a ensaiar,
para cada posição, na zona do apoio da laje Fogo 120 - 3. ................................................................. 46
Figura 30 - Ensaio de compressão diametral: (a) Vista geral; (b) Pormenor do disco após rotura. ..... 48
Figura 31 - Esquema dos ensaios de tração aos varões de aço: (a) vista geral do equipamento (Instron
e videoextensómetro); (b) pontos de referência para medição da deformação do provete de aço. .... 49
Figura 32 - Distribuição longitudinal das armaduras e do laminado de CFRP da laje Fogo 60 - R (à
esquerda) e respetiva secção transversal (à direita). ........................................................................... 50
Figura 33 - Reparação da laje Fogo 60 - R com laminados de CFRP pelo sistema NSM: (a) Corte dos
rasgos através de uma serra de corte; (b) Aspeto final da superfície inferior da laje na seção de meio
vão. ........................................................................................................................................................ 51
Figura 34 - Esquema de ensaio utilizado nos ensaios de flexão a temperatura ambiente, em que: A -
macaco hidráulico; B – célula de carga; C – rótula esférica; D – viga de distribuição; E – rótula cilíndrica;
F – apoio móvel; G – apoio fixo; H – defletómetro; I – pórtico de reação. ............................................ 52
Figura 35 - Pormenorização e nomenclatura utilizada nos extensómetros da laje Ref T20. ............... 52
xiii
Figura 36 - Evolução da temperatura no interior do forno nos ensaios de exposição ao fogo e curva de
incêndio padrão segundo a norma ISO 834.......................................................................................... 53
Figura 37 - Evolução da temperatura na laje Ref Fogo. ....................................................................... 54
Figura 38 - Evolução da temperatura na laje Fogo 60 - 1. .................................................................... 54
Figura 39 - Evolução da temperatura na laje Fogo 60 - 2. .................................................................... 54
Figura 40 - Evolução da temperatura na laje Fogo 120 - 3. .................................................................. 54
Figura 41 - Evolução da temperatura na laje Fogo 60 - R. ................................................................... 55
Figura 42 - Localização e nomenclatura adotada para os termopares das lajes expostas a fogo. ...... 55
Figura 43 - Perfis de temperatura para cada laje ensaiada. ................................................................. 56
Figura 44 - Aumento do deslocamento na secção de meio vão em função do tempo de exposição. .. 57
Figura 45 - Aspeto final da laje exposta ao fogo durante 60 minutos, Fogo 60 - 1: (a) Vista geral da laje;
(b) Pormenor da fissuração superficial na face inferior da laje, na zona exposta ao incêndio (c) Zona
lateral da laje a meio vão; (d) Face inferior da zona intermédia entre o apoio e a zona exposta ao calor.
............................................................................................................................................................... 58
Figura 46 - Laje Fogo 120 - 3 após exposição ao fogo durante 120 minutos: (a) Vista geral em perfil; (b)
Face inferior da laje; (c) Pormenor da fissuração superficial. ............................................................... 59
Figura 47 - Aspeto da face inferior da laje Fogo 120 - 3: 24 horas após o ensaio ao fogo – vista geral
(a1) e vista de pormenor (a2); após o arrefecimento do betão – vista geral (b1) e vista de pormenor
(b2); após o arrefecimento do betão e remoção da camada fragmentada – vista geral (c1) e vista de
pormenor (c2). ....................................................................................................................................... 60
Figura 48 - Comparação entre a face lateral das lajes (a) Fogo 60 - 1 e (b) Fogo 120 - 3. ................. 60
Figura 49 - Carotes extraídas da laje Fogo 60 - 1 (face inferior da laje orientada para cima). ............ 61
Figura 50 - (a) Comparação da carote C1, não exposta diretamente ao fogo, com as carotes B3 e C5
da laje Fogo 60 - 1, e a carote E3, da laje Fogo 120 - 3 (face inferior da laje orientada para cima); (b)
Perfis de temperatura obtidos para cada uma das lajes mencionadas. ............................................... 61
Figura 51 - Carotes extraídas da laje Fogo 120 - 3 (face inferior da laje orientada para cima). .......... 62
Figura 52 – Aspeto e respetivas distâncias à face inferior da laje dos discos provenientes das carotes
D5 e D6 (da laje Fogo 60 - 2), F4 e E4 (da laje Fogo 120 - 3) e R1 do provete de referência (a
temperatura ambiente). ......................................................................................................................... 63
Figura 53 - Evolução relativa da UPV (face à UPV de referência) em função da distância longitudinal
das lajes................................................................................................................................................. 63
Figura 54 - Evolução relativa da UPV ao longo da espessura da laje: (a) Fogo 60 - 2; (b) Fogo 120 - 3.
Temperaturas numéricas previstas para o betão na seção de meio vão das lajes; *carotes da zona dos
apoios. ................................................................................................................................................... 64
xiv
Figura 55 – Evolução do índice esclerométrico obtido ao longo do comprimento das lajes Fogo 60 - 1 e
Fogo 120 - 3, e comparação com a resistência do betão à compressão prevista com o esclerómetro.
............................................................................................................................................................... 66
Figura 56 - Evolução da resistência residual do betão (estimada através do índice esclerométrico), em
função da espessura da laje e da temperatura numérica (para a secção de meio vão), nas lajes (a)
Fogo 60 - 2 e (b) Fogo 120 - 3; *carotes da zona dos apoios. .............................................................. 67
Figura 57 - Variação da absorção de água com a profundidade, em discos extraídos de carotes das
lajes (a) Fogo 60 - 2 e (b) Fogo 120 - 3; *carotes da zona dos apoios. ................................................ 68
Figura 58 – Aumento da absorção de água (face ao valor de referência) com a temperatura estimada.
............................................................................................................................................................... 69
Figura 59 - Variação da tensão de rotura à tração com a profundidade, em discos extraídos das lajes
(a) Fogo 60 - 2 e (b) Fogo 120 - 3; *carotes da zona dos apoios ......................................................... 70
Figura 60 – (a) Diminuição da tensão de rotura à tração (face ao valor de referência) com o aumento
da temperatura estimada; (b) Comparação entre a resistência residual à tração (relativa ao valor de
referência) em função da temperatura, obtida para os provetes das lajes expostas ao fogo durante 60
e 120 minutos, e a curva obtida por Bamonte et al.. ............................................................................. 71
Figura 61 - Resultados dos ensaios de tração aos provetes de aço. ................................................... 72
Figura 62 - Diagramas força-deslocamento a meio vão das lajes ensaiadas a temperatura ambiente.
............................................................................................................................................................... 74
Figura 63 - Diagramas representativos da força-extensão dos laminados da laje Fogo 60 - R e dos
varões longitudinais inferiores da laje Ref T20, colocados na secção de meio vão. ............................ 75
Figura 65 - Modo de rotura da laje Fogo 60 - R: (a) Aspeto geral; (b) Pormenor da face inferior da laje
na zona de extremidade. ....................................................................................................................... 75
Figura 64 - Modos de rotura das lajes: (a) Ref T20; (b) Ref Fogo. ....................................................... 75
xv
Índice de tabelas
Tabela 1 - Classificação simplificada dos danos do elemento de betão exposto ao fogo, através de
inspeção visual . .................................................................................................................................... 14
Tabela 2 – Valores das curvas carga-deslocamento para as respetivas lajes e percentagens face à laje
de controlo. ............................................................................................................................................ 29
Tabela 3 – Nomenclatura utilizada nas lajes, características, e valores obtidos no ensaio de flexão até
à rotura para as respetivas lajes e percentagens face às lajes de controlo. ........................................ 31
Tabela 4 - Nomenclatura utilizada nas vigas e resultados obtidos no ensaio de flexão até à rotura
(percentagens face aos valores médios das vigas de controlo). .......................................................... 32
Tabela 5 - Nomenclatura utilizada nos vários tipos de faixas de laje. ................................................... 36
Tabela 6 - Resultados dos ensaios de caracterização do betão e do aço. ........................................... 38
Tabela 7 - Cálculo do valor da carga de incêndio. ................................................................................ 43
Tabela 8 – Geometria e propriedades mecânicas dos laminados de CFRP. ........................................ 50
Tabela 9 - Resumo das máximas temperaturas obtidas em cada laje. ................................................ 56
Tabela 10 - Resultados dos ensaios de tração aos varões de aço. ...................................................... 72
Tabela 11 – Comparação entre os resultados obtidos no ensaio de flexão a temperatura ambiente até
à rotura para as respetivas lajes (percentagens face à laje de controlo), e as estimativas de carga e
modo de rotura. ..................................................................................................................................... 76
xvi
xvii
Simbologia
Letras romanas
Af Área de laminado de CFRP
As Área de armadura de aço
As,inferior Área de armadura de aço inferior
As,min Área mínima de armadura de aço
As,max Área máxima de armadura de aço
b Largura da secção
bf Largura do laminado de CFRP
Crm,c Parâmetro do cálculo do esforço transverso resistente
D Diâmetro do disco
d Altura útil da secção
d2 Distância entre o centro de massa das armaduras superiores e o topo da secção
df Distância entre o centro de massa dos laminados de CFRP e o topo da secção
e Espessura do disco
Ecm Módulo de elasticidade secante do betão
Ed Valor de cálculo dos efeitos das ações a temperatura ambiente
Ed,fi Valor de cálculo dos efeitos das ações em situação de incêndio
Ef Módulo de elasticidade do laminado de CFRP
Es Módulo de elasticidade do aço
fc Tensão de rotura à compressão do betão
fcd Valor de cálculo da tensão de rotura do betão à compressão
fck Valor característico da tensão de rotura do betão à compressão
fcm Valor médio da tensão de rotura do betão à compressão
fc,Ref Resistência à compressão do betão à temperatura ambiente (sem exposição
térmica)
fc,Temp Resistência à compressão do betão após exposição a determinada temperatura
fctk Valor característico da tensão de rotura do betão à tração
fctm Valor médio da tensão de rotura do betão à tração
ffd Valor de cálculo da resistência à tração do laminado de CFRP
xviii
ffu Tensão de última do laminado de CFRP
fsu Valor da tensão de rotura à tração do aço
fsy Valor da tensão de cedência do aço
fsyk Valor característico da tensão de cedência do aço
h Altura da secção
K Coeficiente de endurecimento
Kc (θ) Fator de redução do valor característico da resistência à compressão do betão (fck)
a temperaturas elevadas
Kc,t (θ) Fator de redução da tensão de rotura do betão à tração (fck,t) a temperaturas
elevadas
Ks (θ) Fator de redução do valor característico da resistência (fyk) das armaduras
tracionadas ou comprimidas, para a Classe N
Mr Momento fletor resistente
Nc Força diametral de compressão na rotura
Pr,corte Carga de rotura por corte
Pr,flexão Carga de rotura por flexão
Pult Carga de rotura obtida experimentalmente
T, θ Temperatura
t Tempo
tf Espessura do laminado de CFRP
UPVRef UPV medida no betão à temperatura ambiente
UPVTemp UPV medida no betão após exposição a determinada temperatura
vmin Parâmetro de cálculo do esforço transverso resistente
Vr Esforço transverso resistente
Vrm,c Parâmetro de cálculo do esforço transverso resistente
Vrm,min Parâmetro de cálculo do esforço transverso resistente
x Distância da linha neutra ao topo da secção
z Distância entre as resultantes das forças de compressão no betão e tração no aço
xix
Letras gregas
Deformação
máx Deslocamento máximo a meio vão
ult Deslocamento a meio vão correspondente a Pult
Extensão
cu Extensão última do betão à compressão
f Extensão no laminado de CFRP
fd Valor limite da extensão efetiva do laminado de CFRP
f, máx Extensão máxima obtida experimentalmente no laminado de CFRP
fu Extensão de rotura laminado de CFRP
s Extensão última dos varões de aço
sy Extensão de cedência do aço
su Extensão última do aço
L Taxa percentual de armadura longitudinal
xx
xxi
Acrónimos
CFRP Polímero reforçado com fibras de carbono (do termo inglês, carbon fibre reinforced
polymer)
EBR Reforço por colagem externa (do termo inglês, externally bonded reinforcement)
Fib Fédération Internacionale du Béton
FRP Polímero reforçado com fibras (do termo inglês, fibre reinforced polymer)
GFRP Polímero reforçado com fibras de vidro (do termo inglês, glass fibre reinforced
polymer)
ISO International Organization for Standardization
LC Laboratório de Construção
LERM Laboratório de Estruturas e Resistência de Materiais
NSM Reforço inserido no betão de recobrimento (do termo inglês, near surface mounted)
PVC Policloreto de vinila (do termo inglês polyvinyl chloride)
UPV Velocidade de propagação ultrassónica (do termo inglês, ultrasonic pulse velocity)
xxii
1
1. Introdução
1.1. Enquadramento geral
A crescente utilização do betão armado no princípio do século XX deveu-se às vantagens que este
material apresenta em relação aos materiais de construção que eram utilizados nessa época (e.g.
madeira, ferro, alvenaria), nomeadamente a elevada resistência à compressão, a relativa rapidez na
construção, o reduzido custo, a facilidade em ser moldado de forma a criar diferentes geometrias e a
necessidade de mão-de-obra pouco qualificada.
Para além das vantagens referidas, o betão possui um bom desempenho quando sujeito a temperaturas
elevadas, sobretudo quando comparado com o aço, apresentando boas características de isolamento
térmico (reduzida condutibilidade térmica) e estanquidade quando exposto diretamente ao fogo, para
além de ser não-combustível, não produzindo fumo nem gases tóxicos. Não obstante, as suas
propriedades físicas, químicas e mecânicas são afetadas negativamente pela temperatura elevada, em
particular na ocorrência de um incêndio. De facto, ao longo das últimas décadas, têm vindo a ser
desenvolvidos inúmeros estudos sobre a caracterização das propriedades a temperatura elevada do
betão e do aço em varão, possibilitando que este tipo de informação esteja disponível em diversos
documentos e regulamentos sobre o dimensionamento de estruturas de betão armado. Para além
disso, o comportamento de elementos estruturais em betão armado expostos à ação do fogo tem sido
igualmente alvo de investigação aprofundada, o que permitiu que fossem elaboradas regras de
dimensionamento que asseguram que os critérios de segurança estrutural são respeitados durante um
determinado período de exposição (definido consoante o tipo de estrutura, a sua importância e
utilização). As lajes de betão armado, dada a sua reduzida espessura e recobrimento, são os elementos
mais suscetíveis de sofrer danos consideráveis pela ação do incêndio (comparativamente com os
outros elementos estruturais).
A garantia da integridade de elementos de betão armado danificados pelo fogo leva a que seja
necessário fazer uma avaliação e classificação dos seus danos, de modo a determinar a sua
capacidade residual (após incêndio) e durabilidade e, consequentemente, prever a necessidade de
reparação e/ou reforço. Não obstante, a inspeção, a reparação e o desempenho de estruturas de betão
armado pós-fogo, apesar de ter sido alvo de um número considerável de investigações, não está tão
“padronizado” e “regulamentado” como o seu comportamento durante a ocorrência de um incêndio, não
existindo regulamentos ou normas específicas aplicáveis. Por outro lado, apesar de existirem vários
ensaios de inspeção, destrutivos e não destrutivos, para quantificar o grau de dano introduzido nas
estruturas, há ainda uma necessidade clara de estudos sistemáticos que comparem a eficácia de
diferentes técnicas de inspeção, quer “tradicionais” (como a inspeção visual ou o ensaio de
esclerómetro), quer novas, que têm sido desenvolvidas nos últimos anos (como o Fire Behaviour Test).
Quanto à viabilidade da reparação de elementos de betão armado danificados pela ação do incêndio,
existem técnicas de reparação tradicionais que se têm mostrado eficazes (e.g., substituição de betão e
armaduras, reforço com chapas de aço); no entanto, o surgimento de novos materiais/técnicas na
2
indústria da construção, como os polímeros reforçados com fibras (FRPs), pode constituir uma
alternativa viável às técnicas de reparação tradicionais, pelo que merecem ser investigadas em maior
detalhe.
1.2. Objetivos e metodologia
Esta dissertação tem como principais objetivos: (i) comparar a eficácia de diferentes técnicas de
inspeção do betão armado exposto a situação de incêndio, e (ii) avaliar a eficácia da reparação de lajes
de betão armado danificadas pela ação do fogo através da colagem de laminados de polímero
reforçado com fibras de carbono (CFRP) inseridos em rasgos executados no betão de recobrimento
(técnica NSM). Para esse efeito, foram realizados ensaios de resistência ao fogo em faixas de laje
simplesmente apoiadas, sujeitas a uma carga de serviço e à curva incêndio padrão da norma ISO 834,
durante tempos de exposição diferentes (60 e 120 minutos). Seguidamente, procedeu-se à inspeção
das lajes expostas ao fogo com o objetivo de avaliar o seu grau de deterioração e as suas propriedades
residuais, e comparar os vários ensaios entre si quando aplicados a elementos sujeitos a diferentes
tempos de exposição ao fogo. De seguida, reparou-se uma das lajes exposta ao fogo durante 60
minutos, através da colagem de laminados de CFRP (polímeros reforçados com fibras de carbono)
instalados pela técnica NSM. Finalmente, realizaram-se ensaios de flexão a temperatura ambiente
numa laje de referência (não exposta), numa laje exposta ao incêndio padrão durante 60 minutos e na
laje reparada. Estes ensaios permitiram comparar as respetivas respostas mecânicas, modos e cargas
de rotura e, deste modo, quantificar a degradação introduzida nas lajes pela ação do incêndio e avaliar
a eficácia da técnica de reparação após exposição ao fogo.
1.3. Organização do documento
A presente dissertação está organizada em cinco capítulos. No primeiro capítulo, constituído pela
presente introdução, introduz-se e enquadra-se o tema da dissertação no âmbito da engenharia civil, e
apresentam-se os objetivos e a metodologia utilizada para os alcançar. No segundo capítulo, define-se
a ação do incêndio nas estruturas de betão armado e apresentam-se os seus efeitos, quer ao nível das
propriedades dos materiais, quer ao nível do dano provocado no elemento estrutural de betão armado.
Para além disso, analisam-se os principais métodos de inspeção das propriedades residuais do betão
e do aço e, por fim, apresentam-se as principais técnicas de reparação do betão exposto ao fogo,
sempre que possível com estudos reportados na literatura. No terceiro capítulo, apresenta-se o
programa experimental que contempla o dimensionamento e fabrico das lajes, os ensaios de resistência
ao fogo em lajes de betão armado, os ensaios de inspeção ao betão e às armaduras de aço, a
reparação de uma laje danificada pelo fogo e, finalmente, os ensaios de flexão a lajes a temperatura
ambiente. No quarto capítulo, apresentam-se os resultados obtidos nos ensaios de resistência ao fogo,
os ensaios de inspeção ao betão e às armaduras de aço e os ensaios de flexão em lajes a temperatura
ambiente. No quinto capítulo, resumem-se as principais conclusões decorrentes do estudo
experimental e sugerem-se possíveis desenvolvimentos futuros para complementar este estudo.
3
2. Estado da Arte
2.1. Considerações iniciais
Neste capítulo apresenta-se o estado da arte referente a esta dissertação. Primeiramente, aborda-se a
ação do incêndio nas estruturas de betão armado (secção 2.2), de acordo com o estabelecido nos
Eurocódigos. De seguida, na secção 2.3, faz-se referência às características térmicas e mecânicas do
betão e do aço quando expostos a temperaturas elevadas e discute-se os efeitos provocados pelos
incêndios em elementos de betão armado. Na secção seguinte (2.4), apresentam-se os principais
métodos/ensaios de avaliação das propriedades residuais de estruturas de betão armado danificadas
pelo fogo. Posteriormente, na secção 2.5, aborda-se as principais técnicas de reparação do betão
exposto ao fogo. Por fim, expõem-se as principais conclusões do estudo da literatura (secção 2.6).
Quando as estruturas de betão armado são expostas ao fogo durante longos períodos de tempo, as
propriedades físicas, químicas e mecânicas dos seus materiais são alteradas, verificando-se a sua
deterioração e perda de capacidade resistente. Assim, é necessário avaliar corretamente uma estrutura
exposta ao fogo, em particular o tipo de danos e sua extensão, para que se possa propor a solução de
reparação ou reforço mais adequada.
De acordo com Gossain et al. [1], após a ocorrência de um incêndio é fundamental proceder da seguinte
forma:
1º - Avaliar se é seguro entrar na estrutura;
2º - Realizar uma inspeção preliminar ao local, identificando as áreas atingidas e os indicadores
de temperatura, e determinar o método de limpeza do local mais adequado;
3º - Realizar uma avaliação detalhada dos danos, através de inspeção visual, ensaios não
destrutivos ou parcialmente destrutivos;
4º - Analisar a estrutura, determinando as tensões aplicadas e resistentes e identificando a
extensão da reparação (se tal for possível);
5º - Projetar o método de reparação, selecionando os materiais e delineando o faseamento das
operações e o controlo da qualidade.
A decisão de reparar ou reforçar uma estrutura depende essencialmente da análise da relação
custo/benefício. Pode-se optar por remover e repor o material danificado (reconstruir), reparar ou não
tomar nenhuma medida. Se a estrutura apresentar danos severos, pode-se optar pela demolição
seguida de reconstrução, se tal for mais vantajoso. Caso contrário, a hipótese mais viável é reparar os
elementos, com restabelecimento parcial ou total das suas funções originais na estrutura ([2] e [3]).
2.2. Definição da ação do fogo nas estruturas de betão armado
Para que se origine um incêndio é necessária a existência simultânea de três elementos: combustível,
comburente (oxigénio) e fonte de ignição (calor).
4
O incêndio pode ser descrito nas seguintes fases (cf. Figura 1): (a) a fase da ignição corresponde ao
início da combustão de um elemento no interior do compartimento, caracterizando-se pelo aumento
lento da temperatura e sem qualquer influência no comportamento estrutural do edifício; (b) a fase da
propagação (ou crescimento) caracteriza-se pelo acréscimo da combustão dos materiais, com
consequente libertação de fumos e gases inflamáveis a altas temperaturas que, por serem menos
densos, ascendem e se acumulam no teto; consequentemente, a temperatura aumenta, podendo
atingir 450 a 600 ºC, e ocorre uma generalização progressiva das chamas a todo o compartimento;
(c) à medida que a quantidade de material em combustão progride, ocorre uma inflamação
generalizada do compartimento, em que todo o material combustível está envolvido no incêndio -
fenómeno designado por flashover - caracterizado pelo aumento drástico da temperatura num curto
intervalo de tempo, podendo atingir-se temperaturas superiores a 1000 ºC; (d) durante o
desenvolvimento pleno, dá-se a queima do material combustível e a temperatura dos gases mantém-
se constante, estando o compartimento sujeito à temperatura máxima atingida durante todo o processo
de incêndio; (e) por fim, o incêndio entra numa fase de declínio (ou arrefecimento) até à sua extinção,
à medida que os materiais combustíveis são consumidos e/ou o oxigénio se esgota, ou ainda quando
forem ativados os sistemas de extinção ou a ação dos bombeiros, diminuindo a quantidade de calor
libertada ([4], [5]).
Dada a grande dificuldade em representar um incêndio real num compartimento (devido a variáveis
como as condições de ventilação, geometria, material combustível, entre outros) foram definidos
modelos de incêndio simplificados, que simulam a evolução da temperatura dos gases no interior de
um compartimento em função do tempo. Assim, o Eurocódigo 1 - Parte 1-2 [6] define três curvas
nominais, sendo a mais utilizada a curva de incêndio padrão ISO 834 [7]. Como se observa na Figura
1, a temperatura aumenta continuamente ao longo do tempo a partir da fase de inflamação
generalizada, não possuindo fase de ignição nem de extinção. Esta curva é aplicada na avaliação da
capacidade resistente de estruturas, bem como na maioria dos ensaios experimentais. Da mesma
forma, o programa experimental da presente dissertação foi realizado com base nesta curva.
De acordo com o Eurocódigo 2 – Parte 1-2 [8], os elementos expostos ao fogo padrão devem satisfazer
os seguintes critérios:
Figura 1 - Evolução da temperatura com o tempo, de acordo com um incêndio real e com o incêndio padrão da norma ISO 834 (adaptado de [5] e [21]).
0
200
400
600
800
1000
1200
0 50 100 150 200 250 300
Temperatura [ºC]
Tempo [minutos]
Incêndio Padrão(ISO 834)
Incêndio Real
Ignição | Propagação | Flashover | Desenvolvimento | Arrefecimento
5
(i) Estanquidade (E), em que a estrutura deve impedir a emissão de chamas e gases inflamáveis
pela face do elemento não exposta ao fogo;
(ii) Resistência estrutural (R), em que a estrutura deve manter a sua capacidade de suporte de
cargas durante o tempo especificado de resistência ao fogo;
(iii) Isolamento térmico (I), em que a estrutura deve limitar em 140 °C o aumento da temperatura
média na face não exposta ao fogo, ou em 180 °C o aumento máximo da temperatura em
qualquer ponto dessa superfície.
A classe de resistência ao fogo de um elemento traduz o tempo (em minutos) de exposição ao fogo
padrão no qual determinado critério (ou vários) é (são) satisfeito(s).
2.3. Efeito do fogo nos elementos de betão armado
Neste capítulo pretende-se, através da revisão de estudos realizados até à data, apresentar
sinteticamente as principais patologias observadas no betão armado quando sujeito a temperaturas
elevadas, mais concretamente em lajes.
Quando o betão é sujeito a temperaturas elevadas, sofre não só alterações físicas como também
alterações químicas. Segundo informação recolhida por Fletcher et al. [9], a resposta do betão quando
sujeito a temperaturas elevadas é complexa devido à não uniformidade do material, isto é, pelo facto
de o betão ser constituído por uma pasta de cimento e agregados que reagem de maneira diferente
quando expostos a temperaturas elevadas. A maioria dos betões contém uma certa quantidade de água
(água livre) que evapora para temperaturas entre 100 a 140 ºC, originando um aumento da pressão no
seu interior, o que poderá provocar um fenómeno de destacamento superficial, denominado de spalling
(abordado na secção 2.3.2.1). Quando a temperatura alcança 400 ºC, o hidróxido de cálcio [Ca(OH)2]
– um dos principais componentes da pasta de cimento - começa a desidratar, pelo que se liberta mais
vapor de água e, consequentemente, ocorre uma significativa redução da capacidade resistente do
betão.
O tipo de agregados também influencia as propriedades do betão quando exposto a temperaturas
elevadas. Assim, por exemplo, para temperaturas da ordem de 570 ºC, o quartzo presente em
agregados siliciosos sofre alterações irreversíveis na sua morfologia, com expansão de volume. Já no
caso de agregados calcários, o carbonato de cálcio (CaCO3) transforma-se em óxido de cálcio (CaO)
para temperaturas da ordem de 800 a 900 ºC, aumentando o seu volume. Este aumento de volume dos
agregados está associado a fenómenos de fissuração e spalling. Por outro lado, a água utilizada para
extinguir o fogo faz com que o óxido de cálcio se transforme em hidróxido de cálcio, durante o qual
ocorre um aumento de volume adicional, provocando fissuras e desagregação do betão ([10] e [11]).
Por fim, a partir de uma temperatura de 1200 ºC, inicia-se a fusão da pasta de cimento e dos agregados
e, a 1400 ºC, o betão funde completamente [10].
6
2.3.1. Alterações nas propriedades mecânicas dos materiais
A ação térmica no betão e no aço é traduzida pela redução das propriedades mecânicas destes
materiais. Consequentemente, sob temperaturas elevadas, ocorre uma perda de capacidade resistente
dos elementos de betão armado. Nas últimas décadas, foram realizados diversos estudos sobre esta
matéria, revistos resumidamente nas subsecções seguintes.
2.3.1.1. Betão
Genericamente, de acordo com Fletcher et al. [12], a resistência à compressão do betão mantém-se
sensivelmente inalterada até ser atingida uma determinada temperatura crítica, acima da qual a
resistência diminui consideravelmente. Para betão com agregados de origem calcária, essa
temperatura é da ordem de 660 ºC, enquanto que para betão com agregados siliciosos é cerca de
430 ºC. De facto, quando se atinge uma temperatura de 300 ºC, o betão sofre uma perda da capacidade
resistente na ordem de 30 - 40% devido à expansão térmica diferencial dos componentes do betão, o
que origina fissuração interna, e também devido à incompatibilidade entre a pasta de cimento e o aço.
Acima de 500 - 600 ºC, ocorre uma redução da resistência à compressão do betão superior a 70 –
80% [13]. Mesmo assim, Bamonte et al. [14] referem que a resistência à compressão é o parâmetro
menos afetado pela temperatura (a resistência à tração e o módulo de elasticidade sofrem reduções
mais significativas), tendo reportado uma redução da resistência à compressão de 10 – 50% em
provetes de betão sujeitos a 400 ºC.
O Eurocódigo 2 [8] define uma curva com os valores para a redução do valor característico da
resistência do betão à compressão a temperatura elevada, consoante seja constituído por agregados
calcários ou siliciosos, como representado na Figura 2 (a). A resistência à compressão mantém-se
inalterada até 100 ºC, temperatura a partir da qual diminui até 1200 ºC, sendo que para esta
temperatura a resistência é nula. Por comparação com os estudos mencionados no parágrafo anterior,
o Eurocódigo 2 aparenta ser menos conservativo na redução da resistência do betão à compressão.
Phan et al. [15] estudaram a influência da presença do carregamento no comportamento do betão,
corrente e de elevado desempenho, exposto a temperaturas elevadas. Para o efeito, realizaram três
tipos de ensaios: sem pré-carga (as amostras foram aquecidas até determinada temperatura e depois
aplicou-se uma carga até à rotura do provete); com pré-carga (os provetes foram submetidos a uma
Figura 2 - Coeficiente de redução das resistências do betão a temperatura elevada (adaptado de [8]): (a) Kc (θ) - fator de redução da resistência à compressão; (b) Kc,t (θ) - fator de redução da resistência à tração.
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
0 200 400 600 800 1000 1200
Kc (q)
Temperatura [ºC]
Agragadoscalcários
Agregadossiliciosos
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
0 200 400 600
Kc,t (q)
Temperatura [ºC]
7
carga de 20-40% da carga de rotura à temperatura ambiente durante o aquecimento; posteriormente,
a carga foi aumentada até à rotura); ensaio residual sem pré-carga (a amostra foi aquecida e depois
de arrefecida foi aplicada uma carga até à rotura). A variação de resistência à compressão do betão
corrente com a temperatura, em ensaios sem e com pré-carga, pode ser descrita, segundo Phan et al.
[15], por: (i) uma fase inicial de perda de resistência – até 200 ºC; (ii) uma fase de estabilização e
recuperação/aumento de resistência em cerca de 10% – até cerca de 400 ºC; e, por fim, (iii) uma fase
caracterizada por uma diminuição contínua de resistência com o aumento da temperatura. No ensaio
residual sem pré-carga os autores observaram um (i) patamar de ganho de resistência residual de
cerca de 10% – até 200 ºC, seguido por (ii) um decréscimo contínuo de resistência com o aumento da
temperatura. Em todos os ensaios verificou-se que a resistência do betão de elevado desempenho
varia com a temperatura de modo mais desfavorável que a do betão corrente, sendo as diferenças mais
pronunciadas até 400 ºC; e o aumento de resistência ocorre para níveis de temperatura superiores.
Khoury [16] refere que a aplicação de uma pré-carga pode causar um aumento de resistência do betão,
uma vez que a pré-carga aplicada durante a fase de aquecimento compacta o betão, limitando o
surgimento da fissuração.
Com o aumento da temperatura, também se verifica uma redução da resistência à tração. Segundo
Bamonte et al. [14], para temperaturas de 400 ºC, a redução da resistência à tração é cerca de
30 – 60%, enquanto que a 600 ºC a redução é de 60 – 70% para betões calcários e de 80% para betões
silicosos.
Novamente, o Eurocódigo 2 [8] contabiliza a redução do valor característico da tensão de rotura do
betão à tração através de um coeficiente de redução, que toma o valor unitário até 100 ºC e que, a
partir desta temperatura, diminui de forma linear até 600 ºC, conforme se observa na Figura 2 (b).
De acordo com Cánovas [17], o módulo de elasticidade do betão é bastante afetado pela ação do
incêndio e, juntamente com a dilatação ocorrida no aço, pode provocar flechas excessivas em
elementos de pequena espessura, como é o caso das lajes. Esta redução significativa do módulo de
elasticidade com o aumento da temperatura é justificada pela rotura das ligações internas entre a matriz
cimentícia e os agregados [18]. Bamonte et al. [14] relata que o módulo de elasticidade é o parâmetro
mais afetado pela temperatura: a 400ºC a redução é da ordem de 50 – 65% e a 600 ºC o módulo reduz-
se em cerca de 75% para betões calcários e 85% para betões silicosos. Bazant e Kaplan [18]
concluíram que é difícil comparar os resultados obtidos em diversas investigações, visto que o módulo
de elasticidade depende, entre outros fatores, da composição do betão, humidade inicial, carga
aplicada e taxa de aquecimento.
Na Figura 3 observa-se a relação entre o módulo de elasticidade e a temperatura, para diferentes
agregados, de acordo com Bazant e Kaplan [18] e com o Eurocódigo 2. O Eurocódigo 2 assume um
decréscimo superior do módulo de elasticidade com a temperatura relativamente aos resultados obtidos
por Bazant e Kaplan, pelo facto do aumento do efeito de fluência, causado pela temperatura, ter sido
considerado implicitamente no primeiro documento [19].
8
2.3.1.2. Aço
As propriedades mecânicas dos varões de aço são igualmente afetadas pelas temperaturas que se
desenvolvem durante um incêndio.
A temperaturas elevadas, o patamar de cedência do aço deixa de existir e dá lugar a uma plastificação
gradual. Assim, para temperaturas elevadas, a tensão de cedência é considerada como a tensão que
corresponde a uma extensão de 0,2% [5]. De acordo com Klamer [19], a tensão de cedência não é
significativamente afetada para temperaturas até 150 ºC. Porém, para temperaturas superiores, o
comportamento do aço é afetado, dependendo da sua composição e processo de fabrico. Assim, aços
com tensões de cedência (à temperatura ambiente) superiores tendem a ser mais afetados quando
expostos a temperaturas elevadas do que aços com uma menor tensão de cedência inicial [19].
Deste modo, para temperaturas na ordem de 600 ºC, o aço sofre uma redução da sua tensão de
cedência em cerca de 50%. Porém, pode-se recuperar parte dessa resistência após o arrefecimento
do elemento, para temperaturas de até 600 ºC para o aço laminado a quente e de 450 ºC no caso de
aço endurecido a frio. Para temperaturas superiores, a perda de resistência é permanente ([12] e [13]).
Para além disso, como o aço exibe elevada condutibilidade térmica, verifica-se uma homogeneização
da temperatura ao longo do elemento, implicando uma redução de rigidez e resistência de forma
continuada no tempo e no espaço.
O Eurocódigo 2 [8] define a redução do valor característico da tensão de cedência do aço com base
num coeficiente de redução, Ks (θ), representado na Figura 4. O Eurocódigo 2 estipula que a tensão
de cedência só deve ser reduzida para temperaturas superiores a 300 ºC no caso do aço endurecido a
frio, e superiores a 400 ºC no caso do aço laminado a quente. Para além disso, estabelece ainda a
variação da tensão de cedência com a temperatura para o caso de armaduras comprimidas. Refira-se
que os estudos apresentados no parágrafo anterior estão em conformidade com o que o Eurocódigo 2
estipula.
Associado a uma redução da tensão de cedência, dá-se uma redução do módulo de elasticidade com o
aumento da temperatura. O módulo de elasticidade é pouco afetado até 150 ºC, temperatura a partir da
qual diminui drasticamente. Consequentemente, ocorre um aumento da deformabilidade do aço. Em
estudos experimentais realizados por Wang et al. [20] foi avaliada a variação do módulo de elasticidade
Figura 3 - Evolução do módulo de elasticidade do betão (relativo à temperatura ambiente) com a temperatura (adaptado de [19]).
0
20
40
60
80
100
0 100 200 300 400 500 600
Ec(q) / Ec (20ºC) [%]
Temperatura [ºC]
Eurocódigo 2 - agregadossiliciosos
Bazant e Kaplan -agregados siliciosos
Bazant e Kaplan -agregados carbonatados
9
com a temperatura de varões de aço endurecido a frio de 10 mm e 15 mm de diâmetro, que foi comparada
com a definição do Eurocódigo 2 [8]. Como se observa na Figura 5, os resultados obtidos por Wang et al.
[20] para temperaturas mais elevadas (i.e., superiores a 300 ºC) parecem estar em conformidade com o
que o Eurocódigo 2 define; contudo, para temperaturas até 100 ºC as diferenças são significativas.
2.3.1.3. Aderência aço-betão
A tensão de aderência entre varões de aço e o betão é também uma propriedade afetada pelas
temperaturas elevadas, dependendo de parâmetros tais como a composição do betão, o tipo de aço, o
acabamento da superfície do varão e o tipo de agregados constituintes do betão. Verifica-se que os
dois últimos parâmetros são os que mais influenciam a aderência aço-betão [5]. Por outro lado, o
coeficiente de condutibilidade térmica do aço é cerca de 50 vezes maior que o do betão. Assim, apesar
de possuírem coeficientes de dilatação térmica semelhantes, o aço começa a dilatar mais cedo,
provocando perda de aderência entre os dois materiais [21].
Chiang e Tsai [22] ensaiaram amostras de betão (com geometria 15x15x20 cm) com dois varões de
aço (de área 71 mm2) embebidos verticalmente em cada amostra. Após as amostras terem sido
colocadas num forno a diferentes temperaturas e durações de exposição, foram sujeitas ao ensaio de
arrancamento (pull-out) a temperatura ambiente, com o intuito de medir a resistência residual da
ligação. Comparou-se este valor com o obtido em amostras não expostas a temperaturas elevadas. Os
autores verificaram uma redução substancial da resistência na interface varões-betão com o aumento
da temperatura e do tempo de exposição, tal como se observa na Figura 6.
Figura 5 - Comparação do módulo de elasticidade residual definido pelo EC2 com o obtido experimentalmente para varões de aço com diâmetros de 10 mm e 15 mm, a elevadas temperaturas (adaptado de [8] e [20]).
Figura 4 - Coeficiente de redução Ks (θ) do valor característico da resistência (fyk) das armaduras tracionadas ou comprimidas, para a Classe N (adaptado de [8]).
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200
Ks (q)
Temperatura [ºC]
Armaduras tracionadas -Aço laminado a quente
Armaduras tracionadas -Aço endurecido a frio
Armaduras comprimidas(e tracionadas paraextensões < 2%)
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
0 100 200 300 400 500 600 700
Es(q) / Es (20ºC) [%]
Temperatura [ºC]
EC2 - Aço endurecido a frio
EC2 - Aço laminado a quente
Wang et al. - varões de 10mm
Wang et al. - varões de 15mm
10
2.3.2. Anomalias do betão armado exposto ao fogo
2.3.2.1. Fissuração e destacamento
Como referido anteriormente, as temperaturas atingidas durante um incêndio, especialmente acima de
100 ºC, fazem evaporar a água existente (água livre e de hidratação) nos poros do betão. A falta de
interligação entre estes vazios e a pressão associada à libertação do vapor de água origina tensões
internas de tração que, quando superam a resistência à tração do betão, originam fissuras e o
destacamento de parte da camada do betão de recobrimento, fenómeno designado de spalling. Este
fenómeno depende sobretudo do teor de humidade, da compacidade do betão e das condições/taxa
de aquecimento ([1], [22] e [23]).
Com o aumento da temperatura, os elementos estruturais tendem a dilatar, dando origem a fissuras em
elementos que, encontrando-se em zonas mais frias, limitam os movimentos de expansão. O betão e
o aço exibem coeficientes de dilatação térmica semelhantes (10-5 m/mºC) para temperaturas até
400 ºC. Porém, para temperaturas superiores a este valor, observa-se uma expansão mais
considerável no betão, quando comparada com o aço, o que provoca perda de aderência entre os dois
materiais e, consequentemente, fissuração local ao longo das armaduras ([2] e [19]). Outro fator que
potencia este fenómeno é o facto de o coeficiente de dilatação térmica da pasta de cimento ser
sensivelmente o dobro do dos agregados (especialmente os siliciosos), originando um processo de
desagregação que, por sua vez, conduz à fissuração e spalling ([2], [9] e [21]).
Arrioz [10] estudou o fenómeno da fissuração e do spalling com o aumento da temperatura e concluiu
que a fissuração começa a ser visível quanto se atinge 600 ºC. Neste estudo, o autor observou que a
800 ºC as fissuras são pronunciadas e continuam a aumentar de forma significativa até 1000 ºC.
Quando se atinge 1200 ºC, o autor reportou a ocorrência de spalling do betão devido à contínua
formação de fissuras (Figura 7).
Hertz [24] relatou que a probabilidade de ocorrência de spalling aumenta se o conteúdo de água, em
peso, for superior a 3% e se o betão apresentar, na sua constituição, partículas mais pequenas do que
os grãos de cimento (como a microsílica), o que é típico nos betões de muito elevada resistência.
Figura 6 - Resistência residual relativa da ligação aço-betão (em relação à temperatura ambiente), em função do tempo e temperatura de exposição (adaptado de [22]).
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5
Re
sis
tên
cia
re
lativa
da
lig
açã
o a
ço
-be
tão
Tempo de exposição [horas]
240 ºC
320 ºC
400 ºC
500 ºC
550 ºC
11
A progressão da fissuração reduz a resistência à tração do betão, podendo, por vezes, ocorrer uma
súbita libertação de energia e um destacamento violento do betão de recobrimento, sendo o material
projetado a alta velocidade. O spalling explosivo está associado a elevadas temperaturas. Porém,
vários autores relataram a ocorrência de spalling explosivo a temperaturas de apenas 200 ºC. Para
betões correntes, o fenómeno de spalling explosivo ocorre, geralmente, nos primeiros 30 minutos do
incêndio [25], o que, deixando as armaduras diretamente expostas ao calor, pode conduzir a
resistências ao fogo dos elementos muito reduzidas.
Estudos de Khoury e Anderberg [25] mostram que em betões mais resistentes a probabilidade de
ocorrência de spalling é maior, devido à reduzida porosidade e permeabilidade, o que dificulta a
dissipação do vapor de água e aumenta as tensões internas nos poros do betão. Os autores
mencionam ainda que, durante os primeiros tempos após a construção (normalmente até 2 anos), a
probabilidade de ocorrência de spalling é maior, devido a uma maior percentagem de humidade
existente no betão. Por fim, referem que, como as lajes só estão expostas ao fogo numa única face
(considerando que o fogo ocorre apenas nesse compartimento), o comportamento destas ao fogo pode
ser melhor comparativamente a vigas de grande altura, que estão expostas em três faces.
Ha et al. [26] mencionam os efeitos provocados por um incêndio que deflagrou, durante três horas, num
compartimento de uma central termoelétrica em betão armado, durante a fase de construção.
Apresenta-se na Figura 8 a face inferior das quatro lajes (teto) do compartimento onde se iniciou o fogo.
Observa-se que ocorreu o destacamento do betão exposto ao fogo, a cerca de meia espessura,
expondo as armaduras da laje. Nas lajes 1 e 2 ocorreu o destacamento de cerca de 50% do betão,
enquanto que, respetivamente, 60% e 50% das armaduras inferiores ficaram expostas. Nas lajes 3 e 4
os danos observadores foram mais severos: ocorreu o destacamento em mais de 90% do betão e 90%
das armaduras inferiores e ainda 40% e 30% das armaduras superiores ficaram expostas,
respetivamente.
Por fim, os efeitos da retração originados pelo combate ao incêndio também favorecem a ocorrência
de fissuração e o spalling. A água fria utilizada pelos bombeiros para extinguir o incêndio provoca,
frequentemente, fissuras de retração severas na superfície do betão e o seu destacamento devido ao
aumento de volume (provocado pela reidratação do óxido de cálcio). O arrefecimento (brusco) por meio
Figura 7 - Textura da superfície do betão exposto a temperaturas elevadas (após arrefecimento) [10].
Figura 8 - Lajes danificadas por ação do fogo (a) Laje 1, (b) Laje 2, (c) Laje 3, (d) Laje 4 [26].
200ºC 400ºC 600ºC 800ºC 1000ºC 1200ºC
(a) (b) (c) (d)
12
de jato de água é mais gravoso para a estrutura do que o arrefecimento natural ao ar, na medida em
que o segundo é mais lento, originando menos gradientes térmicos ([5] e [27]).
2.3.2.2. Coloração do betão
Com o aumento da temperatura atingida durante um incêndio, o betão vai sofrendo alterações químicas
nos seus constituintes, o que origina mudanças de cores na sua superfície e em profundidade. Erlin et
al. [28] afirmam que a temperatura à superfície do betão é, normalmente, inferior à temperatura do ar
e, por isso, a coloração superficial do betão apenas constitui uma estimativa da temperatura atingida
durante o incêndio.
Vários autores ([11], [29], [30]) relatam que, até 120 ºC, não há qualquer alteração da cor do betão. No
intervalo de 300 a 600ºC, a cor do material varia da sua cor natural para rosa a vermelho, enquanto
que para temperaturas de 600 ºC a 900 ºC a cor oscila entre cinzento-escuro e cinzento-esbranquiçado.
Acima de 900 ºC, o betão apresenta uma cor de camurça (castanho-amarelado).
Short et al. [29] relatam que a cor rosa do betão se deve à presença de compostos de ferro (nos
agregados finos ou grossos) que desidratam nesse intervalo de temperaturas. Tal coincide com a
redução da resistência à compressão do betão. Afirmam ainda que o betão com agregados siliciosos é
mais sensível à alteração de cor do que o betão com agregados de origem calcária. A Figura 9 ilustra
um ensaio relatado por Short et al. [29], no qual se observa que a amostra de betão sujeita a uma
temperatura de 350 ºC sofreu uma alteração da sua coloração para um tom avermelhado (tanto os
agregados como a pasta de cimento). Na Figura 9 c) observa-se uma amostra de betão aquecida
apenas na face esquerda, em que é notória a transição do tom rosa na face aquecida para o seu interior.
2.3.2.3. Encurvadura de armaduras expostas
Quando submetidas a um incêndio, ainda que na maioria das situações só estejam expostas numa
face, as lajes de betão armado podem apresentar danos mais significativos comparativamente com
outros elementos, dada a sua geometria (reduzida espessura e recobrimento). Assim, quando ocorre
spalling, parte da camada de betão de recobrimento sofre destacamento e as armaduras de aço ficam
expostas a elevadas temperaturas (cf. Figura 10). Consequentemente, as armaduras dilatam, mas,
como estão restringidas (nas zonas onde o betão não destacou), tentem a instabilizar por compressão,
deformando-se, podendo plastificar, e provocando o destacamento do betão superficial remanescente
[2].
Figura 9 - Amostras de betão de agregados siliciosos (vistas em corte): a) controlo (não exposto); b) exposto a temperaturas de 350 ºC; c) aquecido na face esquerda (adaptado de [29]).
(a) (b) (c)
13
2.3.2.4. Deformação dos elementos
Como referido, a ação das temperaturas elevadas provoca uma redução da resistência do betão e do
aço. Para além disso, a redução ou eliminação da camada do betão de recobrimento provoca o rápido
aquecimento e a plastificação dos troços de armadura diretamente expostos ao fogo, conduzindo a um
incremento das flechas, bem como a uma redução da resistência do elemento estrutural. A perda de
capacidade resistente do elemento está geralmente associada a grandes deformações permanentes,
pelo gradiente térmico e pela redução do módulo de elasticidade dos materiais; tais deformações
podem comprometer a verificação das condições em Estado Limite de Serviço, podendo resultar na
necessidade de demolir o elemento, mesmo que este não apresente risco de colapso ([5] e [12]).
2.3.2.5. Ataque químico dos cloretos resultante da combustão de PVC
Durante um incêndio, a combustão de plásticos, como o PVC, provoca a libertação de iões cloro, que
podem penetrar no betão armado por difusão e, consequentemente, provocar o ataque químico das
armaduras. Para além disso, a eventual delaminação/desagregação da camada de recobrimento
agrava o risco de corrosão. Quando tal fizer sentido, é aconselhável a determinação da profundidade
de penetração daqueles iões para aferir a existência de armadura contaminada [2]. O teor crítico dos
cloretos numa amostra depende, entre outros aspetos, da qualidade do betão (recobrimento,
permeabilidade, tipo e quantidade de cimento) e das suas condições de exposição [31].
2.4. Técnicas de inspeção do betão e do aço expostos ao fogo
Após terem sido expostos a um ciclo completo de aquecimento/arrefecimento, os materiais
constituintes dos elementos de betão armado apresentam propriedades residuais que importa aferir
para que se possa definir a técnica mais adequada de reparação da estrutura. Esta avaliação pode ser
efetuada de forma qualitativa - através de informação recolhida por observação visual - ou de forma
quantitativa – através de ensaios in situ ou laboratoriais realizados nos elementos da estrutura ou em
provetes dela extraídos.
Os ensaios podem classificar-se em não destrutivos ou parcialmente destrutivos. Numa primeira fase,
deve-se demarcar as áreas mais danificadas por meio de ensaios não destrutivos e, posteriormente,
deve-se estudar essas zonas com maior detalhe, através de ensaios semi-destrutivos [32]. Após a
realização dos ensaios, deve-se comparar os valores da resistência residual do material nas zonas
afetadas com os das zonas não afetadas.
Figura 10 - Ocorrência de spalling numa laje de um túnel danificada pelo fogo [81].
14
2.4.1. Inspeção visual
Ainda antes da remoção dos detritos, a primeira técnica de investigação local é a inspeção visual, que
é utilizada para classificar o nível de danos da estrutura de betão armado. Assim, deve-se
primeiramente investigar a fonte do incêndio e a respetiva localização, bem como identificar as partes
da estrutura mais danificadas. Como referido na secção 2.3.2.2, as cores que o betão apresenta após
um incêndio constituem um bom indicador da estimativa das temperaturas atingidas e, indiretamente,
permitem determinar as suas propriedades mecânicas residuais. Também se deve ter em conta a
aparência da superfície do elemento, isto é, a existência de fissuração, de desagregação, de spalling,
de encurvadura da armadura e de deformações excessivas dos elementos. Numa observação mais
detalhada, deve-se complementar a avaliação da temperatura atingida durante o incêndio com base na
observação do estado físico (deformação) de diversos materiais não estruturais expostos ao fogo, tais
como os seguintes: poliestireno, polietileno, chumbo, alumínio, vidro, prata, latão, bronze, cobre e ferro
fundido [33].
A inspeção visual do estado do betão armado permite aferir a categoria de dano, para cada elemento
estrutural, podendo, para esse efeito, ser utilizado o esquema de classificação proposto pela The
Concrete Society [34], conforme representado na Tabela 1. A cada categoria de dano corresponde uma
categoria de reparação [35].
Tabela 1 - Classificação simplificada dos danos do elemento de betão exposto ao fogo, através de inspeção visual (adaptado de [35]).
Classe do dano
Características observadas
Acabamento Cor Fissuração superficial
Spalling Armaduras Fendas Deformação
0 (Limpeza necessária)
Não afetado Normal Nenhuma Nenhum Não
expostas Nenhumas Nenhuma
1 (Reparação superficial
necessária)
Algum destacamento
Normal Ligeira Pequeno Não
expostas Nenhumas Nenhuma
2 (Reparação geral necessária)
Perda substancial
Rosa/ vermelho
Moderada Localizado Até 25% expostas
Nenhumas Nenhuma
3 (Reparação principal necessária)
Perda total
Rosa/ vermelho ou
cinzento-esbranquiçado
Extensa Considerável Até 50% expostas
Pequenas Nenhuma
4 (Reparação extensa necessária)
Destruído Castanho-amarelado
Superfície perdida
Quase total Até 50% expostas
Grandes Visível
2.4.2. Ensaios não destrutivos no betão
Os ensaios não destrutivos têm como vantagem não danificarem o betão que está a ser analisado ou
não causarem danos significativos no material. Por outro lado, permitem fazer um levantamento global
da estrutura, isto é, realizar medições em diversas zonas dos elementos a fim de avaliar a resistência
residual à compressão do betão após o incêndio [23].
15
2.4.2.1. Ensaio de propagação da velocidade ultrassónica
O ensaio da propagação da velocidade ultrassónica (UPV) consiste em emitir, a partir de um
transmissor, uma onda de alta frequência e medir o seu tempo de propagação no interior do betão até
chegar ao recetor. Baseia-se no facto da velocidade de propagação de ultrassons no betão estar
relacionada com as propriedades elásticas do meio, conforme demonstrado por vários estudos
desenvolvidos nos anos 40 do séc. XX [36]. Desta forma, é possível estimar a resistência residual à
compressão do betão e o seu módulo de elasticidade residual. Este método permite ainda avaliar a
qualidade e homogeneidade do betão e localizar possíveis vazios e fendas no seu interior. Quanto mais
fissuras e vazios o betão possuir, menor será a UPV. Assim, a UPV será tanto maior quanto mais denso
for o betão e maior resistência apresentar ([31] e [37]).
Yang et al. [38] utilizaram este ensaio em provetes de betão expostos de 400 a 600 ºC com o objetivo
de estabelecer uma correlação entre a UPV e a resistência residual do betão. Avaliaram a influência na
velocidade de propagação ultrassónica da relação água/cimento e da dosagem dos agregados finos e
grossos, do tempo de exposição a temperaturas elevadas e do tempo após exposição ao fogo. Os
autores verificaram que a relação água/cimento e a dosagem em agregados finos e grossos não têm
um efeito significativo na variação relativa da UPV em provetes expostos a temperaturas elevadas. Por
outro lado, o aumento do tempo de exposição a temperaturas elevadas resulta numa ligeira redução
da resistência residual do betão. Constatou-se uma pequena tendência de aumento da UPV a longo
prazo (após exposição ao fogo) e uma redução significativa na UPV para exposição a temperaturas
superiores a 400 ºC. Os autores confirmaram ainda que a resistência residual dos provetes diminui à
medida que a temperatura à qual são sujeitos aumenta. Por fim, relacionaram a variação relativa da
resistência residual à compressão do betão com a variação relativa da UPV, conforme ilustrado na
Figura 11.
A variação relativa da resistência residual à compressão do betão com a variação relativa da UPV pode
ser descrita através da equação (1) (com um coeficiente de correlação de R2 = 0,93),
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Va
ria
çã
o r
ela
tiva
da
re
sis
tên
cia
re
sid
ua
l do
be
tão
Variação relativa da UPV
Regressão Linear
w/c = 0,58
w/c = 0,68
𝑓𝑐,𝑇𝑒𝑚𝑝
𝑓𝑐,𝑅𝐸𝐹= 1,03 ∗
𝑈𝑃𝑉𝑇𝑒𝑚𝑝
𝑈𝑃𝑉𝑅𝑒𝑓− 0,06 (1)
Figura 11 - Relação entre a resistência residual relativa do betão e a UPV, em valores relativos (adaptado de [38]).
16
onde:
• fc,Temp - resistência à compressão do betão após exposição a determinada temperatura;
• fc,Ref - resistência à compressão do betão à temperatura ambiente (sem exposição térmica);
• UPVTemp – UPV medida no betão após exposição a determinada temperatura;
• UPVRef – UPV medida no betão à temperatura ambiente.
Handoo et al. [39] analisaram, através do ensaio da velocidade de propagação ultrassónica, cubos de
betão de agregados siliciosos expostos a temperaturas elevadas (até 1000 ºC) durante um período
constante de 5 horas, de forma a estimarem a respetiva resistência à compressão. Observaram uma
redução de velocidade de 4,05 km/s para 0,33 km/s com o aumento de temperatura de 100 ºC para
700 ºC, que foi possível associar a uma deterioração progressiva do betão. Notaram ainda uma redução
gradual da UPV com o aumento da temperatura até 300 ºC, sendo que a partir daí a UPV decresceu
rapidamente, tal como se observa na Figura 12. Quando se atingiu 800 ºC, as ondas ultrassónicas não
se conseguiram propagar através dos provetes, devido à sua elevada degradação.
Este método in situ, sendo um dos mais utilizados, tem como vantagem não danificar o material, ser
fácil e rápido de executar, ter custos reduzidos e permitir avaliar o betão no interior do elemento e não
apenas o betão de recobrimento. Contudo, o maior inconveniente reside na influência de armaduras,
vazios, fissuração interna ou presença de água [36]. A superfície do betão deve estar suficientemente
lisa de modo a permitir um bom contacto entre a mesma e a face de cada transdutor, o que nem sempre
é possível no caso de destacamento do betão de recobrimento. Devem realizar-se ensaios em zonas
afetadas e não afetadas pelo incêndio para determinação do grau de degradação [37].
Este ensaio pode ser realizado através de diferentes tipos de medições. A máxima energia de vibração
é transmitida perpendicularmente aos transdutores, pelo que a medição direta - colocação dos
transdutores em faces opostas - é a mais eficiente. No caso de lajes, em muitos casos, esta medição
não é exequível e, por isso, os transdutores são colocados na mesma fase - medição indireta. Nesse
caso, os resultados obtidos são menos precisos e têm de ser corrigidos, pois são influenciados pela
qualidade do betão de recobrimento. A medição semidireta - colocação dos transdutores em faces
adjacentes - apenas deve ser utilizada quando a medição direta não for possível de realizar ([23] e
[36]).
Figura 12 - Variação da UPV com o aumento da temperatura em provetes de betão (após o seu arrefecimento) (adaptado de [39]).
0,0
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
0 100 200 300 400 500 600 700 800
UPV [km/s]
Temperatura [ºC]
17
2.4.2.2. Ensaio de esclerómetro
O esclerómetro de Schmidt, inventado por Ernst Schmidt em 1948, consiste num martelo em aço que
possui uma massa normalizada ligada a uma mola em tensão que é projetada contra a superfície do
betão, com uma determinada energia. O ricochete da massa é medido numa escala linear instalada no
equipamento. Quanto mais dura e compacta for a superfície do betão, maior será o ressalto da massa.
Este método fornece a medição da dureza superficial do betão – índice esclerométrico ([36] e [40]).
O ensaio de esclerómetro permite avaliar a uniformidade e qualidade do betão, assim como a estimativa
da resistência à compressão, que é empiricamente correlacionável com o índice esclerométrico.
Normalmente, o fabricante do equipamento indica três curvas de correlação em função da posição do
aparelho (na horizontal ou na vertical, de cima para baixo, ou de baixo para cima, visto a gravidade
afetar a grandeza medida) ([31] e [36]). Porém, não é possível realizar este ensaio no caso de
ocorrência de spalling ou degradação severa do betão de recobrimento por ação do fogo, já que o
ensaio deve ser efetuado em superfícies limpas e lisas. Este ensaio in situ é não destrutivo, rápido e
fácil de executar e apresenta custos reduzidos. O maior inconveniente deve-se ao facto deste ensaio
só ser representativo da camada superficial de betão, numa espessura de cerca de 3 cm ([41] e [42]).
Por essa razão, segundo Júlio [36], deve-se evitar quer zonas com vazios e com agregados próximos
da superfície, quer zonas com superfícies rebocadas.
A utilização deste ensaio é referida por Yaqub [43] na avaliação e inspeção de elementos estruturais
de betão armado expostos ao fogo, depois de um incêndio ter deflagrado no último andar de um edifício
de 16 pisos, no Paquistão. Foi utilizado o esclerómetro de Schmidt, em paralelo com carotes de betão
extraídas de elementos afetados e não afetados pela ação do fogo. Segundo o autor, a resistência
estimada com base em medições com o esclerómetro de Schmidt diretamente sobre carotes extraídas
de lajes afetadas pelo fogo está em conformidade com a resistência obtida através de ensaios à
compressão realizados nas mesmas carotes. Ou seja, observa-se uma diminuição da resistência à
compressão do betão em lajes expostas ao fogo [43]. Porém, quando se aplica o esclerómetro
diretamente sobre o betão de recobrimento das lajes danificadas pelo fogo, os resultados não
acompanham a redução da resistência que se esperaria, devido à maior degradação da camada de
betão de recobrimento [23].
Segundo Pereira [41], o coeficiente de correlação entre o índice esclerométrico e a resistência à
compressão é inferior ao do ensaio descrito na secção anterior, traduzindo-se numa menor precisão
das estimativas. É possível (e aconselhável) combinar o ensaio da medição da dureza superficial com
o ensaio da medição do tempo de propagação de ultrassons, de modo a aumentar a precisão da
estimativa da resistência à compressão do betão [36].
2.4.2.3. Ensaio de penetração
O ensaio de penetração consiste em utilizar uma pistola especial, que dispara uma sonda em aço de
alta resistência contra a superfície do betão, com um fulminante de energia devidamente calibrada.
Posteriormente, determina-se a profundidade de cravação, que permite estimar a qualidade do betão
[36]. Segundo Bungey et al. [44], a profundidade de penetração pode alcançar 40 mm, dependendo da
18
composição do betão. Este ensaio permite estimar a resistência do betão à penetração, que é
correlacionável empiricamente com o valor da resistência residual à compressão do betão.
O dispositivo mais utilizado neste contexto é a pistola de Windsor. Podem ser realizados disparos
individuais ou conjuntos de três disparos, utilizando-se, neste último caso, um triângulo equilátero
metálico para ajudar a posicionar as sondas, uma em cada vértice. O nível de energia utilizado pelo
equipamento deve ser função da resistência estimada para o betão. Assim, a potência menor é indicada
para betões com 𝑓𝑐𝑘,𝑐𝑢𝑏𝑜𝑠 ≤ 26 𝑀𝑃𝑎 e a potência padrão é utilizada em caso contrário [36]. Bungey et
al. [44] relatam que parte da energia cinética envolvida no mecanismo é absorvida pelo betão, mais
concretamente por uma zona de fratura em forma de cone, conforme se observa na Figura 13.
A resistência determinada por este ensaio é relativa à camada mais superficial do elemento, até uma
profundidade de 75 mm [23]. De acordo com Tay et al. [45], os resultados são influenciados pela
composição dos agregados do betão, em particular os agregados grossos. Assim, é necessário
conhecer a priori o tipo de agregados (e a dureza destes), para que se consiga estimar a resistência à
compressão do betão. Tal constitui uma desvantagem, pelo que o método é mais utilizado quando
combinado com outros ensaios. Pucinotti [46] estudou a influência da dureza dos agregados nos
resultados obtidos pelo ensaio de penetração. Assim, sujeitou amostras de lajes de betão com
agregados de diferente dureza e de dureza constante ao ensaio de penetração. De seguida, extraiu
carotes dessas amostras e determinou a resistência à compressão do betão, comparando os resultados
obtidos para cada ensaio. Concluiu que o ensaio da penetração apresenta resultados mais fiáveis no
caso de o betão conter agregados de dureza semelhante. Para o betão com agregados de diferente
dureza, é necessário calibrar as curvas de correlação.
Para a realização deste ensaio, a superfície do betão deve apresentar-se o mais plana e lisa possível.
Rodrigues et al. [37] não recomendam a utilização deste ensaio em elementos que sofreram spalling
após exposição ao fogo. Porém, noutro trabalho também é relatado que o ensaio da penetração pode
ser utilizado nesse caso desde que as superfícies sejam razoavelmente planas [47]. Note-se que o
método não é completamente não destrutivo, dado que se forma uma perfuração na superfície e,
frequentemente, uma área cónica de betão danificado. Porém, é considerado como um ensaio não
destrutivo porque o princípio do ensaio não envolve a remoção deliberada do betão [45].
2.4.2.4. Teste da termoluminescência
O teste da termoluminescência baseia-se na propriedade que alguns materiais (como os minerais
feldspato e quartzo) apresentam quando expostos a determinadas temperaturas: emitem luz visível.
Figura 13 - Ensaio da penetração [44].
19
Placido [48] avaliou as propriedades de betão exposto ao fogo com base nos resultados obtidos pelo
ensaio da termoluminescência. O autor utilizou pequenas amostras de areia extraídas de diversas
profundidades do betão exposto a temperaturas de elevadas, através de brocagem. O equipamento
utilizado é de baixa rotação para que a temperatura gerada não influencie os resultados. Observou-se
que os minerais emitem luz visível para temperaturas situadas entre 300 a 500 ºC. Constatou-se que
para uma maior perda de termoluminescência ocorre uma maior perda de resistência à compressão do
betão, sendo possível identificar uma correlação. O ensaio mostrou que esta relação depende não só
da temperatura máxima atingida como também do tempo de exposição a que o betão esteve sujeito.
Por fim, salienta-se que este ensaio é fácil de executar e requer amostras de reduzida dimensão (da
ordem dos miligramas). Porém, a utilidade desta técnica é reduzida pela sua disponibilidade (limitada)
e pelo seu custo relativamente elevado [35].
2.4.2.5. Varrimento laser terrestre
Num estudo recente [49] descobriu-se que o varrimento laser constitui uma técnica nova, viável e não
destrutiva para detetar e avaliar o betão danificado pelo incêndio. O elemento de betão pode ser varrido
e determinado um valor de intensidade médio sobre a área danificada, representando todo o elemento,
ao contrário de algumas técnicas convencionais. Apresenta ainda a vantagem de ser uma técnica
rápida, medindo milhões de pontos em poucos segundos.
Os autores analisaram a influência do ângulo de incidência e da distância de varrimento na intensidade
(de retorno) do laser, bem como na coloração da superfície do betão. O ensaio foi realizado em provetes
de betão retangulares de agregados siliciosos. Inicialmente, os provetes de betão foram colocados a
diferentes alturas, em prateleiras de uma estante metálica. Procedeu-se ao varrimento laser dos
provetes utilizando dois scanners diferentes e, de seguida, os provetes foram aquecidos num forno a
temperaturas até 1000 ºC, à exceção de um. Após arrefecerem à temperatura ambiente, os provetes
aquecidos foram sujeitos ao varrimento laser. Neste ensaio, os scanners registam as coordenadas
espaciais de cada ponto assim como o valor da intensidade do laser (adimensional). A partir destes
registos, o ângulo de incidência do laser e a distância de cada ponto ao scanner são determinados. A
coloração do betão foi também avaliada a partir das amostras de betão aquecido.
Constatou-se que o ângulo de incidência diminuiu com o aumento da distância de varrimento e que o
efeito da variação do ângulo de incidência na intensidade de retorno do laser é desprezável, para
ângulos inferiores a 12º e com a distância fixa. Por outro lado, verificou-se uma diminuição da
intensidade de retorno com o aumento da distância ao laser, para um ângulo de incidência de 0º.
No caso dos provetes aquecidos, observou-se, em ambos os scanners, que o nível de intensidade
aumenta com a temperatura a que estiverem expostos todos os provetes - para distâncias fixas e
ângulos de incidência inferiores a 12º. O mesmo ocorreu quando se fixou o ângulo de incidência e se
fez variar a distância, conforme mostra a Figura 14 (a). A máxima intensidade foi registada para uma
distância de 2 m; com tendência a decrescer com o aumento da distância. Para a distância de 1 m
registou-se a mínima intensidade, justificada pelos efeitos do equipamento (influenciado a distâncias
demasiado próximas).
20
Por fim, constatou-se que a intensidade do laser é maior nos provetes aquecidos do que nos não-
aquecidos, e que essa diferença aumenta à medida que a temperatura de exposição também aumenta,
conforme ilustra a Figura 14 (b). Desta forma, a partir do valor da intensidade de retorno do laser, é
possível estimar a temperatura a que o betão esteve sujeito e relacioná-la com as propriedades
mecânicas do material, permitindo avaliar a condição e extensão dos danos em elementos de betão
armado.
Além disso, é ainda possível captar imagens através das câmaras do equipamento e relacionar a
intensidade obtida para cada cor (verde, azul e vermelho) com a temperatura a que o provete esteve
sujeito e, assim, analisar as alterações na coloração do elemento com a temperatura.
2.4.3. Ensaios parcialmente destrutivos no betão
2.4.3.1. Ensaio de carotes
O ensaio de carotes consiste em extrair um provete cilíndrico - a carote - do elemento de betão armado
a analisar, com o auxílio de um equipamento que possui uma coroa circular de ponta adiamantada.
As carotes permitem realizar uma inspeção visual da macroestrutura do betão, nomeadamente:
observar a profundidade da zona alterada (através da mudança da coloração), a existência de
fendilhação no seu interior e a ligação entre agregados e armaduras ([28] e [37]). As fissuras causadas
pelo fogo num elemento estrutural podem ser observadas na carote extraída assim como nas
superfícies laterais da cavidade formada pela mesma [32]. Como já referido, as alterações na coloração
do betão permitem estimar a temperatura a que este esteve sujeito.
Alguns autores ([28], [37] e [43]) referem a utilização de carotes em ensaios de compressão axial a fim
de aferir a resistência residual do betão à compressão, bem com avaliar o módulo de elasticidade e a
resistência à tração do betão. Contudo, dado que o incêndio provoca uma distribuição não uniforme de
temperaturas na secção, a alteração das suas propriedades na altura da carote não é, naturalmente,
uniforme. Assim, mesmo que o ensaio da compressão seja realizado sem o betão mais danificado (da
camada superficial que esteve em contacto com o fogo), naturalmente, o valor obtido da resistência à
compressão do provete é condicionado pela camada mais danificada, constituindo, por conseguinte,
Figura 14 - (a) Intensidade em função da temperatura a que os provetes estiveram expostos, para um ângulo de incidência de 0º e distâncias variáveis (adaptado de [49]); (b) Comparação da intensidade entre provetes
aquecidos e não aquecidos (adaptado de [49]).
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 250 400 700 1000
Inte
ns
ida
de
Temperatura
do bloco [ºC]
1 m 2 m 3 m4 m 5 m 6 m
250ºC 400ºC
700ºC
1000ºC
0
500
1000
1500
2000
2500
0 1 2 3 4
Inte
ns
ida
de
Bloco
Provetes aquecidosProvetes não aquecidos
(a) (b)
21
um limite inferior da resistência residual à compressão do betão.
Por ser um ensaio destrutivo compreende-se que não possa ser utilizado de forma exaustiva, devendo-
se procurar complementar este método com outros ensaios não destrutivos. Por outro lado, a
representatividade deste tipo de ensaios depende da geometria da carote (diâmetro, relação
altura/diâmetro) e da sua relação com a máxima dimensão do agregado, o que, em elementos de menor
espessura, pode impedir a sua utilização.
2.4.3.2. Ensaio Fire Behaviour Test
O método de ensaio FBTest [50] destina-se a avaliar a espessura degradada do betão recorrendo à
medição das características de absorção de água e da tensão de rotura à tração de discos (com cerca
de 1,5 cm de espessura) obtidos de carotes retiradas de elementos estruturais danificados. Os
provetes, de geometria cilíndrica (20 cm de altura e 9 cm de diâmetro), foram colocados num forno
elétrico, tendo-se exposto apenas uma das faces diretamente ao calor. A curva de aquecimento adotada
caracteriza-se por três variações lineares - até 70 ºC em 10 minutos, de 70 a 170 ºC em 10 minutos e
de 170 a 800 ºC em 30 minutos – e por um patamar de temperatura constante durante mais 60 minutos.
No fim do ensaio, o arrefecimento dos provetes foi realizado tendo-se mantido o forno aberto. Em cada
provete colocaram-se 6 termopares para registo das temperaturas durante o aquecimento em função
da profundidade. Após o arrefecimento dos provetes, cortaram-se discos, com cerca de 1,5 cm de
espessura, ao longo da carote, a partir da face exposta ao fogo. Em paralelo, obtiveram-se discos de
provetes não aquecidos para servirem de comparação. Após os discos permanecerem numa estufa a
100 ºC durante 24 horas, para secagem, foi determinado o seu peso seco. De seguida, colocaram-se
os discos num tanque com água e, após 48 horas, determinou-se o seu peso saturado. Por fim, os
discos saturados foram sujeitos a compressão diametral até à rotura, avaliando-se assim a tensão de
rotura à tração do betão.
Num estudo desenvolvido pelos autores deste método, verificou-se uma diminuição da absorção da
água com a profundidade, desde a face que esteve diretamente sob a ação do fogo. Para exposição a
temperaturas de 100 a 200 °C, a partir de uma distância entre 4,5 a 6 cm da face aquecida, atingiu-se
um patamar com valores praticamente constantes daquelas propriedades, sugerindo que a partir
dessas profundidades o betão não será afetado pelo aquecimento. Tal é explicado pela maior
porosidade e fendilhação junto à face aquecida, provocadas pela ação do fogo. Na zona não afetada,
a absorção média foi de 5,88%. Acima de 200 °C, com o aumento da temperatura, na zona afetada
pelo fogo, verificou-se um aumento da absorção de água face ao valor médio (cf. Figura 15 (a)).
Com base no ensaio de compressão diametral dos discos, observou-se que existe uma tendência para
o valor da tensão de rotura à tração estabilizar a partir das profundidades 4,5 e 6,5 cm (exposição a
temperaturas de 100 a 200 °C), sugerindo que o betão nessa região não será afetado pelo
aquecimento. Obteve-se um valor médio da tensão de rotura à tração dos provetes não aquecidos de
2,4 MPa. Na zona afetada, quanto maior a variação de temperatura acima da temperatura de referência
(200 °C), maior foi a diminuição da tensão de tração do betão em relação ao valor médio (cf. Figura 15
(b)), uma vez que a fendilhação faz diminuir a resistência à tração.
22
Os autores deste estudo concluíram que este ensaio laboratorial permite identificar a interface entre o
betão deteriorado e não danificado, permitindo estimar a espessura de betão danificado.
2.4.3.3. Ensaio da fratura interna
O ensaio da fratura interna consiste em realizar um furo no betão, com cerca 20 mm de comprimento,
no qual é introduzido um dispositivo que, após acionado, resiste ao seu arranque. O dispositivo é
constituído por um veio de forma troncocónica e por uma bucha metálica expansiva de 6 mm de
diâmetro em seu redor (cf. Figura 16). Quando se realiza o arranque do veio por meio de um macaco
hidráulico ou de um torcímetro, a bucha alarga de encontro às paredes do furo, oferecendo resistência
[44]. Assim, medindo a força necessária para arrancar o dispositivo do furo, é possível estimar a
resistência à compressão do betão, através de um gráfico que correlaciona as duas grandezas.
Este ensaio tem como vantagem o reduzido custo do equipamento bem como a facilidade e rapidez na
sua utilização. Contudo, os resultados obtidos por este método são menos fiáveis do que os obtidos
pelo método da penetração, apesar de servirem como indicação. À semelhança de outros ensaios,
também este contabiliza apenas a resistência residual do betão da camada superficial ([37] e [45]).
2.4.3.4. Análises petrográficas
As análises petrográficas constituem uma técnica bastante utilizada atualmente, que consiste em
analisar a coloração dos diferentes componentes do betão, após ter sido exposto ao fogo, através de
microscópios digitais sofisticados. Como referido, a mudança de cor dos agregados do betão está
associada a alterações nas propriedades mecânicas do mesmo. Esta técnica fornece informação sobre
fissuração, alterações de cor, carbonatação, ligação entre a pasta de cimento e os agregados, relação
Figura 16 - Ensaio da fratura interna [44].
Figura 15 - (a) Variação da absorção de água com a temperatura (acima de 200 ºC) (adaptado de [50]); (b) Variação da diminuição da resistência à tração com a temperatura (cima de 200 ºC) (adaptado de [50]).
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
200 250 300 350 400 450 500 550
Dim
inu
içã
o d
a te
ns
ão d
e ro
tura
fa
ce
ao
va
lor
mé
dio
[M
Pa
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Temperatura [ºC]
= 0,
0,0
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
6,0
200 250 300 350 400 450 500 550
Au
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ce
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va
lor
mé
dio
[%]
Temperatura [ºC]
= 0, 3
(a) (b)
23
água/cimento, conteúdo de ar e espessura da zona danificada ([1] e [37]).
Short [29] quantificou as variações de tonalidade dos componentes do betão sujeito a temperaturas
elevadas e a sua frequência de ocorrência, recorrendo a microscópios óticos e a software de análise
de imagem. Examinou amostras de betão e avaliou, quantitativamente, os valores da tonalidade,
saturação e intensidade para a definição da cor. Short relata que o início do desenvolvimento da cor
rosa/vermelho no betão ocorre para temperaturas entre 250 e 350 ºC (para agregados siliciosos), sendo
coincidente com a redução substancial da sua resistência residual à compressão. Este ensaio permite
também determinar a alteração da cor em profundidade e, assim, inferir a camada danificada do betão,
onde ocorre uma redução significativa da sua resistência mecânica.
Ingham [35] refere que se deve combinar uma inspeção visual (in situ) com análises petrográficas (no
laboratório) de carotes de betão danificado pela ação do fogo. Uma avaliação inicial das carotes no
laboratório consiste em observar características macroscópicas (como macro-fissuração) e a alteração
de coloração. Permite ainda selecionar uma secção fina (fatia), com cerca de 75x50 mm de área, que
é posteriormente examinada através de um microscópio de alta potência (com ampliação até 600
vezes). Segundo o autor, o exame petrográfico consiste na combinação da inspeção visual com a
avaliação detalhada no microscópio sofisticado. Por fim, Ingham refere que se não for observada
nenhuma descoloração no betão, tal não significa que o incêndio não provocou danos. Assim, ao
contrário da avaliação unicamente pela análise da cor das imagens, o exame petrográfico permite
detetar outros danos causados pelo fogo (como a microfissuração ou alterações na pasta de cimento).
Porém, as técnicas de análise de imagem tornam-se vantajosas quando as amostras são calibradas
com amostras de referência da mesma mistura de betão, aquecidas a temperaturas controladas. O
autor salienta ainda que os custos relativos ao exame petrográfico podem ser, de certa forma,
compensados com a poupança de custos resultantes de boas decisões de reparação, com base nos
resultados obtidos durante a avaliação das propriedades residuais.
2.4.3.5. Medição da densidade de fendas
Para a realização deste ensaio é necessário cortar uma fatia de betão de um provete cúbico ou
cilíndrico, com cerca de 50x80 mm de área e 10 mm de espessura. De seguida, a fatia é impregnada
em vácuo com uma resina de reduzida viscosidade e, posteriormente, é colada num pedaço de vidro.
A amostra é sujeita a uma fonte de luz filtrada, sendo observada e fotografada, por áreas de 10x10 mm,
com uma ampliação de 40 vezes. O comprimento de fendas é calculado numa base quadriculada
calibrada, colocada sobre a amostra. A densidade de fendas, medida em mm de comprimento de fenda
por cm2 de betão, depende da temperatura a que o betão esteve sujeito. Assim, é possível relacionar
esta grandeza com a resistência residual à compressão do betão [37].
Short et al. [51] apresentam essa relação. Conforme se observa na Figura 17, entre 300 e 500 ºC ocorre
um aumento súbito da densidade de fendas, em simultâneo com a redução da resistência residual à
compressão do betão, da ordem de 60%.
24
2.4.3.6. Análises químicas
As análises químicas correntemente realizadas englobam a determinação da água residual combinada
do betão e a determinação da quantidade residual de cloretos no betão.
Para o primeiro teste, é necessário separar a pasta de cimento dos inertes, após extração por brocagem
de amostras de pó do betão. Posteriormente, as amostras de cimento são aquecidas num forno, de
forma a eliminar a água livre das mesmas. Depois de pesadas, são reaquecidas para que a água de
constituição seja expelida. A comparação dos pesos da amostra antes e depois do aquecimento permite
determinar a quantidade de água que existia na pasta de cimento. Comparando os resultados de
ensaios em provetes retirados de zonas afetadas e não afetadas pelo fogo, é possível determinar a
percentagem de água de constituição perdida durante o incêndio. Este ensaio parte do pressuposto de
que a perda de água da pasta de cimento, com o aumento da temperatura, está relacionada com a
redução de resistência à compressão do betão ([37] e [52]).
Como se discutiu em 2.3.2.5, na presença de PVC, a determinação da profundidade contaminada por
cloretos é essencial para aferir o estado das armaduras relativamente à corrosão. Geralmente, os
cloretos situam-se entre 5 a 10 mm de profundidade; contudo, por difusão, podem penetrar a maior
profundidade [37]. A determinação da profundidade afetada por cloretos pode ser realizada por vários
métodos de análise, tais como titulação potenciométrica, espectrofotometria e fluorescência de raios-X
[53]. Para a realização das análises químicas - in situ ou em laboratório - são extraídas amostras do pó
de betão por brocagem a várias profundidades. A extração de carotes também é viável, apesar de ser
um método mais destrutivo para a estrutura e mais moroso ([31] e [37]).
2.4.4. Ensaios nas armaduras
As características mecânicas residuais e os danos nas armaduras podem ser avaliados recorrendo a
inspeção visual, ensaios não destrutivos e destrutivos.
As observações visuais incluem sobretudo a observação de deformações da armadura. O aço
estrutural, quando exposto a temperaturas superiores a 600 ºC, apresenta uma superfície grosseira e
erodida – diferente da sua aparência inicial. Acima de 600 ºC, ocorre uma redução significativa da
tensão de cedência e da tensão última, do módulo de elasticidade, assim como da ductilidade. De
Figura 17 - Densidade de fendas e tensão residual de rotura à compressão do betão em função da temperatura (adaptado de [51]).
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0
10
20
30
40
50
60
0 100 200 300 400 500 600
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Temperatura [ºC]
Resistência à compressãoDensidade de fissuração
25
acordo com Tide [54], se a deformação das armaduras for mínima, então é provável que estas não
tenham sido sujeitas a temperaturas superiores a 600 ºC.
2.4.4.1. Ensaio de tração sobre provetes de aço retirados da estrutura
O ensaio de tração sobre provetes de aço é um ensaio semi-destrutivo e dos mais fiáveis na avaliação
do comportamento mecânico do aço. Assim, este ensaio permite determinar diretamente o módulo de
elasticidade, a tensão de cedência e a tensão última do aço. Nas lajes, os provetes devem ser extraídos
das zonas de momentos nulos [55].
2.4.4.2. Ensaios de dureza
Os ensaios de dureza constituem uma técnica não destrutiva que permite determinar a resistência à
tração do aço. Existem vários tipos de dureza: Brinell, Vickers e Rockwell. O ensaio da dureza de Brinell
consiste na cravação, com força controlada, de um penetrador na superfície da peça. Determina-se a
área impressa na superfície do aço e, conhecendo-se a força aplicada, calcula-se a dureza de Brinell
através de uma expressão. A dureza de Brinell é correlacionável empiricamente com a tensão de rotura
à tração do aço [55].
Contudo, Tide [54] afirma que qualquer aumento da dureza devido ao aquecimento e à extinção de um
incêndio apenas aumentará a variabilidade da resistência à tração. A não ser que se tenham realizado
medições da dureza antes do incêndio, é improvável que qualquer previsão significativa da resistência
residual à tração possa ser feita com esta técnica.
2.4.4.3. Análises metalográficas
As análises metalográficas com observação da estrutura de aço são úteis por permitirem avaliar a
temperatura a que as armaduras estiveram sujeitas, assim como o seu efeito na microestrutura e,
consequentemente, nas suas propriedades físicas [28].
Para realizar esta técnica semi-destrutiva é necessário polir uma superfície tão fina quanto possível e
com um acabamento espelhado. Depois da superfície ser lavada com álcool e seca de forma a não
oxidar, é sujeita a um ataque químico por meio de um reagente (por exemplo, uma solução de Nital)
que expõe a estrutura de grão do aço. Por fim, a amostra é observada num microscópio e é examinada
a sua microestrutura [55]. Se a estrutura do grão do aço diferir do usual, tal sugere uma mudança
metalúrgica ou estrutural no aço [54].
2.5. Técnicas de reparação do betão exposto ao fogo
A avaliação e classificação dos danos após o incêndio permite selecionar os métodos e materiais de
reparação mais adequados. As técnicas de reparação têm como finalidade repor as características
iniciais da estrutura. Assim, neste capítulo apresentam-se as principais técnicas de reparação do betão
armado exposto ao fogo.
Segundo Correia e Rodrigues [3], antes de se proceder à técnica de reparação, é necessário remover
todo o betão que esteve submetido a temperaturas superiores a 300 ºC, utilizando discos de corte ou
26
martelo e escopro. Pode-se identificar o betão degradado através da inspeção visual da coloração do
betão e a sua profundidade na secção através da extração de carotes. Nas áreas onde ocorreu o
destacamento do betão de recobrimento, deve-se verificar se a armadura exposta ao fogo ficou com a
sua resistência reduzida, devendo nesse caso ser substituída ou reforçada com armadura adicional. As
fissuras de maior dimensão também devem ser reparadas. Por outro lado, zonas que apresentem bom
aspeto devem ser percutidas por um martelo (ou outra ferramenta pneumática ligeira) a fim de verificar
se existe algum desprendimento (delaminação) do betão de recobrimento. Em caso afirmativo, todo o
betão nestas condições deve ser retirado [3].
Por fim, após a remoção do material danificado, deve-se tratar a superfície com jato de areia ou de
água a elevada pressão, de forma a limpar a superfície de fuligem e outras impurezas e retirar algum
betão desagregado existente. Este processo torna as superfícies mais rugosas, garantindo uma melhor
ligação entre o material inicial e de ligação ([3] e [56]).
2.5.1. Betão projetado
Esta técnica de reparação consiste em projetar, sob pressão, betão normal (mistura de água, cimento,
areia e agregados), a elevada velocidade, contra a superfície de betão existente, através de
equipamento adequado de projeção. A força de impacto do jato de betão contra a superfície faz com
que este adira, para além de permitir uma compactação em simultâneo com a sua aplicação. A nova
camada de betão deverá ser autossustentada, dispensando-se, assim, o uso de cofragem [57].
Existem dois tipos de sistemas de projeção: por via húmida e por via seca. No sistema por via húmida,
todos os componentes do betão (cimento, agregados e água) são misturados antes de entrarem na
mangueira de projeção, onde são posteriormente transportados sob pressão até ao canhão ejetor, onde
é introduzido ar de forma a aumentar a velocidade de projeção. Pelo contrário, na projeção por via
seca, a areia e o cimento passam pela mangueira de distribuição e só é adicionada a água no bocal da
mangueira de projeção, imediatamente antes da projeção. Apesar do processo por via seca produzir
mais poeira e um maior ricochete na sua aplicação, existe uma garantia elevada em relação ao
envolvimento total do betão projetado nas armaduras, comparativamente com a projeção por via
húmida. Para além disso, na projeção de betão por via seca, é possível atingir relações água/cimento
mais reduzidas e, consequentemente, maior aderência e menor permeabilidade [57]. A projeção por via
seca é a mais utilizada em obras de reabilitação.
A espessura de cada uma das camadas de betão projetado varia entre 25 e 75 mm, sendo que a
espessura total não deve ser superior a 15 a 20 cm [58]. Os agregados devem ter granulometria que
permita um escoamento fácil do betão através do equipamento de projeção. Assim, deve-se procurar
obter uma granulometria contínua com o intuito de reduzir o efeito de ricochete dos agregados grossos
[3]. A máxima dimensão dos inertes, sugerida pelo ACI 505 R90, é de 19,1 mm [57], utilizando-se
geralmente granulometrias bastante inferiores àquele valor, sobretudo em trabalhos de reparação.
A força de impacto da mistura sobre a superfície recetora provoca a compactação da pasta de betão
contra as irregularidades da superfície, aumentando a capacidade de adesão imediata, o que, por sua
27
vez, conduz a uma camada de elevada densidade. Assim, se a preparação da superfície for bem
realizada, a aderência entre o betão projetado e o betão existente e armaduras é excelente, garantindo-
se um comportamento praticamente monolítico. A reduzida quantidade de água que a mistura contém
faz com que praticamente toda a água seja absorvida na hidratação do cimento, contribuindo para um
material com reduzida permeabilidade e elevada resistência. Para além disso, a reduzida relação
água/cimento, que, segundo Dufor et al. [59], não deverá exceder 0,40 (entre outros aspetos, para
evitar escorregamento do betão), permite reduzir o efeito de ressalto. Desta forma, obtém-se uma
camada de betão projetado com elevada densidade, durabilidade e resistência mecânica comparável
ou superior à camada de betão original. Contudo, a elevada compacidade (poucos vazios) e a elevada
resistência mecânica do betão projetado tornam o elemento reparado mais suscetível a fenómenos de
spalling [27].
A aplicação desta técnica em superfícies extensas, como é o caso das lajes, aumenta o risco de
aparecimento de fissuras por retração. Assim, surge a necessidade de garantir uma cura cuidada e
prolongada da superfície de betão.
2.5.2. Resinas de reparação
No caso do elemento de betão armado apresentar fissuração muito significativa (extensão e abertura),
as fissuras devem ser injetadas, por exemplo, com resinas epóxidas, de poliéster ou acrílicas. O
material mais utilizado são as resinas epóxidas. A injeção das fendas deve ser efetuada após estas
serem limpas, possibilitando a transmissão de tensões e conferindo monolitismo ao elemento. As
resinas apresentam, entre outras propriedades, elevada aderência às superfícies de betão, boa
trabalhabilidade, retração (quase) inexistente e elevada resistência à tração [58]. Contudo, as resinas
amolecem para temperaturas na ordem de 80 ºC, a partir das quais se verifica uma redução das suas
propriedades mecânicas e adesivas [3].
2.5.3. Argamassas modificadas com polímeros
As argamassas cimentícias modificadas com polímeros utilizam-se para reparar pequenas áreas
afetadas por um incêndio, para profundidades entre 12 a 30 mm, sendo as mais usadas as argamassas
modificadas com polímero estireno-butadieno [27]. Ribeiro [60] refere que este material de reparação,
por comparação com as tradicionais argamassas cimentícias, permite obter melhor aderência,
impermeabilidade e ductilidade. A autora refere ainda que as dispersões poliméricas aquosas são as
mais utilizadas. Os polímeros substituem parte do cimento ou parte da água de amassadura, permitindo
funcionar como plastificantes e, consequentemente, melhorar a sua trabalhabilidade e facilitar a sua
aplicação por projeção ou moldagem. Uma vez que este material retém a água no interior da
argamassa, não permite que a exsudação ocorra. Tal traduz-se numa cura interna muito vantajosa,
assim como numa redução da microfissuração da pasta e da retração de secagem. Santos et al. [27]
mencionam que estes produtos apresentam um comportamento satisfatório em situação de incêndio,
uma vez que têm uma base cimentícia.
28
2.5.4. Argamassa de cimento
As argamassas cimentícias de retracção controlada são normalmente aplicadas manualmente na
reparação das áreas danificadas, após preparação prévia da superfície. Geralmente, são aplicadas
várias camadas, com espessuras variáveis, dependendo da resistência ao fogo pretendida. As
argamassas podem ser aplicadas em áreas bem definidas, perfazendo uma espessura até 30 mm, não
sendo recomendável a aplicação de espessuras muito finas, pois tal pode comprometer as condições
de aderência [27].
2.5.5. Colagem de chapas de aço
A colagem de chapas de aço é uma técnica aplicada essencialmente em vigas e lajes, para reforço à
flexão simples, e tem como principal vantagem não alterar a geometria da estrutura e ser de rápida
execução. No contexto da reparação de estruturas afetadas pela ação do incêndio, é uma técnica que
poderá ser ponderada para repor o seu desempenho original.
As principais limitações desta técnica prendem-se com a dificuldade de assegurar uma aderência
perfeita entre as chapas e o betão, a possibilidade de descolamento nas extremidades (zonas de
ancoragem) e a sensibilidade ao fogo. A colagem de chapas de aço é efetuada, geralmente, com resina
epóxida, devendo a ligação ser complementada por meios mecânicos (buchas metálicas). Para além
da degradação das chapas de aço, quer devido às temperaturas elevadas, quer devido à corrosão, o
adesivo de colagem também se deteriora com a temperatura (a cerca de 40-60 ºC). Assim, este método
requer proteção das chapas e dos adesivos às temperaturas elevadas [61].
Apesar de a técnica ter potencial de aplicação (em situações em que a resistência superficial do betão
não tenha sido muito afetada pela ação do fogo), não estão disponíveis na literatura estudos que
comprovem a sua eficácia.
2.5.6. Colagem de polímeros reforçados com fibras (FRP)
Os polímeros reforçados com fibras (FRP), em particular as de vidro (GFRP) ou carbono (CFRP), são
exemplos de materiais compósitos utilizados para reforçar elementos de betão à flexão ou ao corte. A
sua utilização na reparação de estruturas danificadas pela ação do fogo segue uma filosofia semelhante
à da técnica descrita na subsecção anterior.
Estes materiais têm um comportamento elástico linear até à rotura (frágil) e, no geral, apresentam
elevada resistência à tração, reduzido peso próprio, resistência à corrosão, bom comportamento à
fadiga, além de não alterarem significativamente a estética dos elementos reforçados. Contudo, a
resina que constitui a sua matriz e os adesivos de colagem aos elementos a reforçar degradam-se a
temperaturas relativamente reduzidas (a partir 40-60 ºC), pelo que a resistência ao fogo do sistema de
reforço é reduzida. Sendo materiais inflamáveis, pode ser necessário prever o seu revestimento com
isolantes ao fogo. Os materiais FRP são geralmente aplicados na forma de varões (armadura interna)
ou de mantas e laminados (reforço exterior ou interior por colagem) [62].
29
2.5.6.1. Sistema EBR
Haddad et al. [63] utilizaram mantas de CFRP e GFRP, coladas exteriormente pela técnica EBR
(externally bonded reinforcement) para reparar lajes danificadas pelo fogo, que tinham sido expostas a
temperaturas de 600 ºC durante 2 horas. Para tal, construíram lajes de dimensão 1500x700x75 mm,
com uma malha de varões de aço de 10 mm de diâmetro, espaçados de 165 mm. Após exposição a
temperaturas elevadas, foram coladas às lajes mantas com de 0,13 mm de espessura, numa área de
250x1500 mm (3750 cm2 de área), por meio de um adesivo epóxido. De seguida, as lajes,
simplesmente apoiadas (vão de 1400 mm), foram ensaiadas à flexão até à rotura, obtendo-se os
resultados listados na Tabela 2 e a curva carga-deslocamento a meio vão representada na Figura 18,
em que Pult é a carga de rotura e máx é o máximo deslocamento obtido a meio vão.
Tabela 2 – Valores das curvas carga-deslocamento para as respetivas lajes e percentagens face à laje de controlo (adaptado de [63]).
Laje Pult (kN) máx (mm) Rigidez (kN/mm)
Controlo 48,9 60,1 3,9
Danificada pelo calor 27,1 (-45%) 69,5 (+16%) 2,1 (-46%)
CFRP 77,1 (+58%) 20,1 (-67%) 12,5 (+221%)
GRFP 61,2 (+25%) 27,0 (-55%) 7,7 (+97%)
Os resultados obtidos mostram que a laje de controlo apresenta um troço aproximadamente linear até
à cedência das armaduras e um troço de deformação plástica até à rotura, característico deste tipo de
elementos de betão armado. Na laje danificada pela ação térmica, o valor da carga de rotura apresentou
uma diminuição de 45%, enquanto o deslocamento a meio vão aumentou 16% face à laje de controlo.
Também a rigidez na fase elástica (fendilhada) diminuiu para quase metade. As lajes reforçadas com
mantas de CFRP e GFRP aumentaram a sua capacidade de carga em 58% e 25%, respetivamente,
com um correspondente decréscimo da flecha última de 67% e 55%. Verificou-se um notório aumento
da rigidez face à laje de controlo, assim como uma perda de ductilidade (devido à maior resistência e
menor ductilidade do sistema de reforço). Para além disso, as lajes reforçadas apresentaram cargas
de fendilhação do betão cerca de 1,3 vezes superiores às da laje de controlo. No caso da laje de
controlo, o modo de rotura à flexão deu-se por cedência das armaduras; enquanto que nas lajes
Figura 18 - Diagramas carga-deslocamento a meio vão para as lajes de controlo, expostas ao fogo e reforçadas com CFRP e GFRP (adaptado de [63]).
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 10 20 30 40 50 60 70
Carga [kN]
Deslocamento a meio vão [mm]
ControloDanificada pelo calorCFRPGFRP
30
reforçadas o modo de rotura ocorreu por descolamento das mantas CFRP ou GFRP, com a armadura
ordinária de ambas as lajes em cedência. Concluiu-se que a aplicação dos reforços em FRP nas lajes
danificadas pela ação do fogo contribuiu para melhorar o seu desempenho estrutural em termos de
resistência e rigidez; no entanto, a ductilidade dos elementos diminuiu consideravelmente.
2.5.6.2. Sistema NSM
O sistema NSM (near surface mounted) é uma técnica de reforço que consiste em inserir tiras de
laminados, varões ou barras de CFRP em rasgos executados no betão de recobrimento. Apesar de ser
uma técnica recente e ainda não muito utilizada, apresenta como principais vantagens as seguintes:
maior resistência ao descolamento/arrancamento do CFRP (por existir uma dupla área de colagem e o
material se encontrar confinado); redução da superfície de betão a tratar; redução da quantidade de
CFRP utilizado; melhoria do comportamento ao fogo e maior proteção face ao ambiente externo [64].
Thi et al. [65] estudaram o desempenho à flexão de lajes de betão armado danificadas pelo fogo e
reforçadas com varões de CFRP aplicados segundo a técnica NSM. Para tal, estudaram 8 lajes, de
dimensão 1000 x 900 x 150 mm, constituídas por varões de aço de 10 mm de diâmetro dispostos
longitudinalmente, em que se fez variar a disposição e localização dos varões de CFRP e a resistência
do betão à compressão (24 e 35 MPa). Duas lajes foram usadas como controlo (SC1 e SC2), enquanto
que as outras seis (SF1-SF6) foram expostas ao fogo numa das faces durante 1,5 horas, até se atingir
1000 °C (aquecimento de acordo com ASTM E119 [66]). Após exposição ao fogo, removeu-se a
camada de betão danificada (50 mm) e reparou-se/reforçou-se cinco lajes através das seguintes
técnicas (cf. Figura 19 e Figura 20): A - varões de CFRP colocados em sulcos no interior do betão,
preenchidos com resina epóxida; B - metade de cada varão CFRP colocado em fendas preenchidas
com resina epóxida, sendo a outra metade preenchida com uma argamassa cimentícia reforçada com
fibras; C - varões CFRP embebidos no interior da argamassa cimentícia. Posteriormente, aplicou-se
uma camada de argamassa cimentícia (de reparação), restabelecendo-se o tamanho original das lajes.
Refira-se que as lajes SF2 e SF3 (ambas constituídas com betão de igual resistência) apenas diferem
entre si na distribuição dos varões de CFRP. No caso da laje SF2, os varões de CFRP distam 20 mm
dos varões de aço; enquanto que na laje SF3 essa distância é de 100 mm para os varões centrais e
50 mm para os varões de extremidade. As restantes lajes reforçadas (SF4, SF5 e SF6) apresentam
uma distribuição dos varões de CFRP idêntica à da laje SF3, conforme se ilustra na Figura 20.
Figura 19 - Tipos de técnicas de reforço com varões de CFRP aplicadas às lajes danificadas pelo fogo [65].
31
Por fim, as lajes foram ensaiadas à flexão até à rotura, obtendo-se os resultados listados na Tabela 3.
Tabela 3 – Nomenclatura utilizada nas lajes, características, e valores obtidos no ensaio de flexão até à rotura para as respetivas lajes e percentagens face às lajes de controlo (adaptado de [65]).
Laje Resistência (inicial) à compressão do betão
(MPa) Descrição Pult (kN) ult (mm)
SC1 24 Controlo 109,1 5,3
SC2 35 Controlo 113,1 6,5
SF1 24 Exposta ao fogo, não reparada 101,4 (-7%) 6,7 (+26%)
SF2 24 Técnica de reparação A 214,4 (+97%) 4,9 (-8%)
SF3 24 Técnica de reparação A 209,7 (+92%) 4,5 (-15%)
SF4 35 Técnica de reparação A 195,1 (+73%) 5,6 (-14%)
SF5 35 Técnica de reparação C 226,9 (+101%) 5,7 (-12%)
SF6 35 Técnica de reparação B 203,7 (+80%) 4,2 (-35%)
Após as lajes serem ensaiadas à flexão, observaram-se fendas de flexão em todas as lajes, que se
propagaram da camada de material de reparação pelo betão, sem alteração do seu ângulo,
evidenciando uma boa ligação entre os dois materiais. Concluiu-se que todas as lajes reforçadas
apresentaram rigidez superior e um valor de carga de rotura cerca de 2 vezes superior ao das lajes de
controlo e, consequentemente, deslocamentos/flechas inferiores. Verificou-se que a laje exposta ao
fogo não reforçada (SF1) atingiu cerca de 93% da carga de rotura da laje de controlo SC1, o que indica
que o dano introduzido pela ação térmica foi relativamente reduzido. Por outro lado, a laje SF2
apresentou carga de rotura e rigidez superiores às da laje SF3, ambas reparadas com a técnica A, mas
com distâncias dos varões de CFRP à armadura ordinária diferentes. A máxima capacidade de carga
(227 kN) foi observada na laje SF5. Nas lajes SF4 e SF6, registou-se uma resistência de
aproximadamente 200 kN, indicando que não existe uma diferença na eficácia do reforço para estas
lajes.
Como resultado, concluiu-se que a laje do tipo C (SF5), onde os varões de CFRP estão dentro do
material de reparação, é a mais eficaz no comportamento à flexão, devido às menores tensões de corte
instaladas na interface entre o betão existente e o material de reparação. Para além disso, este tipo de
reparação/reforço de laje é económico e de fácil montagem, visto não ser necessário realizar sulcos no
betão nem utilizar resina epóxida.
Jaddoe et al. [67] estudaram a eficácia do reforço com laminados de CFRP instalados segundo a
Figura 20 – Representação da secção das lajes expostas ao fogo e reparadas com varões de CFRP [65].
32
técnica NSM quando aplicado a vigas expostas a temperaturas elevadas. Estudaram 8 vigas, de
dimensão 2700 x 140 x 260 mm, compostas por varões de aço longitudinais de 12 mm (2 superiores e
3 inferiores) e estribos de aço de 10 mm afastados 125 mm. Duas vigas foram usadas como controlo,
ensaiadas a temperatura ambiente, e as restantes foram aquecidas segundo a curva de incêndio
padrão ISO 834 [7] até se atingir temperaturas de 600 ºC e 700 ºC, as quais foram mantidas durante
2 horas. Após exposição ao fogo, reparam-se 4 vigas com laminados de CFRP (pelo sistema NSM),
em que se usou como adesivos uma resina epóxida e um adesivo de base cimentícia. As vigas foram
ensaiadas à flexão até à rotura, obtendo-se os resultados apresentados na Tabela 4 e o diagrama
carga-deslocamento a meio vão apresentado na Figura 21. Foram feitos ensaios ao betão (não exposto
ao fogo) a temperatura ambiente, tendo-se obtido as seguintes propriedades mecânicas médias:
fcm = 38,6 MPa, Ecm = 33 GPa, fctm = 3,85 MPa. O laminado, com 2000 mm de comprimento e seção
transversal de 20 x 1,4 mm (28 mm2), apresentava os seguintes valores médios: ffu = 3122 MPa,
Ef = 212 GPa e fu = 1,2%.
Tabela 4 - Nomenclatura utilizada nas vigas e resultados obtidos no ensaio de flexão até à rotura (percentagens face aos valores médios das vigas de controlo) (adaptado de [67]).
Viga Descrição Pult (kN) máx (mm) f,máx /
fu (%)
Modo de rotura
CB-1 Controlo (a temperatura ambiente)
115,5 80
E.B CB-2 114,3 77,5
B-600-2H Exposta a 600 ºC durante 2 horas 108,9 (-5%) 70,4 (-11%) E.B
B-700-2H Exposta a 700 ºC durante 2 horas 100,6 (-12%) 64,0 (-19%)
BRE-700-2H-1 Expostas a 700 ºC durante 2 horas. Reparadas com laminados de CFRP
(NSM) e adesivo epóxido
133,8 (+16%) 49,9 (-37%) 38,8% D.B
BRE-700-2H-2 135,5 (+18%) 53,2 (-32%) 42,0%
BRC-700-2H-1 Expostas a 700 ºC durante 2 horas. Reparadas com laminados de CFRP (NSM) e adesivo de base cimentícia
119,3 (+4%) 71,7 (-9%) 34,4% DP.B
BRC-700-2H-2 120,5 (+5%) 66,8 (-15%) 38,5%
E.B - Esmagamento do betão à compressão, com armaduras em cedência D.B - Destacamento do betão de recobrimento e posterior esmagamento do betão à compressão, com armaduras em cedência DP.B - Destacamento parcial do betão de recobrimento e posterior esmagamento do betão à compressão, com armaduras em cedência
Todas as vigas apresentaram uma relação força-deslocamento linear até à cedência das armaduras,
exibindo, posteriormente, um comportamento não linear até ser atingida a carga última. A capacidade
Figura 21 - Diagramas carga-deslocamento a meio vão das vigas (adaptado de [67]).
0
20
40
60
80
100
120
140
0 20 40 60 80 100
Carga [kN]
Deslocamento ameio vão [mm]
CB-1
CB-2
B-600-2H
B-700-2H
BRE-700-2H-1
BRE-700-2H-2
BRC-700-2H-1
BRC-700-2H-2
33
de carga da viga B-600-2H diminuiu apenas 5%, indicando que a tensão de cedência da armadura foi
muito pouco afetada pela temperatura. Contudo, para temperaturas de 700 ºC, observou-se uma
redução da resistência de 12%, juntamente com uma diminuição da rigidez de cerca de 38%, o que
comprova que para este valor de temperatura as armaduras foram afetadas.
As vigas reparadas com laminados de CFRP (pelo sistema NSM) com adesivos epóxidos e de base
cimentícia apresentaram, respetivamente, um aumento médio de resistência de 34% e 19% (face à
viga B-700-2H), juntamente com um aumento da rigidez. As vigas reparadas apresentaram fissuras de
menor abertura comparativamente com as vigas não reparadas. Relativamente ao modo de rotura das
vigas reparadas, observou-se o destacamento do betão de recobrimento junto das extremidades dos
laminados que se propagou até à secção de meio vão, com posterior esmagamento do betão à
compressão. As vigas BRC-700-2H exibiram um deslocamento máximo cerca de 34% superior ao das
vigas BRE-700-2H, ou seja, a utilização de laminados embebidos em adesivo de base cimentícia
oferece um incremento de ductilidade superior em vigas expostas a 700 ºC durante 2 horas
(comparativamente com a utilização de resina epóxida). No entanto, nas vigas reparadas com adesivo
epóxido, a percentagem de mobilização dos laminados (f,máx/fu) foi superior à obtida nas vigas
reparadas com adesivo de base cimentícia (40% vs. 36%); tal resultado pode ser justificado pelas
melhores propriedades de aderência (ao betão e aos laminados de CFRP) do primeiro tipo de adesivos.
2.5.7. Armadura de reforço (malha electrosoldada)
Em reparações extensas pode surgir a necessidade de adicionar armaduras de reforço à armadura
existente, por exemplo, através de malhas electrosoldadas. Esta malhas funcionam como armadura de
reforço no caso da armadura inicial se encontrar danificada ou se se pretender aumentar a capacidade
resistente da laje. A malha electrosoldada é fixa à armadura existente através de amarração ou
soldadura, ou então é soldada a espigões de aço fixados na laje com resina epóxida [27].
2.6. Considerações finais
Neste capítulo, com base na literatura existente e na regulamentação, apresentou-se inicialmente uma
revisão do efeito das temperaturas elevadas nas propriedades mecânicas do betão e do aço e
descreveram-se as principais anomalias observadas em elementos de betão armado sujeitos à ação
de incêndio. Posteriormente, abordou-se os principais ensaios utilizados na avaliação do betão armado
danificado pelo fogo e foram descritas técnicas de reparação de lajes afetadas pelos incêndios. Deste
modo, é possível destacar as seguintes principais conclusões do estado da arte:
• O ensaio da propagação da velocidade ultrassónica (UPV) apresenta-se como um método
bastante utilizado para avaliar a resistência residual do betão, em que não tenha ocorrido
destacamento da camada de recobrimento; por outro lado, a relação água/cimento e a
dosagem de agregados finos e grossos não parece influenciar os resultados.
• O esclerómetro de Schmidt apresenta o inconveniente de só ser representativo da camada
superficial do betão e de não apresentar valores fiáveis no caso de betões que se encontram
muito danificados ou sofreram spalling.
34
• O varrimento laser terrestre apresenta-se como uma técnica recente e não destrutiva, que
permite inferir a temperatura a que o betão esteve exposto e relacioná-la com as propriedades
mecânicas do material; contudo, trata-se de uma técnica em desenvolvimento e sobre a qual
não existem muitos estudos.
• O FBTest apresenta-se como um método eficaz para estimar a espessura do betão afetado
pelo fogo a partir de ensaios de absorção de água e de tração por compressão diametral
realizados em discos. Porém, a sua eficácia nunca foi aferida em estruturas sujeitas à ação de
um fogo real (com um aquecimento rápido).
• Apesar de existirem vários estudos sobre técnicas de inspeção, constata-se uma ausência de
estudos sistemáticos de comparação da eficácia de diferentes técnicas de inspeção do betão
armado após exposição ao incêndio.
• A reparação de lajes através de betão projetado apresenta-se como uma técnica em que a
nova camada de betão possui densidade, durabilidade e resistência mecânica comparável ou
superior à camada de betão original, sendo uma técnica correntemente utilizada.
• A reparação de lajes com mantas de CFRP ou GFRP coladas à superfície (técnica EBR)
mostrou ser uma técnica eficaz, garantindo um aumento da rigidez das lajes (para as
geometrias testadas), assim como um aumento da sua carga última à flexão. Contudo, o maior
inconveniente destes sistemas prende-se com a ocorrência de roturas prematuras através
destacamento do betão de recobrimento. Para além disso, estes materiais possuem reduzida
resistência ao fogo, podendo ser necessários sistemas de proteção adicionais (dependendo da
taxa de reforço).
• A reparação de elementos expostos ao fogo através de varões ou laminados de CFRP
instalados em rasgos no betão de recobrimento (técnica NSM) mostrou ser uma técnica de
reforço eficaz, possibilitando um aumento muito significativo da resistência à flexão. Além disso,
trata-se de um sistema de aplicação relativamente fácil, que não altera a geometria do elemento
a reforçar. Tal como na técnica EBR, podem ocorrer roturas prematuras por destacamento,
embora para níveis de carregamento superiores.
• A reparação/reforço com sistemas FRP, em particular pelo sistema NSM, evidenciou ter muito
potencial nos dois estudos apresentados no estado da arte, ambos de cariz exploratório, pelo
que esta técnica merece ser estudada em maior detalhe.
35
3. Estudo experimental de ensaios de inspeção de lajes de betão
armado danificadas pela ação do fogo e técnicas de reparação
3.1. Considerações iniciais
No capítulo anterior, foram apresentadas várias técnicas de inspeção e reparação de estruturas de
betão danificadas pela ação do fogo. No presente capítulo, descreve-se o estudo experimental
realizado no âmbito da presente dissertação, que teve os seguintes objetivos: (i) comparar a eficácia
de diferentes técnicas de inspeção de elementos de betão armado expostos à ação de incêndio, de
forma a estimar as suas características residuais e recomendar técnicas de reparação adequadas;
(ii) avaliar a eficácia da colagem de laminados de CFRP aplicados em rasgos no betão de recobrimento
(técnica NSM) como técnica de reparação/reforço de lajes de betão armado danificadas pela ação do
fogo.
Para tal, elaborou-se um programa experimental (descrito na secção 3.2), que compreendeu os
seguintes desenvolvimentos: o dimensionamento e fabrico das lajes (secção 3.3); exposição de lajes
de betão armado ao incêndio padrão (secção 3.4); ensaios de inspeção ao betão e às armaduras de
aço (secção 3.5); reparação de uma laje com a técnica NSM (secção 3.6) e, finalmente, ensaios de
flexão a temperatura ambiente nos vários tipos de lajes (secção 3.7).
Optou-se por estudar as técnicas de inspeção e reparação de elementos de betão armado expostos ao
fogo por se considerar que os estudos disponíveis na literatura ainda são relativamente escassos,
nomeadamente no que se refere a lajes.
3.2. Programa experimental
Como referido, na presente dissertação, os elementos de betão armado alvo de estudo são lajes. Não
se estudou um elemento de laje à escala real, em toda a sua dimensão, pois tal implicaria uma grande
massa de betão, com todas as dificuldades inerentes (desde o fabrico à realização dos ensaios), para
além das limitações do equipamento disponível. Assim, o estudo incidiu em faixas de laje sujeitas a
flexão cilíndrica (armadura principal numa só direção).
Fabricaram-se 6 faixas de laje de betão armado, com o objetivo de estudar a eficácia das técnicas de
inspeção e de reparação aplicadas em lajes expostas ao fogo. As lajes são semelhantes em geometria,
armadura e classe de resistência do betão, e todas apresentam um recobrimento da armadura inferior
de 3,5 cm. Apresentam-se de seguida a descrição das lajes e a respetiva finalidade:
• Laje de referência a temperatura ambiente (Ref T20) - não exposta a temperaturas elevadas,
foi submetida ao ensaio de flexão e serviu de comparação às restantes lajes;
• Laje de referência exposta ao fogo (Ref Fogo) – exposta à ação do incêndio padrão durante
60 minutos, não reparada, foi submetida ao ensaio de flexão e serviu de comparação às
restantes lajes;
36
• Lajes expostas ao fogo (Fogo 60 - 1 e Fogo 60 - 2) – expostas à ação do incêndio padrão
durante 60 minutos, foram alvo de ensaios de inspeção do betão (secção 3.5);
• Laje exposta ao fogo (Fogo 120 - 3) – exposta à ação do incêndio padrão durante 120 minutos,
foi alvo de ensaios de inspeção do betão e das armaduras de aço (secção 3.5);
• Laje exposta ao fogo e reparada posteriormente (Fogo 60 - R) – exposta à ação do incêndio
padrão durante 60 minutos e posteriormente reparada com laminados de CFRP instalados
segundo a técnica NSM, a fim de avaliar a sua capacidade resistente à flexão (secção 3.6).
Na Tabela 5 apresenta-se a nomenclatura adotada nas várias faixas de lajes.
Tabela 5 - Nomenclatura utilizada nos vários tipos de faixas de laje.
Nomenclatura Descrição
Ref T20 Faixa de laje de referência, não exposta ao fogo
Ref Fogo Faixa de laje de referência exposta ao fogo durante 60 minutos e não reparada
Fogo 60 - 1 Faixa de laje exposta ao fogo durante 60 minutos, não reparada, para ensaios de inspeção
Fogo 60 - 2 Faixa de laje exposta ao fogo durante 60 minutos, não reparada, para ensaios de inspeção
Fogo 120 - 3 Faixa de laje exposta ao fogo durante 120 minutos, não reparada, para ensaios de inspeção
Fogo 60 - R Faixa de laje exposta ao fogo durante 60 minutos e reparada com a técnica NSM
O tempo de exposição ao fogo foi definido tendo em conta o facto de não se pretender que as
armaduras das faixas de laje não ficassem com a sua resistência muito afetada (não se pretendeu
simular uma situação em que a respetiva substituição fosse necessária) e que o betão de recobrimento
não ficasse demasiado danificado (para que a reparação com a técnica NSM fosse viável). Assim,
optou-se por expor as lajes Ref Fogo, Fogo 60 - 1, Fogo 60 - 2 e Fogo 60 - R ao incêndio padrão
durante 60 minutos. A laje Fogo 120 - 3 foi a única que foi sujeita à ação do incêndio durante
120 minutos, de forma a que o seu nível de dano fosse superior e, assim, fosse possível comparar a
aplicabilidade e eficácia dos mesmos ensaios de inspeção utilizados nas restantes lajes.
O presente programa experimental incluiu os seguintes tipos de ensaios às faixas de laje:
(i) ensaios de exposição ao incêndio padrão – exposição da face inferior das lajes à ação térmica
de uma curva de incêndio padrão durante o período de tempo definido e, simultaneamente, a
uma carga de serviço;
(ii) ensaios de inspeção após exposição ao incêndio - as faixas de laje Fogo 60 - 1, Fogo 60 - 2 e
Fogo 120 - 3 foram inspecionadas com várias técnicas com o intuito de avaliar o seu grau de
dano e as propriedades residuais do betão armado, bem como comparar os ensaios entre si
quando aplicados a lajes sujeitas a diferentes tempos de exposição ao fogo;
(iii) ensaios de flexão a temperatura ambiente – as lajes Ref T20, Ref Fogo e Fogo 60 - R foram
sujeitas a ensaios de flexão a temperatura ambiente para avaliar a respetiva resposta mecânica
(força vs. deformação) pré- e pós-fogo, carga última e modo de rotura. O comportamento da
laje reparada foi comparado com o das restantes lajes para determinar a eficácia de técnica
NSM quando aplicada a elementos danificados pela ação de um incêndio.
37
3.3. Características das lajes
As faixas de laje possuem dimensões de 1,50 m de comprimento, 0,25 m de largura e 0,11 m de
espessura; resultando numa esbelteza geométrica (𝐿𝑣ã𝑜 ℎ𝑠𝑒𝑐çã𝑜⁄ ) de 12,7. As faixas de laje possuem
recobrimento nas armaduras inferiores de 3,5 cm e nas armaduras superiores de 2,5 cm. São
constituídas por um betão corrente de classe de resistência C25/30 e por varões de aço A500 NR/SD.
3.3.1. Materiais
3.3.1.1. Betão
As faixas de laje são constituídas por betão pronto de classe de resistência C25/30, composto por
agregados grossos calcários com diâmetro máximo de 22 mm, cimento do tipo CEM II/A-L 45,5R e
classe de consistência S3. Com o intuito de caracterizar o betão efetivamente utilizado, foram
produzidos provetes cilíndricos com 15 cm de diâmetro e 30 cm de altura, e provetes cúbicos com
15 cm de aresta. Os ensaios de caracterização do betão foram realizados a diferentes idades: (i) aos
28 dias, idade de referência para a caracterização do betão; e (ii) aos 485 dias, à data da realização
dos ensaios de exposição ao fogo. Para determinar a resistência à compressão e à tração do betão,
realizaram-se, respetivamente, ensaios de compressão (de acordo com a norma NP EN 12390-3 [68])
e de compressão diametral (de acordo com a norma NP EN 12390-6 [69]). Não foram realizados
ensaios específicos para a obtenção do módulo de elasticidade. Não obstante, o módulo de elasticidade
foi estimado com base na tensão de rotura média do betão à compressão, de acordo com a expressão
do Quadro 3.1 do Eurocódigo 2 [70]. Foram ensaiados 5 provetes cúbicos e 5 cilíndricos em cada uma
das idades referidas acima. Os provetes com 28 dias de idade foram submetidos a um processo de
cura numa câmara húmida, com humidade de 100% e temperatura constante de 20 ºC. Já os provetes
utilizados nos ensaios aos 485 dias de idade foram submetidos, durante os primeiros 50 dias, às
mesmas condições que os provetes utilizados nos ensaios aos 28 dias; período após o qual foram
retirados da câmara e ficaram sujeitos às mesmas condições das lajes (temperatura e humidade do
ambiente laboratorial). Refira-se que estes últimos provetes deveriam ter sido curados nas mesmas
condições das lajes durante todo o processo de cura, de modo permitir uma comparação mais rigorosa
dos resultados obtidos dos respetivos ensaios.
Os resultados obtidos nos ensaios são apresentados no Anexo I. Na Tabela 6 encontram-se resumidas
as propriedades mecânicas do betão aos 28 dias e aos 485 dias de idade.
3.3.1.2. Aço
As faixas de laje são constituídas por varões de aço A500 NR/SD. Com o intuito de aferir as
propriedades mecânicas do aço efetivamente utilizado, realizaram-se ensaios de tração a varões de
aço (não danificados pela ação do fogo). O procedimento de ensaio está descrito em detalhe na secção
3.5.6, uma vez que também se realizaram ensaios de tração a varões de aço expostos a temperaturas
elevadas, de acordo com o mesmo procedimento. Na Tabela 6 apresentam-se os resultados dos
ensaios, em que fsy é o valor da tensão de cedência, fsu é o valor da tensão de rotura à tração, Es é o
38
módulo de elasticidade, sy é o valor da extensão de cedência e su é o valor da extensão última. A
ductilidade dos varões pode ser caracterizada quer pela deformação associada à carga máxima, sum,
quer pelo coeficiente de endurecimento, K (quociente entre a extensão última e a extensão de
cedência). Os resultados obtidos confirmam a classe do aço em varão utilizado.
Tabela 6 - Resultados dos ensaios de caracterização do betão e do aço.
Propriedade do betão Idade do betão Propriedade
do aço Ref T20
[média ± desvio padrão] 28 dias 485 dias
Resistência à compressão
fcm,cubos (MPa) 31,2 ± 1,1 58,2 ± 3,3 fsy (MPa) 569
fcm,cilindros (MPa) 25,0 ± 0,9 46,6 ± 2,6 fsu (MPa) 662
fck,cubos (MPa) 29,4 ± 1,1 52,8 ± 3,3 Es (GPa) 198
fck,cilindros (MPa) 23,5 ± 0,9 42,3 ± 2,6 sy (‰) 4,87
Resistência à tração
fctm (MPa) 2,2 ± 0,4 2,8 ± 0,5 su (‰) 56,16
fctk (MPa) 1,5 ± 0,4 2,1 ± 0,5 K = su / sy 11,53
Módulo de elasticidade
Ecm (GPa) 27,9 ± 0,3 33,6 ± 0,6
3.3.2. Dimensionamento das lajes
No dimensionamento das lajes adotou-se um modelo de viga simplesmente apoiada, com um vão de
1,40 m (cf. Figura 22). As zonas laterais em consola, com 5 cm de comprimento (cerca de 4% do vão
da laje), foram desprezadas nos cálculos por se considerar não terem influência significativa no
comportamento das lajes. As faixas de laje foram sujeitas a um carregamento simétrico, com duas
cargas concentradas de igual valor (0,5 P, sendo P a carga total), colocadas a uma distância dos apoios
de um terço do vão (0,467 m). O vão escolhido de 1,40 m resultou das condicionantes do esquema de
ensaio ao fogo, como discutido em detalhe na secção 3.4.1.
Como, usualmente, as lajes de edifícios não são armadas para o esforço transverso, também, neste
estudo, se procurou dimensionar as faixas de laje de forma a que não necessitassem deste tipo de
armadura. Além disso, pretendeu-se que o modo de rotura fosse por flexão, evitando uma rotura frágil
por esforço transverso. Deste modo, o dimensionamento das faixas de laje foi realizado de forma a
garantir um modo de rotura por esgotamento da capacidade resistente à flexão (e não ao corte).
Tendo em conta os aspetos acima mencionados, procedeu-se ao dimensionamento das armaduras das
lajes de acordo com o Eurocódigo 2 [70], cujo cálculo detalhado se encontra no Anexo II. Note-se que
o peso próprio das faixas de laje foi desprezado no seu dimensionamento por representar, no máximo,
cerca de 4% do valor estimado da carga de rotura. É relevante referir que a taxa geométrica de
armaduras é superior a 1%, correspondendo a elementos fortemente solicitados (típico de vigas).
Figura 22 - Modelo de cálculo utilizado no dimensionamento das faixas de laje.
39
Na Figura 23 apresenta-se a pormenorização das faixas de laje.
3.3.3. Fabrico das lajes
As faixas de lajes foram produzidas no Laboratório de Construção (LC) e no Laboratório de Estruturas
e Resistência de Materiais (LERM) do Instituto Superior Técnico; o seu fabrico foi efetuado em conjunto
com os trabalhos desenvolvidos no âmbito de outra dissertação (Santos [71]), em que se utilizaram
elementos de laje semelhantes. Na Figura 24 (a) apresenta-se a cofragem utilizada no fabrico das lajes
e o aspeto final das armaduras de aço que as constituem.
A preparação das lajes envolveu a instalação de termopares e extensómetros, conforme discutido em
detalhe nas secções 3.4.2.1 e 3.7.1, respetivamente. Na Figura 24 apresenta-se o aspeto de um
termopar (b) e de um extensómetro (c) aplicados a varões de aço.
3.4. Exposição ao incêndio padrão
Os ensaios de exposição ao incêndio padrão nas faixas de laje foram realizados no LERM do IST com
os seguintes objetivos: (i) avaliar a resposta térmica das lajes durante o tempo definido; (ii) avaliar o
comportamento mecânico das lajes em situação de incêndio (evolução dos deslocamentos na secção
de meio vão); e (iii) proceder (posteriormente) a ensaios in situ de avaliação das propriedades residuais
após a exposição ao incêndio.
Como referido, o tempo de exposição foi definido tendo em conta os seguintes aspetos: não se
pretendia que as faixas de laje ficassem demasiado danificadas, tornando inviável a realização dos
ensaios de inspeção ou exigindo uma reparação demasiado intrusiva; em particular, não se pretendia
que as propriedades mecânicas dos varões de aço fossem muito afetadas, tornando necessária a sua
substituição.
Para tal, foram realizados ensaios de exposição ao incêndio padrão em quatro faixas de laje, sujeitas
(i) a um carregamento mecânico, que pretendeu simular condições de serviço e (ii) a um aquecimento,
Figura 23 - Distribuição longitudinal das armaduras das faixas de laje (à esquerda) e respetiva secção transversal (à direita).
Figura 24 - (a) Aspeto final da cofragem e armaduras das faixas de laje de betão armado; (b) Aplicação de um termopar no varão de aço; (c) Aplicação de um extensómetro no varão de aço (em cima) e após proteção com
adesivo (em baixo).
(b) (c)(a)
40
de acordo com a curva de incêndio padrão definida na norma ISO 834 [7], durante o período de tempo
definido - 60 minutos para as lajes Ref Fogo, Fogo 60 - 1, Fogo 60 - 2 e Fogo 60 - R e 120 minutos
para a laje Fogo 120 - 3.
3.4.1. Sistema de ensaio
O sistema dos ensaios de exposição ao fogo é essencialmente composto pelos seguintes elementos:
forno (secção 3.4.1.1); sistema de isolamento térmico (secção 3.4.1.2); sistema de apoio das faixas de
laje (secção 3.4.1.3); e sistema de carregamento gravítico (secção 3.4.1.4). Na Figura 25 (a) apresenta-
se uma representação esquemática do sistema de ensaio.
Uma vez que se pretende simular uma situação de incêndio real na laje de uma estrutura, procurou-se
garantir que o elemento está exposto a uma temperatura aproximadamente uniforme ao longo do seu
comprimento; no entanto, foi necessário evitar expor o sistema de apoio a temperaturas elevadas para
não o danificar. Tendo em conta que o forno utilizado nos ensaios apenas permite impor uma
temperatura constante no elemento de laje num comprimento de ~1,10 m, optou-se por utilizar um vão
de 1,40 m, de forma a garantir a segurança do sistema de apoios. Importa referir que, com este
esquema de ensaio, em cada extremidade, cerca de 0,20 m da laje não foram expostos diretamente à
ação ao fogo.
A faixa de laje a ensaiar foi colocada acima da abertura superior do forno e envolvida lateralmente
através do sistema de isolamento térmico, de forma a cobrir a restante área da abertura do forno e
evitar assim a saída de calor. Como referido, a faixa de laje foi simplesmente apoiada num vão de
1,40 m, através de um apoio móvel (AM) e de um apoio fixo (AF), ambos fixados a chapas de aço que,
por sua vez, foram ligadas à travessa do pórtico de reação por meio de varões roscados. A ação térmica
foi aplicada na face inferior num comprimento de cerca de 1,10 m. Simultaneamente, foi aplicado um
Figura 25 - (a) Esquema dos ensaios de exposição ao fogo (AM – apoio móvel, AF – apoio fixo); vista frontal; dimensões em metros; sem escala; (b) Sistema de apoio fixo, isolado com lã cerâmica; (c) Sistema de
carregamento gravítico aplicado numa extremidade da viga de distribuição.
41
carregamento gravítico, concretizado através de blocos de betão suspensos, que descarregam na laje
por meio de uma viga de distribuição. Acima da travessa e centrado com o forno existe uma campânula
para extração de fumos.
3.4.1.1. Forno
A exposição das lajes ao incêndio foi realizada num forno com as seguintes dimensões exteriores:
2,10 m de altura, 1,35 m de largura e 1,20 m de espessura. O forno possui duas aberturas: uma
abertura frontal, normalmente utilizada em ensaios a elementos verticais; e uma abertura localizada no
seu topo, utilizada em ensaios a elementos verticais, como vigas ou lajes. A base do forno é composta
por tijolo refratário, enquanto que as suas paredes laterais e o topo (composto por tampas) são
revestidos com um isolamento em lã cerâmica, perfazendo uma superfície livre (em planta) de 0,95 m
de largura por 0,80 m de espessura. O forno é alimentado por 6 queimadores de gás, 3 em cada parede,
com um espaçamento vertical entre si de cerca de 0,60 m. Estes queimadores controlam a temperatura
no interior do forno, de modo a que a curva temperatura-tempo se aproxime da definida no controlador.
Como não existe qualquer abertura, não é possível observar, a partir do exterior e durante o ensaio, a
face inferior da laje exposta ao calor.
3.4.1.2. Sistema de isolamento térmico
Como mencionado, o forno possui uma abertura na face superior que corresponde a uma área livre de
0,95 x 0,80 m. Como as lajes possuem 0,25 m de largura, a restante área da abertura superior do forno
foi devidamente isolada para evitar a saída de calor durante o ensaio. Tal foi feito com recurso a
módulos metálicos, preenchidos com lã cerâmica no seu interior. Estes módulos foram apoiados nas
paredes laterais do forno e encostados às faces laterais da laje. Por outro lado, nas extremidades da
laje, correspondendo à zona dos apoios, foi necessário aplicar um isolamento adicional, também em lã
cerâmica, de modo a isolar os apoios metálicos e evitar a saída de calor, garantido um comprimento de
1,10 m de laje exposto ao calor. Este sistema de isolamento permitiu que as faixas de laje fossem
expostas ao calor apenas na sua face inferior e no comprimento definido. Na Figura 26 apresenta-se
um esquema do sistema de isolamento térmico das faixas de lajes (a), constituído pelos cinco módulos
(M1 a M5) de lã cerâmica, assim como uma vista deste sistema a partir do interior do forno (b).
3.4.1.3. Sistema de apoio das faixas de laje
O sistema de apoio das faixas de laje é composto pelos seguintes elementos: pórtico de reação
envolvente ao forno; chapas de suporte dos apoios; apoios fixo e móvel; varões roscados em aço.
Figura 26 - Sistema de isolamento térmico: (a) Corte esquemático; (b) Vista do interior do forno.
42
O pórtico de reação foi posicionado de forma a que a travessa estivesse alinhada com o eixo central
do forno e, de igual forma, que o eixo das faixas de laje também se encontrasse alinhado com o centro
do forno (como representado na Figura 25 (a)). Os apoios fixos e móveis foram apoiados em chapas
metálicas, contíguas às paredes laterais do forno. Cada chapa metálica foi suspensa à travessa por
meio de quatro varões roscados de 24 mm de diâmetro. Para assegurar que a posição das chapas
metálicas (e, portanto, dos apoios) não sofresse alteração, foram soldados dois varões em cada chapa
e, numa posição horizontal, estes varões foram fixados aos respetivos montantes.
Os apoios foram materializados por rótulas cilíndricas de aço, lubrificadas, no topo das quais foram
soldadas chapas com dimensões de 10 cm x 20 cm, onde se apoiaram as lajes. O apoio fixo foi
diretamente aparafusado à chapa de suporte. Por outro lado, a zona deslizante do apoio móvel foi
materializada através de pequenas esferas de aço, colocadas entre as duas chapas metálicas, a fim
de reduzir o atrito para deslocamentos horizontais. Durante a preparação do ensaio, utilizou-se um
sistema de cavilhas para imobilizar o apoio móvel (libertado antes do ensaio). Na Figura 25 (b)
apresenta-se o sistema do apoio fixo, protegido e isolado do lado interior do forno através de uma
manta de lã cerâmica.
3.4.1.4. Sistema de carregamento gravítico
De modo a reproduzir as condições de carregamento (conforme o modelo de cálculo definido na Figura
22), optou-se por aplicar um sistema de carregamento gravítico nas extremidades da viga de
distribuição. Esta, por sua vez, descarregou o peso nas faixas de laje sob a forma de duas cargas
concentradas aplicadas a um terço do vão, utilizando-se para o efeito duas chapas de aço com
dimensões em planta de 8 cm x 25 cm. Este sistema, apresentado na Figura 25 (c), foi materializado
através de blocos de betão suspensos em cada extremidade da viga de distribuição (recorrendo a um
sistema de elevação manual), garantindo uma carga constante durante o ensaio.
O valor da carga de incêndio pode ser obtido pela seguinte expressão simplificada, conforme sugere o
Eurocódigo 2 [8],
Em que:
• 𝐸𝑑,𝑓𝑖 – valor de cálculo dos efeitos das ações em situação de incêndio;
• 𝜂𝑓𝑖 – fator de redução para o valor de cálculo do nível de carregamento em situação de
incêndio;
• 𝐸𝑑 – valor de cálculo dos efeitos das ações para a combinação fundamental à temperatura
ambiente.
O Eurocódigo recomenda, de forma simplificada e conservativa, o valor de 𝜂𝑓𝑖 = 0, para o fator de
redução, sendo esse o valor adotado neste estudo. Na Tabela 7 apresenta-se o valor de cálculo da
carga de incêndio obtido por aplicação da expressão (2). O peso a aplicar em cada extremidade da
viga de distribuição é de cerca de 8,8 kN.
𝐸𝑑,𝑓𝑖 = 𝜂𝑓𝑖 × 𝐸𝑑 (2)
43
Tabela 7 - Cálculo do valor da carga de incêndio.
Ed (kN) 25,3
fi 0,7
Carga total de incêndio - Ed,fi (kN) 17,7
Carga em cada extremidade da viga de distribuição (kN) 8,8
3.4.2. Instrumentação e procedimento de ensaio
3.4.2.1. Instrumentação
As faixas de laje sujeitas ao incêndio foram instrumentadas com oito termopares do tipo K, com
0,25 mm de diâmetro do fio condutor. Os termopares foram soldados aos varões de aço com o intuito
de medir a variação de temperatura durante o ensaio. Estes sensores foram colocados em
determinados pontos relevantes, sobretudo nos varões longitudinais inferiores e na secção de meio
vão. Não obstante, foram colocados dois termopares nas faces inferior e superior das lajes, no interior
do betão, e um termopar na armadura superior. Na Figura 27 (a) e (b) apresenta-se a distribuição e
designação de termopares em corte longitudinal e em planta, respetivamente. A distribuição dos
termopares foi semelhante em todas as faixas de laje. Além dos termopares colocados no interior das
lajes, foi colocado um termopar para medição da temperatura do ar imediatamente acima da face
superior destas. Os dados da temperatura dos termopares foram registados em computador através
de uma unidade de aquisição de 16 canais da marca HBM e modelo Quantum X – MX 1609. O forno
utilizado inclui termopares para medição da temperatura do ar no seu interior. O valor da temperatura
no interior do forno foi monitorizado através do respetivo controlador, que foi igualmente ligado ao
computador para registo dos dados.
O deslocamento vertical da secção de meio vão de todas as faixas de laje foi monitorizado através de
dois defletómetros de fio com 500 mm de curso, da marca TML e modelo DP-500E. Para tal, realizaram-
se dois pequenos furos na face superior da laje (na secção de meio vão), espaçados cerca de 16 cm,
nos quais se inseriu um gancho metálico para fixação da extremidade do fio. Cada defletómetro foi
inserido numa caixa isolante, para proteção do calor, que foi colocada sobre o banzo inferior do perfil
da travessa do pórtico. Os dados da deformação das faixas de laje foram registados em computador
através de uma unidade de aquisição de 8 canais da marca HBM e modelo Quantum – MX 840A.
Figura 27 - Pormenorização e nomenclatura adotada para os termopares das faixes de laje: (a) distribuição em corte longitudinal; (b) distribuição em planta.
44
3.4.2.2. Procedimento de ensaio e curva de incêndio padrão
Como referido, nos ensaios de exposição ao fogo foi adotada a curva do incêndio padrão da norma
ISO 834 [7], que pretende simular a evolução da temperatura durante um incêndio num edifício. Esta
curva exprime-se pela seguinte equação, em que T é a temperatura do forno (em ºC) e t é o tempo (em
minutos).
A primeira fase do ensaio correspondeu à aplicação do carregamento gravítico na faixa de laje a ensaiar
(com o forno desligado). Em primeiro lugar, colocou-se a viga de distribuição de carga sobre a laje; de
seguida, elevou-se de forma simultânea e lentamente os blocos de betão em cada extremidade da viga
de distribuição. A norma ISO 834 recomenda que se aguarde 30 minutos desde o inicio do
carregamento para que a deformação introduzida na laje estabilize; contudo, verificou-se que os valores
dos deslocamentos estabilizaram ao fim de durações inferiores a 10 minutos.
A segunda fase do ensaio correspondeu à aplicação da ação térmica (curva de incêndio padrão) na
face inferior da faixa de laje (num comprimento de 1,10 m), em simultâneo com o carregamento
gravítico. Na prática, tal correspondeu a ativar os queimadores do forno durante o tempo estabelecido
para cada laje (60 ou 120 minutos). Findo o ensaio, assim que possível (num período de tempo que
variou aproximadamente entre 7 e 17 minutos), procedeu-se à remoção do carregamento mecânico
aplicado à laje e retirou-se a abertura frontal do forno e os módulos metálicos (que isolam lateralmente
a laje e a abertura superior do forno) e, posteriormente, removeu-se a laje o mais depressa possível
para que ocorresse um arrefecimento natural ao ar.
3.5. Ensaios de inspeção
Foram realizados ensaios de inspeção às lajes de betão expostas ao fogo com o objetivo de: (i) avaliar
o seu grau de deterioração; (ii) avaliar as suas propriedades residuais após a exposição ao incêndio;
(iii) comparar os vários ensaios entre si quando aplicados a elementos sujeitos a diferentes tempos de
exposição ao fogo.
Assim, como referido no programa experimental, o betão das lajes Fogo 60 - 1, Fogo 60 - 2 e Fogo 120
- 3 foi submetido às seguintes técnicas de inspeção após exposição à ação de incêndio:
• Inspeção visual do betão;
• Ensaio de propagação da velocidade ultrassónica (UPV);
• Esclerómetro de Schmidt;
• Ensaio Fire Behaviour Test (FBTest) - ensaios de absorção de água por imersão e de tração
por compressão diametral.
Os ensaios de inspeção do betão foram realizados quer à superfície das lajes quer em carotes delas
extraídas. Além disso, os ensaios de inspeção foram também realizados em dois provetes de referência
(com geometria semelhante às carotes), retirados de cubos de betão, produzidos simultaneamente com
a produção das lajes. Adicionalmente, foram realizados ensaios de tração a provetes de aço extraídos
(3) 𝑇(𝑡) = 20 + 345 × log10( 𝑡 + 1) [º𝐶]
45
da laje de referência não exposta ao fogo (Ref T20) e de uma das lajes exposta ao fogo (Fogo 120 - 3)
para quantificação do dano introduzido nas armaduras.
Os ensaios de inspeção foram escolhidos tendo em conta a sua utilização corrente, nível de fiabilidade
(apresentados na literatura), bem como os equipamentos disponíveis no LERM do IST. Nas seções
seguintes, apresenta-se o procedimento seguido em cada ensaio de inspeção.
3.5.1. Preparação dos ensaios
A recolha de amostras de betão das lajes para proceder aos ensaios de inspeção obrigou à extração
de carotes, realizada de acordo com o procedimento definido na norma BS EN 12504-1 [72]. A recolha
de carotes foi feita de forma a não danificar as armaduras, pelo que foi utilizado um detetor de
armaduras (Figura 28 (a)), com o objetivo de selecionar com precisão o local de extração das carotes.
Posteriormente, extraíram-se carotes das lajes e cubos de referência, utilizando uma caroteadora da
marca HILTI e respetivos acessórios, conforme se apresenta na Figura 28 (b1) e (b2). Utilizou-se uma
broca com diâmetro exterior de cerca de 7 cm. As amostras recolhidas foram identificadas com base
na sua localização e a respetiva face superior (não exposta diretamente ao fogo – rugosa) foi alisada.
Durante a recolha de amostras algumas carotes partiram-se, quer devido à própria extração, quer
devido à degradação do betão provocada pelas temperaturas elevadas; não obstante a deteção
preliminar de armaduras, verificou-se que algumas das carotes atravessaram partes de armadura
(Figura 28 (b3)). Devido à impossibilidade de realizar ensaios em amostras nestas condições, não foi
possível utilizar o mesmo número de amostras em todos os ensaios de inspeção.
Para a realização do ensaio de inspeção Fire Behaviour Test foi necessário cortar discos ao longo da
altura das carotes, desde a face exposta diretamente ao fogo; estes foram cortados com um disco de
corte. Inicialmente, tentou-se cortar discos com cerca de 1 cm de espessura (na Laje Fogo 60 - 1), mas
verificou-se que os discos se partiam dada a existência de fissuras junto à face exposta ao fogo. Assim,
nas carotes provenientes das lajes Fogo 60 - 2 e Fogo 120 - 3 e nas carotes de referência (a
temperatura ambiente), os discos foram cortados com uma espessura aproximada de 2 cm. No Anexo
III apresenta-se um esquema representativo da localização e nomenclatura das carotes extraídas das
lajes acima mencionadas.
Figura 28 - (a) Localização das armaduras inferiores da laje Fogo 60 - 1 com recurso a um detetor de varões; (b) Extração de carotes: (b1) equipamento utilizado, (b2) extração de uma carote de referência num cubo de betão a
temperatura ambiente, (b3) carotes extraídas da laje Fogo 60 - 1.
(b3)(b2)(b1)(a)
46
3.5.2. Inspeção visual
A primeira técnica de inspeção do betão exposto ao fogo utilizada foi a inspeção visual, utilizada para
classificar o nível e extensão dos danos nas faixas de laje em betão armado. A inspeção visual das
lajes ocorreu após estas terem sido retiradas do forno e arrefecidas naturalmente ao ar. Numa primeira
fase, a inspeção visual compreendeu a observação da aparência das superfícies das lajes,
nomeadamente a sua coloração, a existência de fissuração, desagregação e/ou spalling do betão de
recobrimento, assim como a deformação do elemento. Posteriormente, os provetes retirados das lajes
foram igualmente alvo da inspeção visual; em particular, observou-se a sua coloração, fissuração e
porosidade.
3.5.3. Ensaio da propagação da velocidade ultrassónica
Foi realizado o ensaio da propagação da velocidade ultrassónica a carotes de betão com o intuito de
avaliar a homogeneidade do betão e detetar heterogeneidades, tais como vazios, fissuras ou defeitos
existentes no seu interior. Este ensaio baseia-se no princípio de que quanto maior for a velocidade de
propagação da onda ultrassónica no betão, mais elevada será a sua compacidade e,
consequentemente, maior será a resistência.
O ensaio seguiu o procedimento definido na norma EN 12504-4 [73]. Esta estabelece que se devem
realizar no mínimo 3 leituras em cada provete. Para além disso, e apesar da norma recomendar que
se realize o ensaio em amostras com uma espessura mínima de 150 mm, de modo a que o valor medido
da UPV não seja influenciado pelo comprimento da amostra, pretendeu-se estudar a eficácia desta
técnica em amostras de menor dimensão. O equipamento utilizado (da marca Proceq e modelo Pundit
Lab) é composto por uma unidade central (responsável pela emissão e receção dos impulsos elétricos
e leitura das velocidades dos ultrassons), por dois transdutores (um recetor e um emissor) e por um
bloco de calibração do equipamento, conforme ilustra a Figura 29 (a).
Os ultrassons foram medidos com os transdutores colocados em faces opostas dos provetes (medição
direta). O ensaio foi feito com os provetes em condições semelhantes de humidade: todas as amostras
foram previamente imersas em água. Antes de iniciar o ensaio foi necessário calibrar o equipamento.
Além disso, teve de se garantir que as faces dos provetes estavam limpas e suficientemente lisas, para
que os transdutores estivessem com o máximo da sua superfície em contacto direto com as faces do
provete.
Figura 29 – (a) Ensaio da velocidade de propagação ultrassónica; (b) Ensaio esclerométrico: (b1) Posicionamento do esclerómetro na laje Fogo 60 -1, (b2) Pormenor da malha de 10 pontos a ensaiar, para cada
posição, na zona do apoio da laje Fogo 120 - 3.
47
Foram realizados ensaios em todo o comprimento das carotes “originais” – no caso das carotes
extraídas das lajes Fogo 60 – 1, Fogo 60 – 2 e Fogo 120 - 3 - e no comprimento remanescente dessas
carotes à medida que se cortavam os discos – para as carotes retiradas das lajes Fogo 60 - 2 e Fogo
120 - 3, e para a carote de referência (a temperatura ambiente).
3.5.4. Ensaio de esclerómetro
Realizou-se o ensaio de esclerómetro com o intuito de medir a dureza superficial do betão e, através
da correlação com o índice esclerométrico, estimar a sua resistência à compressão. Como referido na
literatura, apesar de este ser um método simples e não destrutivo, apenas é representativo da camada
superficial do betão (cerca de 3 cm) e apresenta uma variabilidade (desde logo, a temperatura
ambiente) relativamente elevada.
O procedimento do ensaio seguiu as indicações da norma BS EN 12504-2 [74]. O equipamento utilizado
consistiu unicamente num esclerómetro do tipo Schmidt (marca Controls, tipo N). A cabeça do veio de
compressão foi colocada perpendicularmente à superfície a ensaiar, empurrando o corpo do
esclerómetro contra a mesma, até a massa se libertar e se ouvir um impacto. De seguida, o valor do
índice esclerométrico foi medido e correlacionado com o ábaco fornecido pelo fabricante juntamente
com o equipamento, sendo assim possível estimar a resistência à compressão do betão.
O ensaio esclerométrico foi realizado nas faces inferiores das lajes Fogo 60 - 1 e Fogo 120 - 3. A face
inferior de cada laje (exposta ao fogo) foi colocada na vertical, sendo que o esclerómetro foi colocado
na posição horizontal, perpendicular à face em análise, como se observa na Figura 29 (b1). A norma
refere que, para cada localização a ensaiar, devem ser obtidas, no mínimo, 9 leituras do índice
esclerométrico. Assim, desenhou-se uma malha de 10 pontos (cf. Figura 29 (b2)) para cada posição,
de modo a que cada ponto distasse das margens e entre si no mínimo 25 mm. Para além disso, o
ensaio foi também realizado no comprimento remanescente de carotes extraídas das lajes Fogo 60 - 2
e Fogo 120 - 3 e do provete de referência (a temperatura ambiente), à medida que os discos eram
cortados - processo semelhante e subsequente ao ensaio da UPV. Em cada ensaio (a dada
profundidade da carote) mediram-se 5 valores do índice esclerométrico. Nestes casos, não foi possível
efetuar as leituras com base na malha de 10 pontos dado o reduzido tamanho da secção das carotes
(cerca de 7 cm de diâmetro). Para além disso, a norma recomenda que as amostras de betão ensaiadas
tenham, pelo menos, 100 mm de espessura, de modo a minimizar a variabilidade dos resultados
obtidos; contudo, optou-se por realizar o ensaio em amostras de menor dimensão, de forma a estudar
a viabilidade da aplicação da técnica em amostras de menor dimensão, possíveis de obter no âmbito
de ensaios in situ (através da recolha de carotes e corte progressivo de discos).
A norma refere que o ensaio só deve ser realizado em superfície limpas e lisas. O ensaio realizado na
superfície da laje Fogo 60 - 1 ocorreu em conformidade com a norma, uma vez que a superfície não
ficou muito afetada pelo fogo, continuando lisa. Contudo, a face inferior da laje Fogo 120 - 3 ficou muito
danificada (com desagregação extensa de uma fina camada de betão), conforme se observa na Figura
29 (b2), pelo que os valores obtidos terão sido influenciados pela não homogeneidade da superfície
ensaiada (esta devia ter sido regularizada, o que não aconteceu). O mesmo aconteceu nos ensaios
48
realizados nas carotes de betão, visto que o valor do índice esclerométrico obtido depende do local
exato de medição - na pasta de cimento ou nos agregados. Em qualquer um dos casos, evitou-se
realizar o ensaio diretamente sobre os agregados expostos.
3.5.5. Ensaio Fire Behaviour Test - FBTest
O ensaio FBTest foi realizado com o objetivo de estimar a espessura degradada do betão, com base
nos valores da absorção de água e da tensão de rotura à tração por compressão diametral de discos,
obtidos das carotes extraídas das lajes Fogo 60 - 1, Fogo 60 - 2 e Fogo 120 - 3, e dos provetes de
referência. Pretendeu-se ainda aferir a eficácia deste ensaio quando efetuado em lajes expostas ao
fogo padrão (em vez de sujeitas a um aquecimento relativamente lento, conforme o procedimento
seguido no estudo [50]) e sujeitas, simultaneamente, a um carregamento mecânico.
Os discos utilizados neste ensaio (extraídos de acordo com o procedimento referido na secção 3.5.1,
cf. Figura 28 (b)) possuem uma espessura aproximada de 1 cm, no caso dos provenientes da laje Fogo
60 - 1, e cerca de 2 cm, para os obtidos de carotes extraídas das lajes Fogo 60 - 2 e Fogo 120 - 3 e de
carotes de referência (a temperatura ambiente). Os discos foram cortados e numerados
sequencialmente ao longo da altura da carote, desde a face inferior da laje (exposta ao fogo) até à face
superior.
Os discos foram colocados em estufa a 100 ºC durante cerca de 24 horas, período após o qual foram
pesados e foi determinada a sua massa seca (𝑚𝑑𝑟𝑦). De seguida, os provetes foram colocados
submersos em água, numa câmara húmida, durante cerca de 48 horas, determinando-se a sua massa
saturada (𝑚𝑠𝑎𝑡). A absorção de água dos discos foi determinada de acordo com a equação (4).
Posteriormente, os discos saturados foram sujeitos a compressão diametral até à rotura, de acordo
com a norma NP EN 12390-6 [69]. Este ensaio foi realizado na máquina universal de tração Instron
(modelo 1343). O ensaio foi controlado em função da taxa de aumento da força aplicada (em kN.s-1),
calculada para cada disco, com base na velocidade indicada na norma (0,05 MPa/s). O valor médio da
tensão de rotura à tração do betão (𝑓𝑐𝑡𝑚) foi determinado de acordo com a expressão (5), em que 𝑁𝑐 é
a força diametral de compressão na rotura, 𝐷 é o diâmetro e 𝑒 é a espessura do disco.
A Figura 30 ilustra o ensaio de compressão diametral de um disco de betão, realizado na máquina
Instron, antes e após rotura do disco.
𝐴𝑏𝑠𝑜𝑟çã𝑜 𝑑𝑒 á𝑔𝑢𝑎 =𝑚𝑠𝑎𝑡 −𝑚𝑑𝑟𝑦
𝑚𝑑𝑟𝑦
× 100 [%] (4) 𝑓𝑐𝑡𝑚 =2 × 𝑁𝑐
𝜋 × 𝐷 × 𝑒 [𝑀𝑃𝑎] (5)
Figura 30 - Ensaio de compressão diametral: (a) Vista geral; (b) Pormenor do disco após rotura.
(b)(a)
49
3.5.6. Ensaios de inspeção às armaduras de aço
A perda de resistência dos elementos de betão armado quando expostos ao fogo é justificada, entre
outros fatores, pela diminuição da resistência mecânica dos varões de aço. Desta forma, foram
realizados ensaios mecânicos de tração em dois varões de aço: um de referência, proveniente da laje
não exposta ao fogo (Ref T20), e outro retirado da laje sujeita a temperaturas elevadas durante
120 minutos (Fogo 120 - 3), com o intuito de aferir e comparar as suas propriedades mecânicas. Como
mencionado, as faixas de laje são constituídas por varões de aço A500 NR/SD – aços de dureza natural
e com ductilidade especial. É relevante referir que estes ensaios só puderam ser realizados após os
ensaios de inspeção na laje Fogo 120 - 3 e após o ensaio de flexão na laje Ref T20. Os dois provetes
de aço foram retirados dos respetivos elementos com recurso a um martelo pneumático e uma serra
circular. Ambos os provetes foram extraídos dos varões laterais inferiores (diâmetro de 10 mm) e, no
caso do provete da laje Ref T20, teve-se o cuidado de extrair a amostra o mais perto possível do apoio
(zona em que as armaduras não entraram em cedência). O provete de aço da laje Fogo 120 - 3 esteve
sujeito a uma temperatura inferior a 514 ºC, tendo sido esta a temperatura máxima atingida no termopar
T7 (posicionado na zona de meio vão do respetivo varão).
Apresenta-se na Figura 31 o esquema de ensaio utilizado. Os equipamentos utilizados no ensaio foram
os seguintes: máquina universal de ensaios Instron (modelo 1343), na qual os provetes de aço foram
fixados através de garras de aperto, e videoextensómetro (câmara Sony XCG-5005E e objetiva Fujinon-
Fujifilm 1:18/500 mm, modelo HF50SA-1) para a medição da deformação axial do varão. Os provetes
de aço foram solicitados com uma força de tração uniaxial até à rotura. Os ensaios de tração aos varões
de aço seguiram o procedimento especificado pela norma EN 10002-1 [75], sendo que a velocidade do
ensaio foi definida em função do aumento do deslocamento axial (em mm.s-1). Foram marcados 4
pontos de referência em cada provete, cujas coordenadas foram registadas pelo videoextensómetro,
de forma a medir as respetivas deformações. Respeitou-se o comprimento inicial de 50 mm entre dois
pontos de referência definido pela norma.
3.6. Reparação da laje Fogo 60 - R
Pretendeu-se reparar uma das lajes expostas a temperatura elevada durante 60 minutos (Fogo 60 - R),
a fim de avaliar o aumento de capacidade resistente desta laje após exposição ao fogo, em comparação
com as lajes de controlo (Ref T20) e não reparada (Ref Fogo). Neste contexto, optou-se por reparar a
laje Fogo 60 - R com laminados de CFRP instalados em pequenos rasgos efetuados no betão de
Figura 31 - Esquema dos ensaios de tração aos varões de aço: (a) vista geral do equipamento (Instron e videoextensómetro); (b) pontos de referência para medição da deformação do provete de aço.
P1
P2L0 = 50 mm
P3
P4
(b)(a)
50
recobrimento (sistema NSM), dado o elevado potencial desta técnica descrito na literatura.
3.6.1. Materiais
Os laminados de CFRP utilizados para a reparação da laje Fogo 60 - R possuem seção transversal de
10 mm x 1,4 mm, tendo sido produzidos pela empresa S&P Clever Reinforcement Ibérica com a
designação comercial S&P Laminates CFK 150/2000. Os laminados são constituídos por fibras de
carbono (orientadas na direção longitudinal do laminado) e por uma matriz de resina epóxida. Na Tabela
8 encontram-se listados os valores médios das propriedades mecânicas dos laminados (obtidos a partir
de estudos anteriormente realizados no IST [76]) utilizados no dimensionamento da laje. O valor limite
da extensão do laminado, 𝜀𝑓𝑑, foi calculado de acordo com a expressão (7) do documento [77].
Na reparação da laje pelo sistema NSM, utilizou-se um adesivo de colagem constituído por resina
epóxida, produzido pela empresa S&P Clever Reinforcement Ibérica, com a designação S&P Resin
220. O adesivo é composto por dois componentes (Comp. A - solução de resina epóxida e Comp. B -
endurecedor), que são misturados na proporção de 4:1 em massa, respetivamente. O fornecedor indica
que o valor de resistência à compressão do adesivo é superior a 70 MPa, o módulo de elasticidade é
superior a 7,1 GPa, e a tensão de aderência com os laminados de CFRP é superior a 3 MPa.
Tabela 8 – Geometria e propriedades mecânicas dos laminados de CFRP (adaptado de [76]).
S&P Laminates CFK 150/2000 10x1,4
bf (mm) 10 ffu (MPa) 2850
tf (mm) 1,4 ffd (MPa) 1318
Af (mm2) 14 fu (‰) 16,0
Ef (GPa) 168 fd (‰) 7,84
3.6.2. Geometria e procedimento da técnica de reparação
O comportamento força-deslocamento da laje exposta temperaturas elevadas durante 60 minutos
(apresentado adiante, na seção 4.4.1) e os ensaios de tração aos varões de aço (secção 4.3.5)
sugerem que a laje Ref Fogo não ficou muito danificada pelo fogo. Assim, optou-se por reparar a laje
Fogo 60 - R com laminados de CFRP aplicados pela técnica NSM em apenas dois rasgos no betão de
recobrimento, numa perspetiva de reparação e não tanto de reforço. Os rasgos, com cerca de 15 mm
de profundidade e 5 mm de espessura, foram realizados na superfície inferior da laje (entre as
armaduras inferiores), espaçados entre si de 77 mm. Embora os rasgos tenham sido executados em
todo o comprimento da laje, os laminados apresentam um comprimento de 1,20 m. Na Figura 32
apresenta-se a pormenorização da laje Fogo 60 - R.
Figura 32 - Distribuição longitudinal das armaduras e do laminado de CFRP da laje Fogo 60 - R (à esquerda) e respetiva secção transversal (à direita).
51
Pelo exposto acima, no dimensionamento da faixa de laje (cujo cálculo detalhado se encontra no Anexo
IV), utilizaram-se os valores médios obtidos para as propriedades do betão (com 485 dias de idade) e
do aço (provete não exposto ao fogo). Na verificação do estado limite último de flexão, verificou-se que
o modo de rotura por flexão seria caracterizado por descolamento dos laminados anterior à cedência
das armaduras, para uma carga de Prm,flexão = 67,9 kN; contudo, verificou-se que o modo de rotura
condicionante da laje será por corte do betão, para uma carga última de Prm,corte = 50,1 kN.
Previamente à colocação dos laminados nos rasgos, colocaram-se dois extensómetros elétricos (um
em cada laminado) na respetiva seção de meio vão, com o intuito de medir a deformação (extensão)
dos laminados ao longo do ensaio de flexão. Os rasgos foram realizados com recurso a uma maquina
de corte com disco diamantado (cf. Figura 33 (a)) e posteriormente preenchidos com o adesivo de
resina epóxida, após limpeza da poeira existente no seu interior. De seguida, e ainda durante o pot-life
do adesivo (cerca de 30 minutos após a mistura dos componentes), colocou-se cada laminado no
interior do rasgo, de modo a ficarem centrados. Posteriormente, a superfície da resina impregnada nos
sulcos foi regularizada com o auxilio de uma espátula, apresentando o aspeto final da Figura 33 (b).
3.7. Ensaios de flexão a temperatura ambiente
As lajes Ref T20, Ref Fogo e Fogo 60 - R foram submetidas ao ensaio de flexão a temperatura
ambiente, até à rotura, com o objetivo de avaliar e comparar as respetivas respostas mecânicas, modos
e cargas de rotura. A comparação destes resultados permitiu (i) quantificar a degradação introduzida
nas lajes pela ação do incêndio e (ii) avaliar a eficácia da técnica de reparação descrita da secção
anterior. É importante referir que o ensaio de flexão a temperatura ambiente na laje Fogo 60 - R foi
realizado ao fim de cerca de um mês da colocação dos laminados (para garantir a cura da resina
epóxida).
3.7.1. Sistema de ensaio, instrumentação e procedimento
O esquema de ensaio, apresentado na Figura 34, foi definido de acordo com o modelo de cálculo
utilizado no dimensionamento (secção 3.3.2): lajes simplesmente apoiadas, com um vão de 1,40 m,
com um carregamento simétrico constituído por duas cargas concentradas aplicadas a uma distância
de um terço do vão.
Para a aplicação e medição da carga aplicada utilizou-se, respetivamente, um macaco hidráulico com
capacidade de 300 kN (marca Enerpac) e uma célula de carga com 200 kN de capacidade (marca
Figura 33 - Reparação da laje Fogo 60 - R com laminados de CFRP pelo sistema NSM: (a) Corte dos rasgos através de uma serra de corte; (b) Aspeto final da superfície inferior da laje na seção de meio vão.
Extensómetros
(a) (b)
52
Novatech). A força aplicada foi transmitida a uma viga de distribuição que, por sua vez, aplicou duas
cargas concentradas na faixa de laje, por meio de rótulas cilíndricas. Os apoios, idênticos aos dos
ensaios de exposição ao fogo, foram constituídos por rótulas cilíndricas, que libertam as rotações,
fixadas a chapas de aço. No topo das rótulas cilíndricas foram soldadas chapas de aço, onde se
apoiaram as lajes. O apoio fixo foi fixado ao montante do pórtico; enquanto que o apoio móvel foi
materializado através de pequenas esferas de aço, colocadas entre chapas metálicas com o objetivo
de reduzir o atrito e permitir o deslocamento horizontal.
Utilizou-se um defletómetro de êmbolo com 100 mm de curso (marca TML e modelo CDP100),
localizado na secção de meio vão, de forma a medir o deslocamento vertical da face inferior da laje ao
longo do ensaio.
Nos varões de aço da laje Ref T20 e nos laminados da laje Fogo 60 - R foram aplicados extensómetros
elétricos (da marca TML e modelo FLK-6-11-3L), com o objetivo de medir a respetiva deformação
(extensão) ao longo do ensaio. Na faixa de laje Ref T20 foram colados quatro extensómetros nos varões
de tração e compressão, na secção de meio vão, conforme apresentado na Figura 35.
Os valores da carga aplicada, deslocamento vertical a meio vão e extensões nos varões foram
registados num computador através de um sistema de aquisição de dados de 8 canais (marca HBM e
modelo Quantum – MX 840A). O carregamento foi aplicado de forma monotónica até à rotura das lajes;
refira-se que este foi aplicado manualmente através do sistema de controlo do macaco hidráulico, pelo
que não foi possível controlar de forma precisa a velocidade de aplicação de carga. Ainda assim, tentou-
se aplicar o carregamento de forma lenta, a uma taxa aproximadamente constante e semelhante para
todas as lajes ensaiadas (que variou entre 0,10 e 0,32 kN/s).
Figura 34 - Esquema de ensaio utilizado nos ensaios de flexão a temperatura ambiente, em que: A - macaco hidráulico; B – célula de carga; C – rótula esférica; D – viga de distribuição; E – rótula cilíndrica; F – apoio móvel;
G – apoio fixo; H – defletómetro; I – pórtico de reação.
Figura 35 - Pormenorização e nomenclatura utilizada nos extensómetros da laje Ref T20.
F
IA
BC
D
EG
H
53
4. Resultados e discussão
4.1. Considerações iniciais
Nesta secção são apresentados e discutidos os resultados obtidos nos diversos ensaios realizados às
lajes e aos seus materiais constituintes. Assim, em primeiro lugar, apresenta-se uma síntese dos
resultados dos ensaios de exposição ao fogo (secção 4.2). De seguida, analisam-se e discutem-se os
principais resultados dos ensaios de inspeção ao betão e aos varões de aço das lajes danificadas pelo
fogo (secção 4.3). Por fim, apresentam-se e analisam-se os resultados obtidos nos ensaios de flexão
a temperatura ambiente realizados numa laje de referência (não exposta) e nas lajes danificadas pela
ação do fogo, uma delas reparada com laminados de CFRP (secção 4.4).
4.2. Resposta térmica e mecânica durante a exposição ao fogo padrão
4.2.1. Evolução da temperatura no interior do forno
Na Figura 36 apresenta-se a variação da temperatura no forno em função do tempo de exposição ao
fogo, bem como a curva de incêndio padrão da norma ISO 834 [7]. Observando a evolução da
temperatura no interior do forno durante os ensaios, verifica-se que nos primeiros minutos existem
alguns desvios face à curva de incêndio padrão, que é aproximada ao fim de cerca de 10 minutos e
muito bem reproduzida até ao fim dos ensaios. Tal comportamento pode ser explicado pelo facto da
curva de temperatura definida pela norma ISO 834 se caracterizar por um acentuado aumento da
temperatura nos minutos iniciais, tornando-se mais difícil, na prática, o forno conseguir acompanhar
esta variação. Refira-se que o aquecimento do ar no interior do forno é realizado por queimadores
(alimentados a gás) que vão sendo ativados e desativados consoante a temperatura a atingir em cada
instante. Foi ainda monitorizada a temperatura no forno após o término do ensaio. Observa-se que as
curvas de “arrefecimento” do forno são muito semelhantes, sendo constituídas por dois patamares
distintos, cada um associado aos seguintes procedimentos: (i) desativação dos queimadores do forno
e (ii) remoção da porta frontal do forno e dos módulos metálicos para isolamento térmico das lajes.
Figura 36 - Evolução da temperatura no interior do forno nos ensaios de exposição ao fogo e curva de incêndio padrão segundo a norma ISO 834 [7].
0
200
400
600
800
1000
1200
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
Temperatura [ºC]
Tempo [min]
ISO 834
Ref Fogo
Ref Fogo (arref.)
Fogo 60 - 1
Fogo 60 - 1 (arref.)
Fogo 60 - 2
Fogo 60 - 2 (arref.)
Fogo 120 - 3
Fogo 120 - 3 (arref.)
Fogo 60 - R
Fogo 60 - R (arref.)
54
4.2.2. Resposta térmica das lajes
Nas Figuras 37 a 41 apresentam-se curvas da evolução da temperatura nos termopares (cuja
localização se encontra na Figura 42) em função do tempo de exposição (60 e 120 minutos), para todas
as lajes ensaiadas. É importante referir que, após a exposição ao incêndio padrão (que corresponde à
desativação dos queimadores do forno), se continuou a registar a temperatura nos termopares,
enquanto se descarregava a carga aplicada na laje e se retirava a porta frontal do forno e os módulos
metálicos, até à própria remoção da laje.
Figura 39 - Evolução da temperatura na laje Fogo 60 - 2.
Figura 37 - Evolução da temperatura na laje Ref Fogo.
Figura 40 - Evolução da temperatura na laje Fogo 120 - 3.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Te
mp
era
tura
[ºC
]
Tempo [min]
T1 T2 T3
T4 T5 T6
T7 T8 Tar
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Te
mp
era
tura
[ºC
]
Tempo [min]
T1 T2 T3
T4 T5 T6
T7 T8 Tar
Figura 38 - Evolução da temperatura na laje Fogo 60 - 1.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Te
mp
era
tura
[ºC
]
Tempo [min]
T1 T2 T3
T4 T5 T6
T7 T8 Tar
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
0 20 40 60 80 100 120 140
Te
mp
era
tura
[ºC
]
Tempo [min]
T1 T2 T3
T4 T5 T6
T7 T8 Tar
55
Analisando as figuras anteriores, é possível salientar os seguintes aspetos comuns, que estão de
acordo com o esperado e validam as leituras obtidas: (i) os valores de temperatura são superiores na
face inferior da laje (diretamente exposta ao calor, termopar T6), e decrescem em altura da secção, até
à face superior (termopar T3); (ii) em todos os termopares das lajes verifica-se um aumento da
temperatura com o tempo de exposição ao incêndio, embora com taxas de aquecimentos diferentes;
(iii) os valores de temperatura nos termopares T6 (colocado no betão junto à face exposta ao fogo)
possuem um andamento que se aproxima da curva de incêndio padrão da norma ISO 834 [7]; (iv) após
o tempo de exposição ao incêndio padrão (60 ou 120 minutos), verifica-se uma evolução da
temperatura no termopar T6 semelhante à observada nas curvas de “arrefecimento” do forno (cf. Figura
36).
Em praticamente todas as lajes verificou-se um andamento irregular da temperatura nos primeiros 10
minutos de exposição, o que está em concordância com as oscilações de temperatura observadas no
interior do forno (cf. Figura 36). Tal comportamento é evidente na laje Fogo 60 - 1, cujas oscilações de
temperatura no interior do forno (observadas nos primeiros 10 minutos) estão em conformidade com
as irregularidades manifestadas no termopar T6 (na face inferior da laje). Além disso, também as
leituras observadas nos termopares Tar (em todas as lajes) exibem irregularidades durante todo o
ensaio. Este resultado está associado ao facto de não ter sido possível eliminar completamente a
convecção natural do ar exterior ao forno, que provocou algumas trocas de calor e, por conseguinte,
oscilações de temperatura. Não obstante, e como seria de esperar, verifica-se uma evolução geral
crescente da temperatura nesses termopares.
Em todas as lajes observou-se que as curvas temperatura-tempo da maioria dos termopares (com
exceção das curvas T1 e T6) apresentam um patamar a 100 ºC, aumentando alguns minutos depois.
Este comportamento deve-se à evaporação da água do betão (livre e de constituição) - que ocorre a
100 ºC - e que consome uma parte do calor transferido à laje até que toda a água se evapore.
Figura 41 - Evolução da temperatura na laje Fogo 60 - R.
Figura 42 - Localização e nomenclatura adotada para os termopares das lajes expostas a fogo.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Te
mp
era
tura
[ºC
]
Tempo [min]
T1 T2 T3
T4 T5 T6
T7 T8 Tar
56
Os termopares T5, T7 e T8 (colocados na secção de meio vão nas armaduras longitudinais inferiores)
apresentam, tal como esperado, valores de temperatura ao longo do ensaio muito próximos entre si.
Este resultado mostra que o fluxo de calor incidiu sobretudo na face inferior das lajes e que as trocas
de calor que possam ter ocorrido nas faces laterais são desprezáveis, uma vez que não influenciaram
significativamente as temperaturas dos varões extremos (cf. termopares T7 e T8); desta forma,
confirma-se que a exposição térmica imposta nos ensaios é a característica de elementos do tipo “laje”
(fluxo de calor imposto numa só face), como pretendido.
O termopar T1, localizado na zona não aquecida da laje, apresenta temperaturas bastante reduzidas
(máximo de cerca de 60 ºC) quando comparadas com as medidas na secção central, com uma taxa de
aumento muito reduzida, o que evidencia um adequado isolamento na zona dos apoios.
Em todos os termopares (à exceção do T1 e T6) verificou-se um ligeiro aumento da temperatura após
o tempo de exposição ao incêndio; tal justifica-se pela inércia térmica da laje e pela transferência de
energia sob a forma de radiação fornecida pelas paredes do forno, até a laje ter sido removida.
Na Tabela 9 apresentam-se os valores de temperatura máximos medidos, para cada laje, no forno, na
face inferior, nas armaduras inferiores (na secção de meio vão) e na face superior das lajes. Na Figura
43 apresenta-se, para cada laje ensaiada, a evolução dos valores (máximos) de temperatura em função
da distância à face inferior. Os resultados obtidos indicam que, tal como seria expectável, a laje Fogo
120 - 3 sofreu um dano superior às restantes lajes. Assim, por exemplo, na face inferior da laje Fogo
120 - 3 registou-se uma temperatura cerca de 171 ºC superior à média obtida nas lajes expostas ao
incêndio durante 60 minutos (cujos perfis de temperaturas foram muito consistentes).
Tabela 9 - Resumo das máximas temperaturas obtidas em cada laje1.
Máximas temperaturas obtidas (ºC)
Ref Fogo Fogo 60 - 1 Fogo 60 - 2 Fogo 120 - 3 Fogo 60 - R
Forno 946 945 947 1048 945
Face inferior da laje (T6) 773 708 766 925 767
Armaduras (T5, T7, T8) 337 312 318 514 338
Face superior da laje (T3) 119 94 114 124 113
1 Valores obtidos durante o tempo em que se registaram os valores de temperatura nos termopares.
Figura 43 - Perfis de temperatura para cada laje ensaiada.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000
Dis
tân
cia
à fa
ce
in
feri
or [m
m]
Temperatura [ºC]
Ref Fogo
Fogo 60 - 1
Fogo 60 - 2
Fogo 120 - 3
Fogo 60 - R
57
4.2.3. Resposta mecânica das lajes
Na Figura 44 apresenta-se o diagrama da evolução do aumento de deslocamento na secção de meio
vão das lajes, em função do tempo de exposição ao incêndio padrão. O tempo definido com o valor
zero corresponde ao início da ação térmica, que ocorreu após as lajes terem sido carregadas (cf.
secção 3.4.2.2). Refira-se que o incremento de deslocamento apresentado nesta figura corresponde à
média dos incrementos medidos pelos dois defletómetros colocados na secção de meio vão (cf. secção
3.4.2.1). Note-se ainda que após a aplicação do carregamento e imediatamente antes de serem
expostas ao fogo, as lajes apresentaram um deslocamento médio a meio vão de cerca de 10 mm (com
um desvio-padrão de ± 0,3 mm).
Na Figura 44 é possível verificar que todas as lajes apresentam aumentos contínuos de deslocamentos,
variando a uma taxa aproximadamente constante. Este resultado era esperado e deveu-se à
degradação da rigidez dos materiais constituintes das lajes e à deformação imposta pela ação térmica.
Além disso e tal como era expectável, a evolução do deslocamento com o tempo é muito semelhante
entre as lajes, uma vez que estas possuem igual geometria, são constituídas pelas mesmos materiais
e as ações impostas (térmica e gravíticas) são idênticas. Refira-se ainda as que oscilações observadas
nas curvas deslocamento-tempo podem dever-se à (reduzida) sensibilidade de medição dos
defletómetros de fio utilizados.
As lajes expostas durante 60 minutos à curva de incêndio padrão apresentaram um aumento de
deslocamento médio de 19 mm; enquanto que a laje exposta durante 120 minutos à ação térmica teve
um aumento de deslocamento de 33 mm. Em ambos os casos, e tal como referido, a taxa de aumento
de deslocamento foi aproximadamente constante ao longo de todo o ensaio, o que mostra que a rotura
das lajes não estaria eminente. Este resultado confirma o bom desempenho ao fogo das estruturas de
betão armado.
4.3. Ensaios de inspeção
4.3.1. Inspeção visual
Após as lajes terem sido sujeitas a temperaturas elevadas durante o tempo pré-definido, foram retiradas
(o mais rápido possível) do forno e foram deixadas a arrefecer naturalmente ao ar. As lajes foram alvo
de inspeção visual, que compreendeu, numa primeira fase, a observação das superfícies das lajes
Figura 44 - Aumento do deslocamento na secção de meio vão em função do tempo de exposição.
0
5
10
15
20
25
30
35
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120
Incre
me
nto
do
de
slo
ca
mento
a
me
io v
ão
[m
m]
Tempo [min]
Ref Fogo
Fogo 60 - 1
Fogo 60 - 2
Fogo 120 - 3
Fogo 60 - R
58
(durante e após o seu arrefecimento) e, posteriormente, a observação de provetes (carotes) delas
extraídos.
4.3.1.1. Lajes
Nas lajes que estiveram submetidas ao incêndio padrão durante 60 minutos foi possível observar uma
deformação permanente (depois de ser retirada a carga aplicada) causada pela ação térmica e pelo
carregamento mecânico (cf. Figura 45 (a)). Relativamente à coloração da superfície do betão, foi
possível distinguir diferentes tonalidades, tanto ao nível das superfícies inferiores (diretamente
expostas ao fogo), como nas faces laterais, como ilustrado na Figura 45 (a) 2. As diferentes tonalidades
observadas nas lajes permitem identificar as zonas onde o betão foi sujeito a maiores ou menores
temperaturas e, consequentemente, um maior ou menor dano. Relativamente ao betão da face inferior
das lajes, na secção de meio vão (em que a máxima temperatura atingida no forno foi de 947 ºC e no
betão da face inferior foi de 773 ºC) apresentou uma tonalidade cinza-esbranquiçada, com algumas
manchas em tom castanho-amarelado (cf. Figura 45 (a) e (d)). A coloração observada na face inferior
das lajes está de acordo com o exposto na literatura (secção 2.3.2.2): para temperaturas entre 600 ºC
e 900 ºC a cor varia entre cinzento-escuro e cinzento-esbranquiçado, enquanto para temperaturas
superiores a 900 ºC, verifica-se uma cor de camurça (castanho-amarelado). Na Figura 45 (d) é visível
que o tom cinza-esbranquiçado na zona central da laje passa para um tom rosado na zona de transição
e, por fim, para cinza (cor original) na zona dos apoios (zona não exposta diretamente ao fogo). De
acordo com o exposto na literatura (secção 2.3.2.2), a tonalidade rosa do betão verifica-se para
temperaturas entre 300 a 600 ºC, o que está de acordo com as menores temperaturas naquela zona.
Como referido, também se verificou alteração da coloração do betão na face lateral das lajes, sendo
mais notória na seção de meio vão. Assim, conforme ilustra a Figura 45 (c), na zona do betão entre a
face inferior da laje e até cerca de meia altura, verifica-se uma tonalidade rosa (zona a que corresponde
temperaturas inferiores a 773 ºC) e, para profundidades superiores, o betão apresenta a sua cor cinza
2 Salienta-se que a mancha escura na face inferior da laje teve origem na fusão do material da palete sobre a qual se colocou a laje, a temperaturas elevadas, para arrefecer; por outro lado, a linha amarelada na face lateral da laje deve-se à selagem lateral aplicada na laje através de tampas metálicas (em oxidação).
Figura 45 - Aspeto final da laje exposta ao fogo durante 60 minutos, Fogo 60 - 1: (a) Vista geral da laje; (b) Pormenor da fissuração superficial na face inferior da laje, na zona exposta ao incêndio (c) Zona lateral da laje a
meio vão; (d) Face inferior da zona intermédia entre o apoio e a zona exposta ao calor.
(c) Face lateral
Face inferior
(a)
Face inferior
Zona isolada
(apoio)
Zona
intermédia
Fissuração
superficial
(d) Zona exposta
Face lateral (b)
59
original (o que correspondeu a temperaturas inferiores a 250 ºC, cf. Figura 43).
Nestas lajes, verificou-se a existência de fissuração superficial na face inferior das lajes, com maior
expressão na zona diretamente exposta ao calor, como se ilustra na Figura 45 (b).
A laje Fogo 120 - 3 foi a única exposta ao incêndio padrão durante 120 minutos, tendo-se registado um
valor máximo de temperatura na face inferior da laje (a meio vão) de 925 ºC e no forno de 1048 ºC.
Como esperado, esta laje apresentou mais danos que as lajes expostas ao fogo durante 60 minutos;
tal como se observa na Figura 46 (a), após o ensaio, a laje Fogo 120 - 3 exibiu uma deformação
permanente mais significativa (cerca de 37 mm) do que a observada nos ensaios anteriores (em média,
22 mm). Além disso, verificou-se uma alteração no aspeto do betão superficial da face inferior entre o
final do ensaio e após o arrefecimento completo da laje. Assim, no instante imediatamente após o
ensaio, a laje apresentava a sua face inferior relativamente lisa (embora com fissuração evidente) e
com uma tonalidade esbranquiçada e amarelada, como ilustram as Figura 46 (b) e (c).
Após cerca de 24 horas do fim do ensaio, foi possível observar uma desagregação da camada
superficial da pasta de cimento, no comprimento de laje exposto diretamente ao fogo (cf. Figura 47 (a1)
e (a2)). Este fenómeno poderá estar relacionado com a contração da camada superficial do betão
durante o arrefecimento, o que, associado à degradação da pasta de cimento (e da consequente perda
de propriedades ligantes) provocou a fragmentação referida. Após o arrefecimento completo da laje,
verificou-se que essa camada superficial de betão se encontrava completamente desagregada (cf.
Figura 47 (b1) e (b2)), pelo que se procedeu à sua remoção. Na Figura 47 (c1) e (c2) apresenta-se o
aspeto final da face inferior da laje após remoção da camada desagregada, sendo possível observar a
pasta de cimento e agregados. Conforme se apresenta na Figura 47 (c2), a zona não exposta
diretamente ao fogo (zona dos apoios) manteve a sua tonalidade original, uma vez que o betão foi
sujeito a temperaturas relativamente reduzidas (por estar isolado termicamente). A zona de transição
entre os apoios e a zona exposta (onde ocorreu a desagregação do betão superficial) apresentou um
tom rosa, indicando que nessa zona o betão foi sujeito a temperaturas entre 300 ºC e 600 ºC, sendo,
portanto, medianamente afetado pela ação térmica.
Verificou-se existência de fissuração superficial tanto nas zonas não expostas diretamente ao fogo
como nas faces laterais da laje, conforme ilustra a Figura 46 (c). A fissuração generalizada poderá estar
Face inferior
(a)
(b) (c) Face inferior
Face lateral
Figura 46 - Laje Fogo 120 - 3 após exposição ao fogo durante 120 minutos: (a) Vista geral em perfil; (b) Face inferior da laje; (c) Pormenor da fissuração superficial.
60
relacionada com os diferentes coeficientes de expansão térmica dos agregados e da pasta de cimento
e, naturalmente, com o próprio efeito do aquecimento (diferencial ao longo da altura da laje) provocado
pela exposição ao fogo.
Nas faces laterais da laje Fogo 120 - 3, tal como esperado, também se observaram tonalidades
esbranquiçadas e castanho-amareladas, numa espessura superior à observada nas lajes expostas ao
fogo durante 60 minutos (cf. Figura 48).
4.3.1.2. Carotes e discos
No caso dos elementos expostos à ação térmica durante 60 minutos, retiraram-se e observaram-se 13
carotes provenientes da laje Fogo 60 - 1 e 13 carotes da laje Fogo 60 - 2. Da laje Fogo 120 - 3, exposta
ao fogo durante 120 minutos, extraíram-se e observaram-se 11 carotes. A representação esquemática
da posição das carotes encontra-se no Anexo III.
Na Figura 49 apresentam-se as 13 carotes extraídas da laje Fogo 60 - 1 (algumas das quais se
fraturaram durante a extração). Nas carotes retiradas da zona exposta ao fogo foi possível observar,
em profundidade, diferentes colorações nos agregados e na pasta de cimento, sugerindo que estas
sofreram um dano mais elevado que as restantes. Assim, na face superior destas carotes,
(correspondente à face inferior da laje) observou-se uma tonalidade mais amarelada na pasta de
cimento, sendo possível constatar vazios e micro-fissuras que, juntamente com a redução das
propriedades mecânicas, propiciaram a desagregação de parte da camada superficial da carote.
Figura 47 - Aspeto da face inferior da laje Fogo 120 - 3: 24 horas após o ensaio ao fogo – vista geral (a1) e vista de pormenor (a2); após o arrefecimento do betão – vista geral (b1) e vista de pormenor (b2); após o arrefecimento do
betão e remoção da camada fragmentada – vista geral (c1) e vista de pormenor (c2).
(c2)(c1)
(b1) (b2)
(a2)(a1)
Face inferior
(b)
Face inferior
(a)
Figura 48 - Comparação entre a face lateral das lajes (a) Fogo 60 - 1 e (b) Fogo 120 - 3.
61
Os agregados e pasta de cimento próximos da face inferior das lajes apresentaram uma coloração
rosa-avermelhado e amarelado, respetivamente, sendo esta diferença (em relação à coloração inicial)
menos visível em profundidade; uma vez que próximo da face superior da laje (não exposta ao fogo)
não se observou alteração de cor do betão. Em todas as carotes da zona exposta ao fogo foi possível
observar um aumento notório da porosidade do betão numa profundidade de cerca de 3 cm (cf. carote
B3 e C5 na Figura 50 (a)); este aumento de porosidade deve-se à degradação da pasta de cimento.
As observações mencionadas acima são possíveis de identificar na Figura 50 (a), que compara carotes
de zonas expostas diretamente ao fogo (B3 e C5) com uma carote da zona do apoio (C1) e, por isso,
não danificada pela ação térmica.
Os resultados e conclusões resultantes da inspeção visual às carotes da laje Fogo 60 - 2 foram, como
esperado, idênticos aos referidos acima para a laje Fogo 60 - 1, pelo que não se repetem.
Na Figura 51 apresentam-se as 11 carotes extraídas da laje Fogo 120 - 3. Na zona da laje exposta
diretamente ao fogo, apenas foi possível obter duas carotes com altura próxima (cerca de 90 mm) à da
secção da laje (E3 e F4, cf. Figura 51); durante a extração das carotes, o betão da face inferior da laje
fragmentou-se, confirmando o seu elevado grau de dano. Em comparação com as duas carotes
retiradas das zonas dos apoios (E1 e F1), nas restantes carotes foi possível observar alteração da
tonalidade dos agregados e pasta de cimento, assim como um aumento significativo da porosidade do
betão junto à face exposta.
Figura 49 - Carotes extraídas da laje Fogo 60 - 1 (face inferior da laje orientada para cima).
Figura 50 - (a) Comparação da carote C1, não exposta diretamente ao fogo, com as carotes B3 e C5 da laje Fogo 60 - 1, e a carote E3, da laje Fogo 120 - 3 (face inferior da laje orientada para cima); (b) Perfis de
temperatura obtidos para cada uma das lajes mencionadas.
B1 C1 B3 C3 C4 B4 B45 B5 C5 B6 C6 B8 C8
Carotes da zona exposta Face exposta ao fogo
(a) (b)
C1 B3 C5 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
0 200 400 600 800 1000
Dis
tância
[m
m]
Temperatura [ºC]
Fogo 60 - 1
Fogo 120 - 3
E3
Face exposta ao fogo
62
Os agregados que sofreram alteração de tonalidade - para um tom rosa-avermelhado - eram em maior
quantidade e visíveis numa maior profundidade da amostra, comparativamente com os observados nas
carotes das lajes sujeitas ao fogo durante 60 minutos. Esta diferença pode ser observada na Figura 50
(a), entre as carotes B3 e C5 e a carote E3. Analisando a Figura 50 (b), verifica-se que a carote E3 da
laje Fogo 120 - 3 esteve sujeita a temperaturas superiores a 300 ºC até cerca de 8 cm de profundidade,
enquanto nas carotes da laje Fogo 60 - 1 esse valor corresponde a uma profundidade de 3-4 cm, o que
pode justificar a alteração da coloração dos agregados numa maior extensão, no caso das carotes
provenientes da primeira laje. Apesar de grande parte da camada de betão mais exposto ao fogo se ter
fragmentado, foi possível observar um tom amarelado/camurça na pasta de cimento numa maior
profundidade do provete, em comparação com as carotes expostas ao fogo durante 60 minutos (cf.
Figura 50 (a)).
A inspeção visual dos discos obtidos por corte das carotes das lajes expostas a 60 e 120 minutos ao
fogo permitiram observar em maior detalhe as alterações descritas acima. Na Figura 52 é possível
comparar dois discos (D5-4 e D6-2) extraídos de carotes da laje Fogo 60 - 2 e dois discos (F4-3 e E4-
3) provenientes de carotes da laje Fogo 120 - 3, assim como um disco retirado do provete de referência
(a temperatura ambiente). Os discos foram retirados de carotes da zona central das respetivas lajes
(distâncias de 0,83 a 0,97 m). Nos discos provenientes de carotes de zonas expostas diretamente ao
fogo, observou-se uma alteração de tonalidade dos agregados (cf. Figura 52), de um tom branco (disco
R1-1) para rosa-avermelhado a distâncias à face inferior da laje reduzidas (como é o caso do disco D6-
2, a 35 mm de profundidade), passando para um tom amarelado à medida que essa distância aumenta
(como é o caso do disco D5-4, a uma distancia de 83 mm). Este fenómeno foi igualmente observado
nos discos provenientes de carotes da laje Fogo 120 - 3 (ainda que parte da camada superficial se
tenha desagregado); contudo, verificou-se uma alteração na coloração dos discos para profundidades
superiores, comparativamente com as amostras das lajes expostas durante 60 minutos. Salienta-se
que na Figura 52 se nota um contraste maior na tonalidade dos componentes dos discos D5-4 e D6-2,
relativamente aos discos F4-3 e E4-3, pelo facto de os primeiros se encontrarem molhados. Nos discos
provenientes das carotes da zona exposta ao incêndio, verificou-se que a pasta de cimento apresentou
uma tonalidade mais escura (um tom intermédio entre cinzento escuro e castanho-amarelado), face
aos discos retirados das carotes das zonas dos apoios ou do provete de referência, R1 (cf. Figura 52).
Além da tonalidade, observou-se um grande número de vazios nas amostras provenientes da zona
exposta diretamente ao fogo. Assim, por exemplo, o disco E4-3, que se encontra a 100 mm da face
inferior da laje Fogo 120 - 3 (cf. Figura 52), apresenta um maior número de vazios comparativamente
com o disco de referência, R1-1.
Figura 51 - Carotes extraídas da laje Fogo 120 - 3 (face inferior da laje orientada para cima).
E1 F1 E12 F12 E2 F2 E3 F3 E4 F4 F5
Face exposta ao fogoCarotes da zona expostaCarotes da zona isolada
63
Conforme referido, devido à fissuração existente nos provetes, muitos dos discos próximos da face
exposta ao incêndio partiram-se ou apresentaram fendas significativas, conforme se observa no disco
F4-3 da Figura 52.
4.3.2. Ensaio da propagação da velocidade ultrassónica
Na Figura 53 apresenta-se a evolução relativa da velocidade de propagação das ondas ultrassónicas
em função da distância longitudinal (relativamente a uma extremidade da laje) a que se encontram os
provetes ensaiados, para cada uma das lajes (Fogo 60 - 1, Fogo 60 - 2 e Fogo 120 - 3). Obteve-se um
valor médio da velocidade de propagação ultrassónica de referência (a temperatura ambiente, obtido
numa carote retirada de um cubo do mesmo betão que constitui as lajes) de UPVRef = 5032 m/s
(±113 m/s). Os pontos assinalados na Figura 53 correspondem à medição da UPV em carotes por
inteiro, ou seja, correspondentes à altura total da peça; note-se que apenas se conseguiu extrair duas
carotes por inteiro da laje Fogo 120 - 3, localizadas na zona não exposta ao incêndio. No Anexo V
encontram-se detalhados os valores da UPV obtidos para cada carote e laje correspondente.
Por análise do diagrama da Figura 53, verificou-se que os ensaios realizados em carotes retiradas das
zonas de extremidade (isoladas termicamente) apresentaram reduções nos valores obtidos de UPV de,
no máximo, 12%; estes resultados evidenciam que as propriedades do betão na zona de extremidade
(embora não exposta diretamente ao fogo) foram apenas ligeiramente alteradas, o que é lógico, tendo
em conta as temperaturas a que aquela zona foi exposta. Por outro lado, como seria expectável,
verificou-se que os valores relativos da UPV na zona exposta diretamente ao fogo (num comprimento
central de 1,10 m) são inferiores aos obtidos nas zonas de extremidade, ainda que apresentem alguma
irregularidade ao longo desse comprimento. Desta forma, os provetes de betão extraídos da zona
central das lajes (que estiveram sujeitas ao incêndio durante 60 minutos) apresentaram uma redução
Figura 52 – Aspeto e respetivas distâncias à face inferior da laje dos discos provenientes das carotes D5 e D6 (da laje Fogo 60 - 2), F4 e E4 (da laje Fogo 120 - 3) e R1 do provete de referência (a temperatura ambiente).
Figura 53 - Evolução relativa da UPV (face à UPV de referência) em função da distância longitudinal das lajes.
83mm 35mm 78mm 100mm
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5
Variação r
ela
tiva
da U
PV
Distância [m]
Fogo 60 - 1
Fogo 60 - 2
Fogo 120 - 3
64
da UPV (face à UPVRef) entre 20 a 28%. Os provetes da laje Fogo 60 - 1 apresentam um andamento
da evolução relativa da UPV ao longo da laje aproximadamente simétrico: nas zonas extremas houve
uma redução da UPV de 5 a 10%, enquanto que na zona exposta diretamente ao incêndio obteve-se
uma redução de cerca de 25%. Este andamento, não obstante alguma variabilidade dos valores da
UPV obtidos na zona exposta ao incêndio, evidencia que o betão ficou mais deteriorado na zona central
da laje, como era de esperar.
Como referido na secção 3.5.3, fez-se a medição da velocidade de propagação dos ultrassons no
comprimento remanescente das carotes à medida que se cortavam os discos, para os provetes
provenientes das lajes Fogo 60 - 2 e Fogo 120 - 3. Apresentam-se na Figura 54 (a) e (b), para as lajes
Fogo 60 - 2 e Fogo 120 - 3, respetivamente, os resultados obtidos da evolução da UPV (face à UPVRef)
em função da distância medida desde a face da amostra ensaiada até à face inferior/exposta da laje.
Assim, por exemplo, um valor que corresponda a uma distância próxima de 0 mm significa que quase
a totalidade da carote foi ensaiada; à medida que vão sendo cortados os discos a distância aumenta.
Também se apresentam, nos respetivos diagramas, os valores de temperatura esperados no betão da
face da carote remanescente mais próxima da superfície inferior da laje, na secção de meio vão de
cada laje, obtidos através de um modelo numérico (cf. Anexo VI).
A Figura 54 (a) sugere que, no geral, não existe uma relação clara entre a variação relativa da UPV e
a distância à face inferior/exposta da laje. Ainda assim, em ensaios realizados em toda a altura da
amostra, verificou-se que os provetes extraídos da zona central da laje (A2, A3, A5 e A6) apresentaram
uma redução de cerca de 20% no valor da UPV (face à UPVRef). Após corte do primeiro disco e medição
da UPV na carote remanescente (que equivale a distâncias de 20 a 30 mm), registou-se um aumento
dos valores de UPV de até 11%; o que pode ser justificado pelo facto de o betão remanescente (e que
se localizada a uma maior distância da face inferior da laje) estar menos danificado. Para profundidades
médias superiores e, por conseguinte, temperaturas inferiores, verificou-se uma diminuição da UPV
relativa nas carotes A2 e A3; este resultado não era expectável, uma vez que o grau de degradação do
betão que constitui as carotes diminuiu com a profundidade (i.e., com a distância à face interior da laje),
tal como se concluiu na secção anterior. Contudo, a amostra A5 apresentou um aumento relativo da
Figura 54 - Evolução relativa da UPV ao longo da espessura da laje: (a) Fogo 60 - 2; (b) Fogo 120 - 3. Temperaturas numéricas previstas para o betão na seção de meio vão das lajes; *carotes da zona dos apoios.
0 10 20 30 40 50
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110
Temperatura [ºC]
Variação r
ela
tiva
da U
PV
Distância à face inferior da laje [mm]
E1* F1* F12 E12
F2 E3 F4 E4
0 10 20 30 40 50
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110
Temperatura [ºC]
Variação r
ela
tiva
da U
PV
Distância à face inferior da laje [mm]
A1* A2 A3 A5 A6
943 547 326 197 123 84 1073 726 495 344 241 167
(a) (b)
65
UPV com o afastamento à face exposta ao fogo, sugerindo um betão mais compacto e,
consequentemente, mais resistente, tal como expectável. No provete A1, extraído da zona não exposta
diretamente ao incêndio, registaram-se valores da UPV superiores aos das carotes da zona central da
laje, como seria de esperar. Não obstante, verificou-se, no geral, uma redução da UPV/UPVRef ao longo
da espessura da laje; tal sugere que, para espessuras reduzidas da amostra ensaiada, este tipo de
ensaio não parece fornecer dados indicativos do real estado do betão; refira-se que, para o caso da
carote A1 (betão da zona do apoio), seria expectável que a velocidade de propagação das ondas
ultrassónicas fosse aproximadamente constante com a distância à face inferior.
Ao contrário do que seria de esperar, os provetes extraídos da laje exposta ao fogo durante 120 minutos
apresentaram, na sua maioria, um andamento decrescente da UPV relativa com o aumento da distância
à face inferior da laje, tal como se observa na Figura 54 (b). Na laje Fogo 120 - 3 não se constatou uma
diferença notória nos valores e andamento da UPV/UPVRef entre os provetes E1 e F1 (da zona isolada
termicamente) e os provetes da zona central da laje, ao contrário do que se verificou na laje Fogo 60 -
2. Verificou-se uma notória redução da UPV/UPVRef a partir de uma distância média à face inferior da
laje de, aproximadamente, 50 mm (profundidade em que foi atingida uma temperatura máxima de cerca
de 411 ºC, na secção central da laje). Contudo, nos provetes E12 e F4 verificou-se um aumento da
UPV relativa a partir de 60 a 70 mm de profundidade.
Apesar do dano infringido ao betão ser menor à medida que a distância à face inferior da laje aumenta,
não se registou, na maioria dos ensaios, um aumento da UPV. Tal como se concluiu pela análise dos
resultados obtidos na laje Fogo 60 - 2, os ensaios de propagação da velocidade ultrassónica não
parecem fornecer dados indicativos precisos do estado real do betão (i.e., do seu nível de dano) quando
realizados em amostras com espessura reduzida, inferior à sugerida na norma EN 12504-4 [73].
4.3.3. Ensaio de esclerómetro
O ensaio esclerométrico foi realizado (i) na face inferior (exposta) das lajes Fogo 60 - 1 e Fogo 120 - 3,
com o objetivo de caracterizar a resistência superficial do betão exposto ao fogo, e (ii) no comprimento
remanescente de carotes extraídas das lajes Fogo 60 - 2 e Fogo 120 - 3, com o intuito de quantificar a
degradação da resistência do betão em profundidade. Foram igualmente realizados ensaios num
provete de referência (não exposto). Os valores dos índices esclerométricos obtidos em todos os
ensaios encontram-se no Anexo VII.
No provete de referência obteve-se o valor médio do índice esclerométrico de NRef = 40,9 (± 3,9), o que
corresponde a um valor previsto da resistência à compressão no betão de fcm,Ref = 43,7 MPa (±7 MPa).
Este valor é inferior ao valor obtido nos ensaios de compressão do betão, fcm,cubos = 58,2 MPa (±3 MPa),
o que pode ser justificado pelo facto dos resultados fornecidos pelo esclerómetro serem representativos
apenas da resistência da camada superficial de betão no qual é executado o ensaio e da própria
incerteza associada a esta técnica.
Na Figura 55 apresentam-se os valores do índice esclerométrico (N) e da resistência à compressão
correspondente, com a representação dos respetivos desvios padrão, obtidos nas faces inferiores das
66
lajes Fogo 60 - 1 e Fogo 120 - 3, em função da distância longitudinal a que se realizou os ensaios
(medida até ao centro geométrico da malha de 10 pontos).
Na laje Fogo 60 - 1 observou-se uma diminuição do índice esclerométrico até cerca do meio vão da
laje, com uma correspondente redução da resistência residual do betão em cerca de 34%. Assim, na
zona não exposta diretamente ao incêndio, obteve-se um valor médio da resistência à compressão do
betão de fcm = 58,8 MPa, diminuindo para um valor médio de fcm = 39,0 MPa a cerca de meio vão da
laje.
Como era esperado, a laje Fogo 120 - 3 apresentou valores do índice esclerométrico inferiores aos
observados na laje exposta ao fogo durante 60 minutos, uma vez que o dano introduzido na primeira
foi superior. Nessa laje, na zona exposta diretamente ao fogo (i.e. distâncias de 0,2 a 1,3 m), os valores
de desvio padrão associados às medições foram consideravelmente superiores aos obtidos na laje
Fogo 60 - 1. Tal pode ser justificado pelo facto das medições do índice esclerométrico na zona exposta
ao fogo da laje Fogo 120 - 3 terem sido realizadas numa superfície mais irregular (que sofreu
destacamento do betão de recobrimento) e, por isso, constituída por agregados “à vista” que podem
ter influenciado localmente as leituras registadas.
Apesar da variabilidade nos valores dos índices esclerométricos, os resultados apresentados na Figura
55 mostram que este método de ensaio permitiu quantificar a redução da resistência superficial do
betão devido à ação do fogo, que, e tal como esperado, foi superior na laje exposta durante 120 minutos
ao incêndio padrão.
Na Figura 56 apresenta-se a variação da estimativa da resistência residual à compressão do betão (em
relação a fcm,Ref = 43,7 MPa) das amostras das lajes Fogo 60 - 2 (a) e Fogo 120 - 3 (b), em função da
distância da face da amostra remanescente (na qual se realizou o ensaio) à face inferior/exposta da
respetiva laje. Também se apresentam nos respetivos diagramas os valores de temperatura esperados
no betão, na secção de meio vão de cada laje, obtidos através de um modelo numérico (cf. Anexo VI).
Conforme referido na secção 4.3.1.2, parte da camada de betão que esteve diretamente exposta ao
fogo, no caso das carotes da laje Fogo 120 - 3, fragmentou, pelo que, muito simplificadamente, se
assumiu que a resistência do betão a essas profundidades é nula. Como previsto, em todas as
amostras ensaiadas verificou-se uma redução da resistência à compressão do betão (face ao valor
Figura 55 – Evolução do índice esclerométrico obtido ao longo do comprimento das lajes Fogo 60 - 1 e Fogo 120 - 3, e comparação com a resistência do betão à compressão prevista com o esclerómetro.
8,0
25,3
42,6
59,9
77,2
20
30
40
50
60
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5
Re
sis
tên
cia
mé
dia
à
co
mp
res
sã
o d
o b
etã
o [M
Pa
]
Índ
ice
es
cle
rom
étr
ico -
N
Distância [m]
Fogo 60 - 1
Fogo 120 - 3
67
obtido na carote de referência), mesmo nas zonas dos apoios (carotes A1, E1 e F1), o que mostra que
o betão nestas zonas, embora não tenha sido exposto diretamente à ação do fogo, sofreu algum dano.
Na carote A1 obtiveram-se valores da resistência residual do betão superiores aos valores obtidos nos
provetes situados na zona central da laje (cf. Figura 56 (a)), e o mesmo se verificou entre os provetes
E1 e F1 e as restantes amostras da laje Fogo 120 - 3 (cf. Figura 56 (b)); o que mostra, tal como
esperado, que o betão situado na zona dos apoios foi menos afetado pela temperatura do que o da
zona central. Além disso, comparando os resultados dos provetes de zonas que estiveram expostas ao
fogo durante 60 e 120 minutos, constatou-se que os segundos apresentaram, no geral, valores da
resistência à compressão do betão inferiores aos primeiros.
Relativamente à evolução da resistência do betão com a profundidade de ensaio, verificou-se, em
ambas as lajes, que este valor tende a diminuir à medida que a distância à face inferior da laje aumenta;
embora a dispersão nos resultados obtidos seja significativa (cf. Anexo VII), este resultado é contrário
ao esperado, o que indica/confirma que o ensaio de esclerómetro não fornece dados indicativos
precisos do estado real do betão (i.e., do nível de dano) quando realizado em amostras com espessura
reduzida, nomeadamente inferiores ao recomendado na norma BS EN 12504-2 [74].
4.3.4. Ensaio Fire Behaviour Test - FBTest
Os resultados dos ensaios de absorção de água e de tração por compressão diametral dos discos
provenientes das carotes de referência e das lajes Fogo 60 - 1, Fogo 60 - 2 e Fogo 120 - 3 encontram-
se no Anexo VIII.
Na Figura 57 (a) e (b) apresenta-se a variação da absorção de água com a profundidade média a que
se encontram os discos extraídos das lajes submetidas ao fogo durante 60 minutos e 120 minutos,
respetivamente, e ainda os discos retirados das carotes de referência (com a designação R). Optou-se
por não representar os resultados obtidos dos discos extraídos das carotes da laje Fogo 60 – 1, pois
os discos situados a profundidades próximas da face inferior da laje partiram, devido à existência de
Figura 56 - Evolução da resistência residual do betão (estimada através do índice esclerométrico), em função da espessura da laje e da temperatura numérica (para a secção de meio vão), nas lajes (a) Fogo 60 - 2 e (b) Fogo
120 - 3; *carotes da zona dos apoios.
(a) (b)
0 10 20 30 40 50
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110
Temperatura [ºC]
Va
ria
çã
o r
ela
tiva
da
re
sis
tên
cia
resid
ua
l do
be
tão
Distância à face inferior da laje [mm]
f12 e12 f2 e3f4 e4 E1* F1*
0 10 20 30 40 50
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110
Temperatura [ºC]
Va
ria
çã
o r
ela
tiva
da
re
sis
tên
cia
resid
ua
l do
be
tão
Distância à face inferior da laje [mm]
A1* A2 A3 A5 A6
943 547 326 197 123 84 1073 726 495 344 241 167
68
fendilhação, em conjunto com uma espessura reduzida, pelo que só foi possível obter resultados para
profundidades superiores a 70 mm. Por outro lado, conforme mencionado na secção 4.3.1.2, na laje
Fogo 120 - 3 não foi possível obter carotes da zona exposta ao incêndio com altura igual à secção da
laje, devido ao facto de o betão junto à face inferior se ter fraturado durante a sua extração; por este
motivo, não se ensaiaram discos a distâncias próximas da face inferior da laje. Os discos de referência
(R) apresentaram um valor de absorção de água médio de 3,98%, com um coeficiente de variação de
18%.
Pela observação da Figura 57 (a), e ao contrário do que seria de esperar (relatado na secção 2.4.3.2),
não se constatou uma redução clara da absorção de água em profundidade, nem um patamar com
resultados praticamente invariáveis a partir de certa distância à face inferior. Não obstante, os valores
da absorção de água das carotes localizadas na zona central da laje tendem para um valor constante
a partir de uma distância de 70 a 80 mm, apresentando um valor de absorção de água médio de 5,78%.
Os discos extraídos da extremidade isolada da laje (D7) apresentaram um andamento dos valores de
absorção de água inferior às curvas obtidas para os discos das carotes extraídas da zona exposta da
laje.
Ainda que não se tenha determinado o andamento da absorção de água ao longo de todo o
comprimento das carotes da laje Fogo 120 - 3, é possível observar na Figura 57 (b) uma redução geral
na percentagem de absorção de água com a profundidade nos provetes extraídos da zona central da
laje (F12, E12, F2, F4 e E4), tal como seria de esperar, na medida em que valores superiores de
absorção de água estão associados a uma maior porosidade e fendilhação (causadas pela ação do
fogo). Além disso, também se verificou que os valores de absorção de água são próximos entre os
provetes mencionados (provenientes de carotes da zona central da laje). Verificou-se que os provetes
situados nas extremidades da laje (E1 e F1) possuem valores de absorção de água inferiores aos
restantes provetes (situados na zona exposta da laje), o que é concordante com o facto de o betão da
zona dos apoios ter sido menos afetado pela ação do incêndio. Observou-se que, a partir de uma
Figura 57 - Variação da absorção de água com a profundidade, em discos extraídos de carotes das lajes (a) Fogo 60 - 2 e (b) Fogo 120 - 3; *carotes da zona dos apoios.
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
7,5
8,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110
Ab
so
rçã
o d
e á
gu
a [%
]
Distância à face inferior da laje [mm]
D2 D3 D4 D5
D6 D7* R1 R2
(a) (b)
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110
Ab
so
rçã
o d
e á
gu
a [%
]
Distância à face inferior da laje [mm]
E1* F1* F12E12 F2 F4E4 R1 R2
69
profundidade entre 70 a 80 mm, a variação da absorção de água é muito pequena; tal indica que o
betão a partir dessas profundidades não foi significativamente afetado pelo aquecimento. Nessa zona
(distâncias acima de 70 mm), obteve-se um valor médio de absorção de água de 5,70% (contabilizando
todos os provetes à exceção dos de referência).
A partir dos resultados obtidos construiu-se um diagrama, apresentado na Figura 58, que mostra a
variação da absorção de água, relativo à absorção de água dos provetes de referência (R), em função
da temperatura máxima atingida (determinada com recurso a um modelo numérico, cf. Anexo VI).
Refira-se que os valores de temperatura foram estimados para a secção de meio vão; porém, por
simplicidade, assumiu-se que todas as carotes retiradas de zonas expostas diretamente ao fogo
apresentavam a mesma distribuição de temperaturas em altura (cf. Anexo VI). Na Figura 58 representa-
se todos os discos extraídos das carotes situadas na zona central das lajes expostas ao incêndio
durante 60 minutos (Fogo 60 - 2) e durante 120 minutos (Fogo 120 - 3); a opção por representar todos
os discos ensaiados deve-se ao facto de não se ter conseguido identificar um patamar com valores de
absorção de água constantes (devido à dispersão de resultados e à falta destes para profundidades
inferiores).
Como expectável, observou-se um aumento da absorção de água (face ao valor de referência) com o
aumento da temperatura dos provetes e, consequentemente, com a aproximação à face inferior da laje.
Não obstante, a regressão linear obtida apresentou um coeficiente de determinação de apenas 0,18, o
que confirmou uma elevada dispersão de valores obtidos. Esta significativa dispersão dos resultados
pode dever-se aos elevados gradientes térmicos causados pela exposição à curva de incêndio padrão
utilizada no presente estudo (e aos danos daí decorrentes), por comparação com a curva de
aquecimento (relativamente lenta) utilizada pelos autores do FBTest [50]. Assim, por exemplo, ao fim
de 20 minutos de exposição à curva da ISO 834, atingiu-se temperaturas próximas de 800 ºC no interior
do forno, em contraste com os 170 ºC definidos no FBTest, o que (no presente estudo) provocou
certamente um maior grau de dano nos discos próximos da face inferior das lajes.
Apresenta-se na Figura 59 (a) e (b) os diagramas da variação da tensão de rotura à tração versus
profundidade média dos discos das lajes expostas ao fogo durante 60 minutos e 120 minutos,
respetivamente, e ainda dos discos provenientes dos provetes de referência. Os discos de referência
apresentaram um valor médio da tensão de rotura do betão à tração de fctm,Ref = 3,05 MPa (± 0,36 MPa);
Figura 58 – Aumento da absorção de água (face ao valor de referência) com a temperatura estimada.
R² = 0,18
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
50 150 250 350 450 550 650 750 850
Au
me
nto
da
ab
so
rçã
o d
e á
gua
fa
ce
ao
va
lor
de
re
ferê
ncia
[%]
Temperatura [ºC]
60 minutos
120 minutos
70
este valor é próximo do obtido em ensaios de compressão diametral realizados em provetes cilíndricos
do mesmo betão aos 485 dias de idade (fctm = 2,8 MPa ± 0,5 MPa; idade representativa do instante dos
ensaios de exposição ao fogo). Como a maioria do betão das carotes da zona exposta da laje Fogo
120 - 3 fragmentou (conforme referido na secção 4.3.1.2), considerou-se, de forma simplificada, que o
betão a essas profundidades apresentou resistência nula.
No diagrama da Figura 59 (a) pode-se observar, no geral, um aumento da tensão de rotura à tração
dos discos com a profundidade, e com valores muito próximos para as diferentes carotes, em especial
nos provetes da zona central da laje (D2 a D6). Nestes provetes, extraídos de carotes da zona central
da laje, obtiveram-se resistências médias do betão inferiores às das zonas de extremidade das lajes
(D7) e dos provetes de referência (R1 e R2), tal como seria de esperar. Além disso, nas carotes da
zona central da laje verificou-se que, à medida que distância média à face inferior das lajes aumenta,
os valores da tensão de rotura à tração aproximam-se dos obtidos para os discos de referência e das
carotes das zonas dos apoios. Na carote D7, o valor anómalo do disco a cerca de 105 mm de
profundidade pode estar associado a uma maior concentração de inertes grossos a essa profundidade
e à variabilidade intrínseca deste tipo de ensaios de caracterização do betão.
Observa-se na Figura 59 (b) que, apesar dos discos das carotes da zona central da laje Fogo 120 - 3
apresentarem resistências médias à tração inferiores às obtidas nas carotes do apoio (E1 e F1) e nos
provetes de referência (R1 e R2), existe uma significativa variabilidade nos resultados obtidos. Ao
contrário do verificado na laje exposta ao fogo durante 60 minutos, as amostras da zona central da laje
Fogo 120 - 3 não apresentaram valores de tensão de rotura à tração próximos entre si, ainda que se
tenha verificado um andamento crescente da resistência do betão com a profundidade.
Na Figura 60 (a) apresenta-se o diagrama da diminuição da tensão de tração (em relação ao valor de
referência) em função da temperatura máxima atingida ao nível dos discos provenientes das carotes
extraídas de zonas afetadas diretamente pela ação do fogo, para as lajes expostas ao fogo durante 60
minutos (Fogo 60 - 2) e 120 minutos (Fogo 120 - 3). De modo semelhante ao ensaio anterior, como não
Figura 59 - Variação da tensão de rotura à tração com a profundidade, em discos extraídos de carotes das lajes (a) Fogo 60 - 2 e (b) Fogo 120 - 3; *carotes da zona dos apoios.
(a) (b)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110
Distância à face inferior da laje [mm]
D2 D3 D4 D5
D6 D7* R1 R2
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110
Distância à face inferior da laje [mm]
E1* F1* F12E12 F2 F4E4 R1 R2
fctm [MPa] fctm [MPa]
71
se conseguiu identificar uma profundidade a partir da qual os valores de tensão de rotura à tração
estabilizassem, optou-se por representar todos os discos ensaiados da zona central das lajes e
respetivas temperaturas máximas estimadas numericamente. Como seria de esperar, observou-se um
andamento crescente da diminuição da tensão de rotura à tração (face ao valor de referencia) com a
temperatura máxima atingida. Verificou-se uma correlação aceitável entre estas duas variáveis, uma
vez que a regressão linear determinada apresenta um coeficiente de determinação de R2 = 0,63.
Na Figura 60 (b) apresenta-se a evolução da resistência residual à tração (face ao valor de referência
em provetes não aquecidos) em função da temperatura (i) reportada por Bamonte et al. [78] (com base
em ensaios em provetes de pequena dimensão, aquecidos lentamente e sujeitos a tração direta) e (ii)
obtida no presente estudo, com base nos ensaios aos discos extraídos da zona central das lajes Fogo
60 - 2 e Fogo 120 - 3 (neste caso, em função da temperatura máxima estimada, cf. Anexo VI). Verifica-
se na Figura 60 (b) que os resultados obtidos no presente estudo acompanham qualitativamente o
andamento da curva obtida por Bamonte et al., ainda que se tenha verificado uma redução (relativa)
da tensão de rotura do betão à tração superior aos valores obtidos por Bamonte et al. (i.e., valores
maioritariamente abaixo da curva); tal diferença pode estar relacionada com o facto de no estudo de
Bamonte et al. os provetes terem sido aquecidos e arrefecidos de forma lenta e sem qualquer
carregamento aplicado. Não obstante, estes resultados comprovam que o ensaio de tração por
compressão diametral de discos apresenta ser um bom indicador da resistência à tração residual do
betão sujeito à ação de incêndio. Até valores de temperatura de 350 ºC, verifica-se alguma dispersão
nos resultados obtidos (com reduções da tensão de rotura à tração até cerca de 70%); para
temperaturas entre 350 ºC e 450 ºC, obtiveram-se reduções da resistência à tração de 47% a 77%;
enquanto para temperaturas superiores a 550 ºC a redução foi superior a cerca de 80%.
O ensaio FBTest realizado na presente campanha experimental não permitiu identificar, de forma clara,
a espessura de betão danificado pelo incêndio (conforme seria o seu objetivo). Contudo, foi possível
concluir que os ensaios de tração por compressão diametral dos discos fornecem resultados mais
conclusivos sobre a degradação das propriedades do betão sujeito a temperaturas elevadas do que o
ensaio da absorção de água. Note-se que as amostras de betão ensaiadas no presente estudo foram
Figura 60 – (a) Diminuição da tensão de rotura à tração (face ao valor de referência) com o aumento da temperatura estimada; (b) Comparação entre a resistência residual à tração (relativa ao valor de referência) em função da temperatura, obtida para os provetes das lajes expostas ao fogo durante 60 e 120 minutos, e a curva
obtida por Bamonte et al. (adaptado de [78]).
(a) (b)
R² = 0,63
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
50 150 250 350 450 550 650 750 850Temperatura [ºC]
60 minutos
120 minutos
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
50 150 250 350 450 550 650 750 850Temperatura [ºC]
60 minutos
120 minutos
Bamonte et al.
Te
ns
ão
de
ro
tura
do
be
tão
à tra
çã
o
rela
tivo
ao
va
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ns
ão d
e ro
tura
fa
ce
ao
va
lor
de
re
ferê
ncia
[MP
a]
72
sujeitas ao fogo padrão e, simultaneamente, a um carregamento mecânico, o que propiciou uma maior
degradação das propriedades residuais do betão em comparação com o procedimento adotado pelos
autores do estudo original do método FBTest, no qual as amostras foram sujeitas a um aquecimento
(relativamente) lento; ainda assim, este método permitiu quantificar a resistência residual do betão à
tração em função da sua temperatura.
4.3.5. Ensaios de inspeção às armaduras de aço
Apresenta-se na Figura 61 as curvas tensão-deformação em tração dos dois provetes de aço (de
referência e após exposição ao fogo durante 120 minutos) obtidas através dos ensaios de tração
uniaxial e na Tabela 10 os resultados dos ensaios (em que fsy é o valor da tensão de cedência3, fsu é o
valor da tensão de rotura à tração, Es é o módulo de elasticidade, sy é o valor da extensão de cedência
e su é o valor da extensão última). A ductilidade dos varões foi caracterizada pela deformação
associada à carga máxima, su, e pelo coeficiente de endurecimento, K (quociente entre a extensão
última e a extensão de cedência do aço).
Tabela 10 - Resultados dos ensaios de tração aos varões de aço.
Propriedade Ref T20 Fogo 120 - 3 (variação em %)
fsy (MPa) 569 582 +2%
fsu (MPa) 662 663 0%
Es (GPa) 198 200 +1%
sy (‰) 4,87 4,92 +1%
su (‰) 56,16 95,95 +71%
K = su / sy 11,53 19,50 +69%
Verificou-se que o diagrama tensão-extensão do provete de referência não foi o esperado, pois não
apresenta um patamar de cedência típico de um aço laminado a quente. Contudo, observou-se que o
provete exposto ao fogo apresenta um patamar de cedência bem definido, indicando, portanto, que não
foi muito afetado pelo incêndio. Tal foi comprovado pelos valores da tensão de cedência e do módulo
de elasticidade, que se mantiveram praticamente inalterados (variações inferiores a 2%). O facto destas
propriedades não terem sido afetadas poderá ser justificado pelo facto de durante os ensaios o varão
3 A tensão de cedência foi determinada como a tensão que corresponde a uma extensão de 2 ‰.
Figura 61 - Resultados dos ensaios de tração aos provetes de aço.
0
100
200
300
400
500
600
700
0 20 40 60 80 100 120 140
Tensão [MPa]
Extensão [‰]
Fogo 120 - 3
Ref T20
fsy (Ref T20)
fsu (Ref T20)
fsy (Fogo 120 - 3)
fsu (Fogo 120 - 3)
73
ter sido sujeito a uma temperatura medida máxima inferior de 514ºC (cf. Tabela 9) e/ou por este ter
conseguido recuperar parte dessa resistência após o seu arrefecimento, conforme reportado na
literatura ([12] e [13]). Refira-se ainda que a resistência à tração do aço se manteve inalterada e a
ductilidade aumentou substancialmente após exposição a temperaturas elevadas.
4.4. Ensaios de flexão a temperatura ambiente
Nesta secção são apresentados e discutidos os resultados obtidos nos ensaios de flexão a temperatura
ambiente das lajes Ref T20, Ref Fogo e Fogo 60 - R.
4.4.1. Comportamento força-deslocamento
Na Figura 62 apresentam-se os diagramas força-deslocamento a meio vão das lajes ensaiadas a
temperatura ambiente. É importante referir que não foi possível obter resultados no ensaio de flexão
realizado à laje de referência não exposta ao fogo (Ref T20) devido a um problema de instrumentação;
assim, optou-se por apresentar a curva obtida num ensaio de flexão a temperatura ambiente realizado
no âmbito de outra dissertação (Santos [71]) a uma laje semelhante (em geometria e condições de
apoio) e constituída pelo mesmo betão, ainda que esse ensaio tenha sido realizado aos 135 dias de
idade (vs. 485 dias no presente estudo).
Relativamente ao comportamento força-deslocamento a meio vão da laje de referência, Ref T204,
destacam-se três andamentos distintos, correspondendo a valores de rigidez diferentes. Assim, desde
o início do carregamento até se atingir uma carga de cerca de 7 kN, observa-se um troço a que
corresponde a rigidez mais elevada, referente à fase elástica, e que termina com o início da fendilhação
da laje. Posteriormente, à medida que a carga aumenta, verifica-se uma diminuição gradual da rigidez
do betão da laje devido à formação de fendas, até uma carga de, aproximadamente, 32 kN. Finalmente,
para cargas superiores a 32 kN, as armaduras inferiores de aço atingem a cedência, verificando-se um
decréscimo significativo da rigidez (e da força aplicada), associado a uma elevada deformação da laje.
Na laje Ref Fogo (exposta ao incêndio durante 60 minutos e não reforçada) verificou-se, numa primeira
fase, até uma carga de cerca de 8 kN, um valor de rigidez ligeiramente inferior ao observado na fase
elástica da laje Ref T20, uma vez que a laje já se encontrava fendilhada. Para cargas superiores a 8 kN,
observa-se uma rigidez aproximadamente constante até à carga máxima, ainda que o valor do declive
diminua gradualmente quando se aproxima da carga máxima. Note-se que não se verificam as
descontinuidades/perdas de carga observadas na laje Ref T20, devido à fissuração inicial já existente
na laje Ref Fogo por ação da carga aplicada durante a exposição ao fogo e pela própria ação térmica.
Contudo, e ao contrário do relatado na literatura, não se verificaram significativas reduções da rigidez
ou da carga última na rotura (obteve-se reduções de cerca de 8% e 7%, respetivamente). Já o
deslocamento associado à carga de rotura diminuiu mais significativamente. Tais resultados,
nomeadamente a reduzida redução de resistência, podem ser justificados pelo facto de as propriedades
mecânicas do aço não terem sido afetadas pela ação do fogo (como concluído na secção 4.3.5); para
além disso, tal como se verificou nas seções anteriores, a redução da resistência do betão na face
4 Curva força-deslocamento obtida por Santos [71].
74
superior da laje foi pouco significativa, o que também terá contribuído para o bom desempenho à flexão
desta laje.
Pela observação do diagrama força-deslocamento da laje Fogo 60 - R, verifica-se que a
reparação/reforço com laminados de CFRP foi responsável pelo aumento da carga de rotura (cerca de
16%), embora a rigidez de flexão da laje se tenha mantido praticamente inalterada. Além disso,
verificou-se uma diminuição da ductilidade, em comparação com as restantes lajes. Numa primeira
fase, até cerca de 8 kN, observou-se um declive semelhante ao da laje Ref Fogo; após o qual a rigidez
diminui devido à fendilhação do betão; para valores de força superiores a 44 kN, verificou-se uma
redução significativa da rigidez até se atingir a rotura da laje. Apesar do reforço ter proporcionado um
aumento da capacidade de carga da laje, este não permitiu tirar total partido da ductilidade dos varões
de aço, uma vez que a rotura ocorreu de forma frágil devido ao esgotamento da capacidade resistente
ao esforço transverso (tal como será analisado na secção 4.4.3).
4.4.2. Comportamento força-extensão
Com base nas leituras dos extensómetros colocados nos laminados da laje Fogo 60 – R (na secção de
meio vão), foi possível obter os diagramas exemplificativos da relação força-extensão ilustrados na Figura
63. Optou-se por apresentar também a curva (representativa) da relação força-extensão dos varões
longitudinais inferiores de aço da laje Ref T20, obtida no âmbito da dissertação de Santos [71].
Observando o andamento da curva força-extensão do varão de aço da laje Ref T205, verifica-se uma
fase inicial (fase elástica), que ocorre até cerca de 7 kN, correspondente ao início da fendilhação. Nesta
fase, o valor da extensão do varão de aço é muito reduzido. Imediatamente após a ocorrência de
fendilhação, verifica-se um aumento moderado da extensão até uma força de cerca de 32 kN. Para
valores de carga superiores, observa-se a terceira fase, caracterizada por um acentuado aumento da
extensão devido à cedência das armaduras, tendo-se medido uma extensão máxima de 16,3‰.
A evolução da extensão em função da força aplicada nos laminados de CFRP da laje Fogo 60 - R é
distinta da observada nos varões de aço devido ao seu comportamento elástico-linear. Assim, verifica-
se uma fase inicial, até cerca de 8 kN, correspondente à mobilização do reforço, com um declive inferior
ao observado nas armaduras de aço. Posteriormente, segue-se um aumento considerável das
5 Curva força-extensão obtida por Santos [71].
Figura 62 - Diagramas força-deslocamento a meio vão das lajes ensaiadas a temperatura ambiente.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Força [kN]
Deslocamento ameio vão [mm]
Ref T20
Ref Fogo
Fogo 60 - R
75
extensões, de forma aproximadamente linear, até à rotura, tendo-se obtido um valor médio da extensão
na rotura de 5,5‰, o que corresponde a uma mobilização relativamente limitada da capacidade deste
tipo de laminados.
4.4.3. Modos e cargas de rotura
Tal como previsto na fase de dimensionamento, o modo de rotura da laje de controlo (Ref T20) ocorreu
por esgotamento da capacidade resistente à flexão, com esmagamento do betão à compressão, e com
as armaduras de aço em cedência, o que foi consistente com o modo de rotura obtido por Santos [71].
Na Figura 65 é possível observar que a rotura da laje Ref T20 ocorreu de forma semelhante à da laje
exposta ao fogo durante 60 minutos e não reparada (Ref Fogo) - mecanismo de rotura por flexão na
secção de meio vão, com as armaduras de aço em cedência.
O modo de rotura da laje Fogo 60 - R foi igualmente consistente com o que tinha sido previsto no seu
dimensionamento. Assim, é possível observar na Figura 64 que a rotura ocorreu por esgotamento da
capacidade resistente ao esforço transverso, num modo frágil e repentino. É importante referir que, em
consequência deste mecanismo de rotura, ocorreu o destacamento parcial da camada de betão na face
inferior da laje; contudo, observou-se uma boa aderência entre os laminados de CFRP, o adesivo
epóxido e o betão envolvente, comprovando a eficácia da técnica de reforço à flexão.
Figura 63 - Diagramas representativos da força-extensão dos laminados da laje Fogo 60 - R e dos varões longitudinais inferiores da laje Ref T20, colocados na secção de meio vão.
Figura 65 - Modos de rotura das lajes: (a) Ref T20; (b) Ref Fogo.
Figura 64 - Modo de rotura da laje Fogo 60 - R: (a) Aspeto geral; (b) Pormenor da face inferior da laje na zona de extremidade.
05
10152025303540455055
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18
Força [kN]
Extensão [‰]
E1 - Ref T20
E1 - Fogo 60 - R
(a) (b)
(b)(a)
76
Na Tabela 11 apresentam-se os resultados dos ensaios de flexão a temperatura ambiente, em que Pult
é a carga de rotura, ult é o deslocamento a meio vão correspondente a Pult, f,máx é a média da extensão
máxima obtida nos laminados e fu é a extensão de rotura do laminado. Determinou-se também a rigidez
na fase fendilhada de cada uma das lajes. Verifica-se na Tabela 11 que a laje danificada pelo fogo, Ref
Fogo, diminuiu ligeiramente a sua capacidade de carga (-7%) e a rigidez de flexão em fase fendilhada
(-8%) em relação à laje de referência (Ref T20), indicando que a ação do fogo não degradou
significativamente as propriedades dos seus materiais constituintes, sobretudo das armaduras (cf.
secção 4.3.5) e do betão na zona comprimida (cf. secção 4.3.4.). Verificou-se também que o
deslocamento para o qual ocorreu a rotura foi significativamente inferior (-41%) ao da laje de referência.
A laje reparada Fogo 60 - R aumentou a sua capacidade de carga em cerca de 16%, associado a um
deslocamento a meio vão cerca de 23% inferior ao da laje de controlo; não se observou um aumento
de rigidez em fase fendilhada (manteve-se praticamente inalterada face à laje Ref T20); contudo,
verificou-se uma diminuição de ductilidade, que pode ser justificado pelo comportamento elástico-linear
do sistema de reforço e pela ocorrência de um modo de rotura frágil (por corte), que impossibilitou que
se explorasse o patamar de cedência das armaduras. Verificou-se uma percentagem de mobilização
dos laminados (f,máx /fu) de cerca de 35%.
Deste modo, pode-se concluir que a reparação da laje exposta ao fogo durante 60 minutos com
laminados de CFRP através do sistema NSM contribuiu para melhorar o seu desempenho estrutural,
nomeadamente em termos de resistência, embora a ductilidade da laje tenha sido reduzida. Contudo,
não foi possível quantificar totalmente a eficácia da técnica de reparação/reforço desta laje, uma vez
que a rotura ocorreu por corte. Note-se que a carga resistente média à flexão estimada para a laje Fogo
60 – R (a temperatura ambiente) seria cerca de 67,9 kN.
Tabela 11 – Comparação entre os resultados obtidos no ensaio de flexão a temperatura ambiente até à rotura para as respetivas lajes (percentagens face à laje de controlo), e as estimativas de carga e modo de rotura.
Resultados experimentais Estimativa com resistências
médias experimentais
Laje Pult (kN) ult (mm) Rigidez em estado fendilhado (kN/mm)
f,máx/
fu
Modo de rotura
Prm (kN) Desvio
(%) Modo de
rotura
Ref T20 42,9 25,2 2,7 - E.B 38,2 -11% E.B
Ref Fogo 39,8 (-7%) 14,9 (-41%) 2,5 (-8%) - E.B 39,0 -2% E.B
Fogo 60 - R 49,8 (+16%) 19,3 (-23%) 2,7 (+1%) 35% C 50,1 +1% C
E.B - Esmagamento do betão à compressão, com armaduras em cedência
C - Corte
Na Tabela 11 comparam-se as cargas de rotura obtidas experimentalmente e os valores estimados com
base nas propriedades médias dos materiais (a temperatura ambiente): resistência do betão aos 485
dias de idade e resistência do aço A500 não exposto a temperaturas elevadas, no caso das lajes Ref
Fogo e Fogo 60 – R, e betão com resistências aos 135 dias de idade (obtido de [71]), no caso da laje
Ref T20. Por análise da Tabela 11, destaca-se a reduzida diferença entre os valores de carga estimados
e os obtidos experimentalmente. Para além disso, os modos de rotura observados experimentalmente
estão de acordo com os previstos no dimensionamento efetuado.
77
5. Conclusões e perspetivas de desenvolvimentos futuros
5.1. Conclusões
Apesar de existirem várias técnicas de inspeção, tradicionais e não tradicionais, aplicáveis a elementos
de betão armado sujeitos à ação de incêndio, existe uma necessidade de comparar a aplicabilidade e
eficácia desses ensaios de inspeção, com o intuito de estimar as características residuais do betão e
do aço e, desse modo, recomendar técnicas de reparação adequadas. Para além disso, a
reparação/reforço de elementos danificados pelo fogo com novos materiais (e.g., FRPs) tem vindo a
mostrar elevado potencial de aplicação, sendo por isso necessários mais estudos que comprovem a
sua eficácia. Neste sentido, elaborou-se uma campanha experimental com o objetivo de (i) comparar a
eficácia de diferentes técnicas de inspeção, quando aplicadas a lajes de betão armado expostas à ação
de incêndio, e (ii) avaliar a eficácia da reparação por colagem de laminados de CFRP através da técnica
NSM.
O programa experimental desenvolvido na presente dissertação iniciou-se com a realização de ensaios
de exposição ao fogo em 5 lajes de betão armado; estas foram expostas simultaneamente à curva de
incêndio padrão da norma ISO 834 na sua face inferior e a um carregamento gravítico que simulou as
condições de serviço durante 60 e 120 minutos. Na face inferior das lajes expostas ao fogo durante 60
minutos, registaram-se valores de temperatura máximos no betão (na face inferior da laje) entre 708 a
773 ºC, enquanto na laje sujeita ao fogo durante 120 minutos verificou-se uma temperatura máxima de
925 ºC. Em termos de resposta mecânica, verificou-se que o deslocamento a meio vão das lajes
aumentou ao longo do tempo de exposição ao fogo a uma taxa aproximadamente constante; este
aumento esperado de deslocamento deveu-se à diminuição das propriedades mecânicas dos materiais
constituintes das lajes e do gradiente térmico associado. No final dos períodos de exposição,
registaram-se incrementos médios de deslocamento de 19 mm e 33 mm nas lajes expostas ao incêndio
durante 60 e 120 minutos, respetivamente.
A inspeção visual permitiu constatar o dano das lajes com base na sua deformação, coloração,
existência de fissuração e ocorrência de destacamento do betão de recobrimento. Nas lajes expostas
ao incêndio durante 60 minutos, observou-se uma tonalidade esbranquiçada com manchas com um
tom castanho-amarelado, em especial na face inferior exposta diretamente ao fogo, sendo consistente
com as temperaturas registadas na sua face inferior. A laje exposta ao fogo durante 120 minutos
apresentou um grau de dano superior, tal como esperado. Estes danos foram particularmente evidentes
através da desagregação da camada superficial de betão de recobrimento que ocorreu após o
arrefecimento natural ao ar. Observando as carotes extraídas da zona central das lajes, foi possível
constatar a alteração da coloração dos agregados para um tom rosa-avermelhado e da pasta de
cimento para um tom amarelado junto à face exposta ao fogo; para além da alteração de cor, foi possível
observar um aumento considerável da porosidade numa camada de cerca de 3 cm junto à face inferior
das lajes.
No ensaio de propagação das ondas ultrassónicas, verificou-se uma redução da UPV média na zona
78
central das lajes superior à registada na zona dos apoios, como seria de esperar. Analisando a medição
da UPV ao longo do comprimento remanescente de carotes da laje exposta ao fogo durante 60 minutos,
concluiu-se que, em geral, não existe uma relação clara entre a variação relativa da UPV e a distância
à face inferior/exposta da laje. No caso das amostras de betão extraídas da laje sujeita ao incêndio
durante 120 minutos, verificou-se, na sua maioria, um andamento decrescente da UPV com o aumento
da distância à face inferior/exposta da laje. Pelo exposto acima, concluiu-se que a aplicação do ensaio
da UPV a diferentes profundidades (ao longo do comprimento das carotes) não foi de encontro ao
esperado; tal confirma este tipo de ensaio não fornece resultados representativos do real grau de dano
do betão para amostras de reduzida espessura (inferior ao recomendado nas normas aplicáveis) e/ou
em carotes com cerca de 7 cm de diâmetro.
Através do ensaio de esclerómetro, realizado na face inferior das lajes expostas ao fogo durante 60 e
120 minutos, foi possível constatar uma redução da resistência residual do betão na secção de meio
vão de cerca de 34% e 57%, respetivamente, face aos valores obtidos na zona dos apoios. Apesar dos
resultados na laje exposta durante 120 minutos apresentarem maior dispersão, foi possível concluir,
como expectável, que a laje exposta ao fogo durante 120 minutos apresentou uma redução de
resistência residual do betão superior à obtida na laje exposta ao incêndio durante 60 minutos (cerca
de 54% vs. 11%, face ao obtido no betão de referência). Os resultados obtidos pelo ensaio
esclerométrico aplicado em amostras de betão extraídas das lajes danificadas pelo fogo mostraram
que o índice esclerométrico (e, de forma empírica, a resistência à compressão do betão) tende a
diminuir com o aumento da distância à face inferior das lajes; o que sugere que este método parece
não ser indicado para estimar o grau de dano em amostras de reduzida espessura. De facto, para além
da incerteza associada ao próprio ensaio, a aplicação deste método em amostras de pequena
dimensão (em diâmetro e espessura, inferior ao recomendado nas normas aplicáveis) parece não ser
o mais indicado.
Apesar de o método FBTest não ter permitido identificar de forma clara a espessura de betão danificado
pelo incêndio, permitiu inferir a degradação do betão quando exposto ao incêndio padrão e,
simultaneamente, a um carregamento mecânico. Em particular, foi possível verificar um aumento da
absorção de água (face ao valor de referência) com a temperatura máxima a que foram sujeitos os
discos retirados de carotes da zona da laje exposta ao incêndio. Por outro lado, em discos sujeitos a
temperaturas elevadas durante 60 minutos, foi possível constatar, em geral, um aumento
aproximadamente constante da tensão de rotura à tração com a profundidade. Por outro lado, nos
discos obtidos de carotes extraídas da zona da laje exposta diretamente ao incêndio durante 120
minutos, constatou-se alguma variabilidade da tensão de rotura com a profundidade. Não obstante,
considerando a globalidade dos resultados obtidos, foi possível verificar uma relação entre o aumento
da redução da tensão de rotura à tração com a temperatura máxima a que discos foram sujeitos e,
consequentemente, com a aproximação à face exposta ao fogo; foi assim possível concluir que o ensaio
de tração por compressão diametral em discos fornece resultados mais conclusivos sobre a
degradação das propriedades do betão do que o ensaio de absorção de água. De facto, para ambas
as durações de exposição, a evolução relativa da tensão de rotura do betão à tração em função da
79
temperatura aproximou-se dos resultados reportados na literatura.
O ensaio de tração realizado a um provete de aço extraído da laje exposta ao fogo durante 120 minutos
permitiu concluir que a armadura interna desta laje, exposta a uma temperatura máxima de 514 ºC, não
foi afetada pela ação do incêndio, uma vez que as suas propriedades de resistência (tensão de
cedência e rotura) e de rigidez (módulo de elasticidade) permaneceram praticamente inalteradas. Este
resultado não foi consistente com a literatura.
Com base nos ensaios de flexão a temperatura ambiente, foi possível constatar que a laje exposta ao
incêndio durante 60 minutos, e não reparada, apresentou uma redução da rigidez (em fase fendilhada)
e da carga de rotura bastante reduzida, face à laje de referência. Verificou-se que tanto na laje de
referência como na não reparada ocorreu o esgotamento da capacidade resistente à flexão, com
esmagamento do betão à compressão e as armaduras em cedência, tal como previsto no seu
dimensionamento. Na laje reparada com os laminados de CFRP inseridos em rasgos no betão de
recobrimento, verificou-se um aumento da capacidade resistente de 16%, embora esta laje tenha
apresentado uma rigidez em fase fendilhada muito semelhante às restantes lajes (não reparada e não
exposta ao incêndio), o que se deve à reduzida área dos laminados utilizados. Apesar do reforço ter
proporcionado um aumento da resistência à laje, não foi possível quantificar/explorar na totalidade a
eficácia desta solução de reforço/reparação pelo facto de a rotura da laje ter ocorrido (de forma frágil)
devido ao esgotamento da capacidade resistente ao esforço transverso. Não obstante, o estudo
desenvolvido na presente dissertação confirmou que colagem de laminados de CFRP em rasgos
executados no betão de recobrimento é uma técnica eficaz para a reparação e reforço de lajes de betão
armado danificadas pela ação do incêndio.
5.2. Perspetivas de desenvolvimentos futuros
Considera-se que os objetivos gerais apresentados na secção 1.2 foram alcançados. Porém, existem
alguns aspetos relacionados com o tema abordado neste trabalho que devem ser aprofundados, pelo
que se recomendam os seguintes desenvolvimentos futuros:
- Avaliar a eficácia de técnicas de inspeção diferentes das utilizadas na presente dissertação, tais como:
ensaio de penetração, varrimento laser terrestre e análises petrográficas;
- Definição de um procedimento de preparação de superfícies que tenham sofrido destacamento do
betão de recobrimento ou cujas superfícies se apresentem irregulares devido à exposição ao incêndio,
para viabilizar a realização de ensaios de inspeção in situ, não destrutivos, nomeadamente a medição
da UPV ou do índice esclerométrico;
- Avaliar a eficácia dos métodos de inspeção in situ em lajes danificadas pelo fogo após a laje ter sido
preparada com um método não intrusivo de hidrodemolição (a diferentes profundidades);
- Avaliar a eficácia dos ensaios de inspeção realizados na presente dissertação em amostras (carotes)
de laje de maiores dimensões (diâmetros) e em lajes de maior espessura;
80
- Estudar a aplicabilidade dos ensaios de inspeção realizados na presente dissertação, quando aplicado
a lajes sujeitas a processos de arrefecimento através do jato de água, simulando uma situação de
incêndio num edifício extinguido com recurso a água;
- Ensaios de exposição ao fogo semelhantes aos realizados na presente dissertação, mas com
condições de apoio diferentes; em particular, ensaios que permitam simular o efeito da restrição axial
de elementos adjacentes às lajes;
- Ensaios de exposição ao fogo, com tempos de exposição mais elevados do que os adotados na
presente dissertação e em lajes com diferentes espessuras de recobrimento, de modo a estudar a
influência destas variáveis na redução das propriedades mecânicas do betão e das armaduras e,
consequentemente, no comportamento residual à flexão das lajes danificadas pela ação do fogo;
- Estudar a aplicabilidade e eficácia do sistema de reforço constituído por laminados de CFRP inseridos
em rasgos no betão de recobrimento quando aplicado a lajes expostas à curva de incêndio padrão da
norma ISO 834 por tempo superior a 60 minutos e, assim, estudar a eficácia da técnica quando aplicada
em lajes com níveis de deterioração mais elevados;
- Estudar a aplicabilidade e eficácia da reparação/reforço com betão projetado em lajes danificadas
pelo fogo, comparando-a com a técnica referida no ponto anterior (aplicação de laminados de CFRP).
Na revisão bibliográfica efetuada no âmbito da presente dissertação verificou-se não existirem estudos
científicos experimentais sobre a eficácia esta técnica de reparação.
81
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86
Anexos
Anexo I. Resultados dos ensaios de caracterização do betão
Nas Tabela I.1 e Tabela I.2 apresentam-se os resultados dos ensaios de caracterização do betão aos
28 dias e 485 dias, respetivamente, incluindo a média, o desvio padrão (Sn) e o coeficiente de variação
(Cv).
Tabela I.1 - Resultados dos ensaios de resistência ao betão aos 28 dias (adaptado de [71]).
Resistência a compressão (provetes cúbicos) Resistência à tração (provetes cilíndricos)
Provete Massa (g) Força (kN) fci (MPa) Provete Massa (g) Força (kN) fcti (MPa)
1 8037 739,4 32,9 1 12775 185,11 2,62
2 8123 689,7 30,7 2 12760 116,59 1,65
3 8120 713,6 31,7 3 12727 177,08 2,51
4 8099 697,3 31,0 4 12786 142,65 2,02
5 8136 673,0 29,9 5 12749 147,82 2,09
fcm (MPa) 31,2 fctm (MPa) 2,2
Sn (MPa) 1,1 Sn (MPa) 0,4
Cv (%) 3,6 Cv (%) 18,0
Tabela I.2 - Resultados dos ensaios de resistência ao betão aos 485 dias.
Resistência a compressão (provetes cúbicos) Resistência à tração (provetes cilíndricos)
Provete Massa (g) Força (kN) fci (MPa) Provete Massa (g) Força (kN) fcti (MPa)
1 7971 1360,2 60,5 1 12464 233,1 3,3
2 7847 1326,1 58,9 2 12443 233,4 3,3
3 7985 1390,6 61,8 3 12472 184,7 2,6
4 7776 1264,8 56,2 4 12449 159,7 2,3
5 7881 1207,1 53,6 5 12495 186,9 2,6
fcm (MPa) 58,2 fctm (MPa) 2,8
Sn (MPa) 3,3 Sn (MPa) 0,5
Cv (%) 5,7 Cv (%) 16,3
87
Anexo II. Cálculos justificativos do dimensionamento das lajes
Na Figura II.1 é apresentado o modelo de cálculo utilizado para as faixas de laje, assim como os
diagramas de esforços (momento fletor e esforço transverso) daí resultantes.
No dimensionamento das faixas de laje procurou-se utilizar os valores médios das propriedades dos
materiais (mencionados na secção 3.3.1), por se pretender analisar o comportamento real da estrutura.
Verificou-se a segurança ao estado limite último de flexão e esforço transverso com base no
Eurocódigo 2 [70], considerando quer os valores médios das propriedades dos materiais quer os
valores de cálculo das propriedades dos materiais.
Em primeiro lugar, verificou-se os critérios da armadura mínima e máxima de flexão através das
expressões (II.1) e (II.2), respetivamente; em que 𝑓𝑐𝑡𝑚 é o valor médio da tensão de rotura do betão à
tração (obtido nos ensaios de caracterização do betão aos 485 dias), 𝑓𝑦𝑘 é o valor característico da
tensão de cedência do aço das armaduras e ℎ é a altura da secção. Apresenta-se na Tabela II.1 o
resultado do cálculo dessas expressões, sendo possível concluir que a quantidade de armadura
adotada satisfaz os critérios acima mencionados.
Tabela II.1 - Parâmetros e resultados do cálculo da armadura mínima e máxima de flexão.
b (m) 0,25
h (m) 0,11
d (m) 0,070
fctm (MPa) 2,8
fyk (MPa) 500
As,min (cm2) 0,25
As,max (cm2) 11,00
As (cm2) 2,36
Figura II.1 Modelo de cálculo e esforços atuantes (V - esforço transverso e M - momento fletor).
𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 = 0,26 × 𝑏 × 𝑑 ×𝑓𝑐𝑡𝑚𝑓𝑦𝑘
𝐴𝑠,𝑚𝑎𝑥 = 0,04 × 𝑏 × ℎ
(II.1)
(II.2)
88
Para a verificação da segurança à rotura por flexão, utilizou-se o método do diagrama retangular,
considerando a participação das armaduras à compressão na resistência à flexão. A resolução das
equações seguintes permite estabelecer o equilíbrio da secção, conforme a representação
esquemática apresentada na Figura II. 2, onde b é a largura da secção, d é a altura útil da secção, d2
é a distância das armaduras superiores ao topo da secção, 𝑥 é a distância da linha neutra ao topo da
secção, 𝐹𝐶 é a força de compressão no betão, 𝐹𝑠1 é a força de tração nas armaduras, 𝐹𝑠 é a força de
compressão nas armaduras, 𝐴𝑠1 é a área das armaduras inferiores (3ɸ10), 𝐴𝑠 é a área das armaduras
superiores (3ɸ6), 𝑓𝑐 é a tensão de rotura do betão à compressão, 𝑓𝑦 é a tensão de cedência do aço, 𝜀𝑠
é a extensão do aço das armaduras inferiores, 𝜀𝑠 é a extensão do aço das armaduras superiores, 𝜀𝑐 é
a extensão de compressão do betão e 𝑀𝑟 é o momento resistente da secção.
𝐹𝐶 = 0. × 𝑥 × 𝑏 × 𝑓𝑐 (II.3) 𝐹𝑠1 = 𝐴𝑠1 × 𝑓𝑦 (II.4) 𝐹𝑠 = 𝐴𝑠 × 𝐸𝑠 × 𝜀𝑠 (II.5)
𝜀𝑠 = (𝑥−𝑑2
𝑥) × 𝜀𝑐 (II.6) 𝜀𝑠1 = (
𝑑−𝑥
𝑥) × 𝜀𝑐 (II.7) ∑𝐹𝐻 = 0⇒ 𝐹𝑐 + 𝐹𝑠 = 𝐹𝑠1 (II.8)
𝑀𝑟 = 𝐹𝑠 × (𝑑 − 𝑑 ) + 𝐹𝐶 × (𝑑 − 0,4𝑥) (II.9)
Na Tabela II.2 apresenta-se a carga resistente média (Prm,flexão) e a carga resistente de
dimensionamento (Prd,flexão), assim como os parâmetros relevantes para o seu cálculo.
Tabela II.2 - Parâmetros e resultados do cálculo da resistência à flexão.
Cálculos com valores médios das propriedades dos materiais
Cálculos com valores de dimensionamento das
propriedades dos materiais
b (m) 0,25 b (m) 0,25
d (m) 0,070 d (m) 0,070
d2 (m) 0,028 d2 (m) 0,028
As,inferior (cm2) 2,36 As,inferior (cm2) 2,36
As,superior (cm2) 0,85 As,superior (cm2) 0,85
fcm,cilindros (MPa) 46,6 fcd,cilindros (MPa) 16,7
fym (MPa) 569 fyd (MPa) 434,8
Fs1 (kN) 134,0 Fs1 (kN) 102,4
Fs2 (kN) -33,0 Fs2 (kN) 3,3
Fc (kN) 167,0 Fc (kN) 99,1
x (cm) 1,8 x (cm) 3,0
Mrm (kNm) 9,1 Mrd (kNm) 5,9
Prm,flexão (kN) 39,0 Prd,flexão (kN) 25,3
For necessário verificar a hipótese de o aço se encontrar em cedência, admitindo, para tal, que a rotura
ocorre por esmagamento do betão para um nível de deformação axial de 𝜀𝑐𝑢 = 3,5‰ (extensão última
Figura II. 2 Método do diagrama retangular simplificado.
89
de compressão do betão). Assim, a extensão do aço na rotura (ao nível da armadura inferior) foi
calculada com base na expressão (II.5), sendo que a armadura superior se encontra em regime
elástico. Obteve-se uma extensão do aço de 𝜀𝑠1 = 10,2‰, valor superior à extensão média de cedência
do aço (obtida experimentalmente), 𝜀𝑠𝑦𝑚 = 4, ‰, pelo que a hipótese considerada inicialmente, de
admitir as armaduras inferiores em cedência e a rotura se dar pelo betão, está verificada.
Em relação à verificação da segurança ao estado limite último de esforço transverso, utilizou-se as
expressões seguintes, válidas para elementos sem armadura específica. Apresenta-se na Tabela II.3
os valores do esforço transverso resistente médio (Prm,corte) e de cálculo (Prd,corte), bem como os
parâmetros utilizados no seu cálculo.
Tabela II.3 - Parâmetros e resultados do cálculo da resistência ao esforço transverso.
Cálculos com valores médios das propriedades dos materiais
Cálculos com valores de dimensionamento das
propriedades dos materiais
b (m) 0,25 b (m) 0,25
d (m) 0,070 d (m) 0,070
As,inferior (cm2) 2,36 As,inferior (cm2) 2,36
Crm,c 0,18 Crm,c 0,18
k 2 k 2
,L 0,0135 ,L 0,0135
fcm,cilindros (MPa) 46,6 fcd,cilindros (MPa) 42,6
k1 0,15 k1 0,15
cp (MPa) 0 cp (MPa) 0
vmin (MPa) 0,676 vmin (MPa) 0,405
Vrm,min (kN) 11,8 Vrm,min (kN) 7,1
Vrm,c (kN) 25,0 Vrm,c (kN) 17,8
Prm,corte (kN) 50,1 Prd,corte (kN) 35,6
Com base nas Tabela II.2 e Tabela II.3, foi possível concluir que o dimensionamento das lajes foi feito
de forma a que a rotura ocorresse por esgotamento da capacidade resistente à flexão e não ao esforço
transverso, com as armaduras de aço em cedência; obtendo-se um valor de 𝑃𝑟𝑚,𝑐𝑜𝑟𝑡𝑒 𝑃𝑟𝑚,𝑓𝑙𝑒𝑥ã𝑜 = 1,2 ⁄ .
Posteriormente, aferiu-se o valor estimado da carga que provoca a fendilhação das faixas de laje (com
base nas propriedades médias dos materiais). O momento de fendilhação é dado pelo produto entre o
módulo de flexão elástico, 𝑊𝑐, e o valor médio da tensão de rotura do betão à tração, 𝑓𝑐𝑡𝑚. Obteve-se
um valor de momento de fendilhação de Mcr = 1,41 kNm, o que corresponde a uma carga de fendilhação
de Pcr,flexão = 6,05 kN.
𝑉𝑟𝑚,𝑐 = [𝐶𝑟𝑚,𝑐 × 𝑘 × (100𝜌𝐿𝑓𝑐𝑚)13⁄ + 𝑘1𝜎𝑐𝑝] × 𝑏
× 𝑑
𝑉𝑟𝑚,𝑚𝑖𝑛 = (0,035𝑘3 ⁄ 𝑓𝑐𝑚
1 ⁄ + 𝑘1𝜎𝑐𝑝) × 𝑏 × 𝑑
(II.10)
(II.11)
90
Anexo III. Desenho esquemático das carotes extraídas
Na Figura III.1 apresenta-se um esquema (em planta) da distribuição das carotes extraídas das lajes
ensaiadas e da nomenclatura adotada. Encontram-se também indicadas as distâncias longitudinais das
carotes, desde a face esquerda da faixa de laje até ao respetivo centro.
(a)
(b)
(c)
Figura III.1 - Representação esquemática da localização e nomenclatura adotada para as carotes extraídas das lajes: (a) Fogo 60 - 1; (b) Fogo 60 - 2; (c) Fogo 120 - 3.
91
Anexo IV. Cálculos justificativos do dimensionamento da laje Fogo R1
No dimensionamento da laje reparada com laminados de CFRP (Fogo 60 - R) utilizaram-se os valores
médios das propriedades dos laminados de CFRP (secção 3.6.1), do betão C25/30 obtidos nos ensaios
aos 485 dias de idade (secção 3.3.1.1), e do aço A500 não exposto a temperaturas elevadas (secção
3.3.1.2).
Para a verificação da segurança à rotura por flexão, utilizou-se o método do diagrama retangular, de
modo semelhante ao realizado para o dimensionamento das lajes de betão armado (Anexo II), com a
particularidade de se adicionar o efeito do laminado no equilíbrio da secção, conforme se ilustra na
Figura IV.1. Para tal, foi necessário incluir no equilíbrio da secção a força de tração equivalente nos
laminados (𝐹𝑓), onde 𝐴𝑓 é a área de laminados, 𝐸𝑓 é o módulo de elasticidade dos laminados e 𝜀𝑓 é a
extensão nos laminados. No cálculo das extensões, 𝑑𝑓 é a distância dos laminados ao topo da secção
e 𝜀𝑓𝑑 é o valor limite da extensão do laminado (definido na secção 3.6.1). Como o modo de rotura obtido
não foi por esmagamento do betão, as posições da linha neutra (𝑥) e da força equivalente no betão (𝐹𝐶)
foram obtidas de forma mais precisa, através dos parâmetros Ψ e δG, cujas expressões constam no
Bulletin 14 da fib [79] (equações 4-11 e 4-12, respetivamente).
𝐹𝐶 = 𝑥 × 𝑏 × 𝛹 × 𝑓𝑐 (IV.1) 𝐹𝑓 = 𝐴𝑓 × 𝐸𝑓 × 𝜀𝑓 (IV.2)
𝜀𝑠 = (𝑥−𝑑2
𝑑𝑓−𝑥) × 𝜀𝑓𝑑 (IV.3) 𝜀𝑠1 = (
𝑑−𝑥
𝑑𝑓−𝑥) × 𝜀𝑓𝑑 (IV.4) 𝜀𝑐 = (
𝑥
𝑑𝑓−𝑥) × 𝜀𝑓𝑑 (IV.5)
𝑀𝑟 = 𝐹𝑠 × (𝑑 − 𝑑 ) + 𝐹𝐶 × (𝑑 − δ𝐺𝑥) + 𝐹𝑓 × (𝑑𝑓 − 𝑑) (IV.6)
Na Tabela IV.1 apresenta-se a verificação ao estado limite último de flexão, incluindo os valores do
momento fletor resistente e carga máxima atuante.
Na verificação ao estado limite último de flexão, admitiu-se que o modo de rotura ocorre por rotura dos
laminados de CFRP (𝜀𝑓 = 𝜀𝑓𝑑 = , 4‰), antes das armaduras em cedência. Para tal, verificou-se que
as extensões do aço nas armaduras inferiores e superiores são, respetivamente, 𝜀𝑠1 = 4,5 ‰ e
𝜀𝑠 = 0,03‰, valores inferiores à extensão média de cedência do aço, 𝜀𝑠𝑦𝑚 = 4, ‰. Além disso,
verificou-se a hipótese inicialmente admitida - da rotura não ocorrer por esmagamento do betão – pelo
que se verificou um valor de extensão de compressão no betão de 𝜀𝑐 = 3,01‰, inferior à extensão
última de compressão do betão (𝜀𝑐𝑢 = 3,5‰).
A verificação da segurança ao estado limite último de esforço transverso foi feita de modo análogo ao
descrito no Anexo II. Desprezou-se a contribuição dos laminados para a resistência ao corte (por ser
Figura IV.1 - Método do diagrama retangular simplificado.
92
insignificante). Apresenta-se na Tabela IV.1 os parâmetros utilizados nesta verificação e o resultado
obtido.
Tabela IV.1 - Parâmetros e resultados do cálculo da resistência à flexão e ao esforço transverso.
Cálculo da resistência à flexão Cálculo da resistência ao esforço
transverso
b (m) 0,25 b (m) 0,25
d (m) 0,070 d (m) 0,070
d2 (m) 0,028 As,inferior (cm2) 2,36
df (m) 0,100 Crm,c 0,18
Ψ 0,778 k 2
δG 0,405 ,L 0,0135
Ff (kN) 36,9 fcd,cilindros (MPa) 46,6
Fs1 (kN) 213,9 k1 0,15
Fs2 (kN) -0,5 cp (MPa) 0
Fc (kN) 251,3 vmin (MPa) 0,676
x (cm) 2,77 Vrm,min (kN) 11,8
Mrm (kNm) 15,9 Vrm,c (kN) 25,0
Prm,flexão (kN) 67,9 Prm,corte (kN) 50,1
Pode-se concluir que o modo de rotura da laje reparada com laminados de CFRP ocorre por
esgotamento da capacidade resistente ao esforço transverso, para um nível de carga atuante de
Prm,corte = 50,1 kN.
93
Anexo V. Resultados dos ensaios da propagação da velocidade
ultrassónica
Nas tabelas seguintes apresentam-se os resultados dos ensaios da velocidade de propagação, obtidos
para as amostras de betão de cada laje.
Ta
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la V
.2 –
Resu
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5,0
22
,94
67
22
4,4
43
85
23
,94
47
72
3,7
45
11
14
73
%0
,90
C3
0,5
35
4,6
27
,73
89
92
7,9
38
71
27
,93
87
12
7,8
38
80
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0%
0,7
7
C4
0,6
45
5,0
24
,93
63
92
7,9
38
35
27
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87
72
6,8
37
84
12
73
%0
,75
C5
0,8
45
3,4
28
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80
62
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37
80
28
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32
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38
20
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0,7
6
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12
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0,9
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,40
76
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4,9
41
61
11
,95
21
01
2,9
48
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0 -
3.
96
Anexo VI. Resultados numéricos da distribuição da temperatura
Recorreu-se a um modelo numérico de elementos finitos, descrito em [80], para obter a distribuição da
temperatura no betão ao longo da espessura da laje, na secção de meio vão, para 60 e 120 minutos
de exposição ao fogo. Os resultados numéricos apresentam-se na Figura VI.1.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100
Dis
tân
cia
à fa
ce
exp
os
ta [m
m]
Temperatura [℃]
t = 60 minutos
t = 120 minutos
Figura VI.1 - Distribuição da temperatura em altura de laje.
97
Anexo VII. Resultados dos ensaios do esclerómetro
Nas tabelas seguintes apresentam-se os resultados dos ensaios do esclerómetro, realizados quer na
face inferior das lajes, quer em amostras de betão delas extraídas.
1 2 3 4 5 Média Sn Cv fcm (MPa) Sn (MPa) Cv
R1-1 72,50 42 35 38 45 38 39,6 3,91 10% 41,2 7,2 17%
R1-2 84,00 38 44 40 42 34 39,6 3,85 10% 41,2 7,0 17%
R1-3 96,50 42 48 42 42 44 43,6 2,61 6% 48,8 4,8 10%
40,9 3,8 9% 43,7 7,0 16%
AmostraProfundidade
média (mm)
fcm,cubo (MPa)Medições do Índice Esclerométrico (N)
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Média Sn Cv fcm (MPa) Sn (MPa) Cv
B1 0,10 44 44 52 47 46 48 48 47 47 49 47 2 5% 55,4 4,7 8%
C1 0,10 54 48 48 50 52 49 48 62 48 47 51 5 9% 62,2 9,1 15%
B3 0,45 48 42 43 41 42 42 42 40 40 42 42 2 5% 46,2 4,2 9%
B5 0,78 41 39 38 40 38 36 38 39 41 39 39 2 4% 39,8 3,0 8%
C5 0,78 36 36 36 42 38 38 39 40 39 37 38 2 5% 38,2 3,9 10%
B7 1,14 41 40 45 41 42 41 39 41 40 42 41 2 4% 44,3 3,0 7%
fcm,cubo (MPa)Amostra
Medições do Índice Esclerométrico (N)Distância
(m)
1 2 3 4 5 Média Sn Cv fcm (MPa) Sn (MPa) Cv
A1-1 55,00 43 38 34 40 37 38 3 9% 38,8 6,1 16% 0,89
A1-2 66,00 39 39 35 28 43 37 6 15% 36,2 9,8 27% 0,83
A1-3 77,50 39 38 31 34 35 35 3 9% 33,6 5,6 17% 0,77
A1-4 90,00 37 37 45 40 38 39 3 9% 40,6 6,3 16% 0,93
A1-5* 102,50
A2-1 55,00 30 32 38 30 29 32 4 11% 27,4 6,2 23% 0,63
A2-2 68,00 32 30 34 30 28 31 2 7% 25,6 3,9 15% 0,59
A2-3 80,00 32 30 32 30 28 30 2 6% 25,0 3,0 12% 0,57
A2-4* 92,00 32 25 30 32 30 3 11% 24,3 5,2 21% 0,55
A3-1 55,00 31 35 23 27 32 30 5 16% 24,2 7,4 30% 0,55
A3-2 67,00 33 36 28 31 26 31 4 13% 25,6 6,3 25% 0,59
A3-3 77,50 32 41 30 34 32 34 4 13% 31,0 7,7 25% 0,71
A3-4 91,00 28 30 32 24 28 28 3 10% 21,8 4,8 22% 0,50
A5-1 55,00 26 33 28 29 24 28 3 12% 21,2 5,3 25% 0,48
A5-2 66,50 30 23 23 26 26 26 3 11% 17,6 4,1 23% 0,40
A5-3 78,50 29 28 25 28 22 26 3 11% 19,0 4,0 21% 0,43
A5-4 91,00 21 20 22 22 20 21 1 5% 11,4 1,5 13% 0,26
A6-1 55,00 30 28 24 24 26 26 3 10% 18,6 3,9 21% 0,43
A6-2* 67,50 30 25 28 28 28 2 7% 20,8 2,9 14% 0,47
fcm,cubo/
fcm,Ref
Profundidade
média (mm)
fcm,cubo (MPa)Medições do Índice Esclerométrico (N)
* Não se realizaram as 5 leituras do índice esclerométrico devido ao aparecimento de f issuração durante o ensaio ou devido à
espessura reduzida da amostra
Amostra
Tabela VII.1 - Resultados do ensaio esclerométrico a provetes de referência (a temperatura ambiente).
Tabela VII.2 - Resultados do ensaio esclerométrico realizado na face inferior da laje Fogo 60 -1.
Tabela VII.3 - Resultados do ensaio esclerométrico realizado em amostras da laje Fogo 60 - 2.
98
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Média Sn Cv fcm (MPa) Sn (MPa) Cv
N1 0,10 38 43 44 41 44 42 44 44 43 44 43 2 5% 46,7 3,5 7%
N2 0,32 22 29 20 26 29 28 30 28 31 27 27 3 13% 19,9 5,0 25%
N3 0,64 30 26 28 20 34 26 26 34 29 29 28 4 15% 21,7 6,3 29%
N4 0,89 29 29 28 28 30 38 32 29 32 22 30 4 14% 24,2 6,4 26%
Medições do Índice Esclerométrico (N)Amostra
Distância
(m)
fcm,cubo (MPa)
1 2 3 4 5 Média Sn Cv fcm (MPa) Sn (MPa) Cv
E1-1 55,82 33 32 32 29 28 31 2 7% 25,8 3,6 14% 0,59
E1-2 65,69 30 40 28 34 36 34 5 14% 30,4 8,3 27% 0,70
E1-3 75,32 28 28 32 28 27 29 2 7% 22,2 3,3 15% 0,51
F1-1 55,24 40 32 37 35 38 36 3 8% 35,4 5,3 15% 0,81
F1-2 67,89 35 35 27 27 31 31 4 13% 26,4 6,5 25% 0,60
F1-3 80,36 34 35 42 30 31 34 5 14% 32,0 8,6 27% 0,73
F1-4* 92,71
F12-1 77,04 28 30 26 28 44 31 7 23% 26,6 12,7 48% 0,61
F12-2 89,50 33 29 30 25 25 28 3 12% 22,0 5,1 23% 0,50
F12-3* 101,79 20 20 20 0 0% 10,0 0,0 0% 0,23
E12-1 72,90 27 27 23 32 26 27 3 12% 20,0 5,1 25% 0,46
E12-2 85,34 27 28 23 29 27 27 2 9% 19,6 3,4 17% 0,45
E12-3 97,67 24 42 25 27 22 28 8 29% 22,2 13,6 61% 0,51
F2-1 77,73 37 32 21 33 31 31 6 19% 26,0 9,2 35% 0,59
F2-2 90,20 29 29 31 29 23 28 3 11% 21,8 4,5 21% 0,50
E3-1 62,61 23 24 20 20 30 23 4 18% 14,6 5,7 39% 0,33
E3-2 73,44 23 36 23 28 20 26 6 24% 18,6 9,5 51% 0,43
E3-3 85,57 26 25 25 23 23 24 1 5% 16,0 1,9 12% 0,37
E3-4 101,15 22 22 20 20 20 21 1 5% 11,2 1,6 15% 0,26
F4-1 63,61 23 27 23 22 20 23 3 11% 14,2 3,6 26% 0,32
F4-2 75,69 22 28 20 25 27 24 3 14% 16,2 4,7 29% 0,37
F4-3 88,00 24 30 23 20 22 24 4 16% 15,2 5,3 35% 0,35
F4-4 102,35 25 25 20 27 20 23 3 14% 14,8 4,5 31% 0,34
E4-1 75,64 26 29 25 26 26 26 2 6% 18,8 2,4 13% 0,43
E4-2 88,03 29 31 31 27 26 29 2 8% 22,6 3,6 16% 0,52
E4-3* 100,26
* Não se realizaram as 5 leituras do índice esclerométrico devido ao aparecimento de f issuração durante o ensaio ou devido à
espessura reduzida da amostra
fcm,cubo/
fcm,Ref
Profundidade
média (mm)
Medições do Índice Esclerométrico (N) fcm,cubo (MPa)Amostra
Tabela VII.5 - Resultados do ensaio esclerométrico realizado na face inferior da laje Fogo 120 - 3.
Tabela VII.4 - Resultados do ensaio esclerométrico realizado em amostra da laje Fogo 120 - 3.
99
Anexo VIII. Resultados dos ensaios do Fire Behaviour Test
Nas tabelas seguintes apresentam-se os resultados do ensaio do FBTest, realizados em discos
provenientes de carotes das lajes.
Tabela VIII.1 - Resultados do ensaio do FBTest realizado em amostras da laje Fogo 60 - 1.
Tabela VIII.2 - Resultados do ensaio do FBTest realizado em amostras da laje Fogo 60 - 2.
AmostrasDistância
longitudinal (m)
Profundidade
média (mm)
Espessura
e (mm)
Diâmetro D
(mm)
Massa
seca (g)
Massa
saturada (g)
Absorção de
água (%)
Taxa ensaio
(kN/s)
Força rotura
Nc (kN)
fctm
(MPa)
B1-1 0,13 4,95 9,90 63,19 74,54 78,14 4,83 0,05 2,97 3,02
B1-3 0,13 33,26 10,96 64,02 75,53 79,25 4,93 0,06 2,03 1,84
B1-4 0,13 48,28 11,20 64,7 77,62 81,13 4,52 0,06 3,11 2,73
B1-5 0,13 63,49 11,33 63,49 77,27 80,83 4,61 0,06 4,30 3,80
B3-6 0,53 75,29 11,18 63,22 75,12 79,87 6,32 0,06 2,57 2,31
B3-7 0,53 90,62 11,59 63,85 73,12 77,81 6,41 0,06 2,81 2,42
B3-8 * 0,53 102,85 5,00 63,81 36,94 38,8 5,04
B45-7 0,71 91,28 11,27 63,89 76,17 81,08 6,45 0,06 2,07 1,83
B45-8 0,71 105,87 10,03 63,9 61,75 65,17 5,54 0,05 2,16 2,15
B5-7 0,84 90,41 11,54 63,91 77,24 81,64 5,70 0,06 2,35 2,03
B5-8 0,84 104,96 9,68 64,02 67,58 71,65 6,02 0,05 2,28 2,34
B6-7 0,985 91,37 11,46 64 79,35 84,1 5,99 0,06 2,10 1,82
B6-8 0,985 105,59 9,10 63,72 59,30 62,48 5,36 0,05 2,48 2,72
B8-4 1,40 46,39 11,14 63,7 76,02 79,97 5,20 0,06 2,01 1,81
B8-5 1,40 61,63 11,45 64,16 77,89 81,45 4,57 0,06 3,49 3,02
B8-6 1,40 77,11 11,63 63,86 80,34 84,25 4,87 0,06 3,28 2,81
B8-7 1,40 92,58 11,43 64,03 81,22 85,01 4,67 0,06 3,60 3,13
B8-8 1,40 106,29 8,11 64 46,54 48,74 4,73 0,04 2,19 2,68
* Ensaio não realizado por se tratar de uma amostra de reduzida espessura
AmostrasDistância
longitudinal (m)
Profundidade
média (mm)
Espessura
e (mm)
Diâmetro D
(mm)
Massa
seca (g)
Massa
saturada (g)
Absorção de
água (%)
Taxa ensaio
(kN/s)
Força rotura
Nc (kN)
fctm
(MPa)
D2-1 0,625 9,89 19,78 64,09 141,39 149,74 5,91 0,10 1,45 0,73
D2-2 0,625 33,54 19,81 63,71 140,19 149,09 6,35 0,10 2,22 1,12
D2-3 0,625 57,41 20,23 63,73 143,47 152,93 6,59 0,10 2,76 1,36
D2-4 0,625 81,42 20,10 64,29 142,48 150,93 5,93 0,10 3,88 1,91
D2-5 0,625 104,07 17,50 63,81 119,68 127,24 6,32 0,09 5,42 3,09
D3-1 0,70 10,40 20,80 64,82 139,11 148,33 6,63 0,11 0,65 0,31
D3-2 0,70 34,78 20,25 63,78 142,76 151,9 6,40 0,10 2,94 1,45
D3-3 0,70 58,94 20,37 63,70 144,38 153,21 6,12 0,10 4,07 2,00
D3-4 0,70 83,03 20,12 63,86 140,23 148,8 6,11 0,10 3,76 1,87
D3-5 0,70 104,27 14,65 64,14 101,27 107,44 6,09 0,07 4,40 2,98
D4-1 0,79 4,97 9,93 63,77 63,72 68,04 6,78 0,05 0,31 0,31
D4-2 0,79 18,51 9,46 63,98 56,38 60,67 7,61 0,05 0,71 0,74
D4-3 0,79 37,20 20,22 63,81 143,20 151,67 5,91 0,10 2,00 0,99
D4-4 0,79 61,25 20,18 63,70 142,31 150,24 5,57 0,10 3,20 1,58
D4-5 0,79 85,42 20,46 63,81 147,75 155,74 5,41 0,10 4,11 2,00
D4-6 0,79 106,38 13,75 63,82 89,87 95,25 5,99 0,07 3,68 2,67
D5-1 0,875 10,17 20,34 64,08 136,9 145,37 6,19 0,10 1,41 0,69
D5-2 0,875 34,29 20,19 63,58 143,35 151,55 5,72 0,10 1,54 0,76
D5-3 0,875 58,35 20,24 63,69 144,4 153,36 6,20 0,10 2,48 1,22
D5-4 0,875 82,65 20,65 63,65 144,04 152,74 6,04 0,10 3,20 1,55
D5-5 0,875 103,66 13,67 63,66 100,11 105,07 4,95 0,07 2,88 2,11
D6-1 0,96 10,37 20,74 64,15 135,22 142,35 5,27 0,10 0,46 0,22
D6-2 0,96 34,78 20,37 63,65 135,34 142,61 5,37 0,10 1,77 0,87
D6-3 0,96 58,99 20,35 63,43 146,55 153,68 4,87 0,10 3,00 1,48
D6-4 0,96 83,15 20,27 63,22 143,49 151,79 5,78 0,10 3,90 1,94
D6-5 0,96 105,05 15,84 63,66 112,41 118,21 5,16 0,08 4,50 2,84
D7-1 1,39 10,38 20,75 63,91 149,57 156,01 4,31 0,10 4,97 2,39
D7-2 1,39 34,82 20,44 63,83 146,30 153,41 4,86 0,10 4,43 2,16
D7-3 1,39 58,97 20,15 63,86 143,58 150,59 4,88 0,10 5,36 2,65
D7-4 1,39 82,85 19,92 63,89 144,48 151,48 4,84 0,10 5,79 2,90
D7-5 1,39 105,23 17,14 63,71 119,18 125,01 4,89 0,09 8,96 5,22
100
Tabela VIII.4 - Resultados do ensaio do FBTest realizado em amostras da laje Fogo 120 - 3.
Amostras
Profundida
de média
(mm)
Espessura e
(mm)
Diâmetro
D (mm)
Massa
seca (g)
Massa
saturada
(g)
Absorção
de água
(%)
Taxa
ensaio
(kN/s)
Força rotura
Nc (kN)fctm (MPa)
R1-1 10,3 20,50 69,69 174,81 184,36 5,46 0,11 7,19 3,20
R1-2 34,8 20,89 69,74 182,38 190,61 4,51 0,11 7,13 3,12
R1-3 59,5 20,73 69,64 180,21 187,64 4,12 0,11 6,63 2,92
R1-4 84,0 20,63 69,67 182,54 188,70 3,37 0,11 7,33 3,25
R1-5 108,6 20,83 69,81 187,96 193,82 3,12 0,11 6,95 3,04
R1-6 133,4 21,23 69,74 191,77 198,43 3,47 0,12 8,33 3,58
R2-1 10,5 20,99 69,69 188,32 195,70 3,92 0,11 6,21 2,70
R2-2 35,1 20,52 69,66 184,22 190,48 3,40 0,11 5,06 2,25
R2-3 59,4 20,41 69,66 184,8 190,84 3,27 0,11 6,36 2,85
R2-4 83,7 20,54 69,59 178,43 185,68 4,06 0,11 6,93 3,09
R2-5 108,3 20,80 69,79 183,82 191,30 4,07 0,11 7,11 3,12
R2-6 133,0 20,99 69,64 182,95 191,98 4,94 0,11 8,10 3,53
Média (%) 3,98 fctm, ref (MPa) 3,01
Sn (%) 0,72 Sn (MPa) 0,33
Cv 18% Cv 11%
Tabela VIII.3 - Resultados do ensaio do FBTest a provetes de referência (a temperatura ambiente).
AmostrasDistância
longitudinal (m)
Profundidade
média (mm)
Espessura
e (mm)
Diâmetro D
(mm)
Massa
seca (g)
Massa
saturada (g)
Absorção de
água (%)
Taxa ensaio
(kN/s)
Força rotura
Nc (kN)
fctm
(MPa)
E1-1 0,13 9,55 15,89 69,7 131,21 137,56 4,84 0,09 1,30 0,74
E1-2 0,13 29,05 15,41 69,63 130,21 136,82 5,08 0,08 2,95 1,75
E1-3 * 0,13 63,16 45,12 69,68 410,68 429,99 4,70 0,25
E1-4 0,13 99,80 20,46 69,67 173,69 182,87 5,29 0,11 3,86 1,72
F1-1 0,13 10,72 21,44 69,80 185,79 194,29 4,58 0,12 4,96 2,11
F1-2 0,13 35,84 21,10 70,03 176,2 186,74 5,98 0,12 3,76 1,62
F1-3 0,13 60,66 20,84 69,7 177,2 186,16 5,06 0,11 4,26 1,87
F1-4 0,13 85,74 21,61 69,77 173,13 183,24 5,84 0,12 5,19 2,19
F1-5 0,13 105,44 10,09 69,62 80,69 84,75 5,03 0,06 2,19 1,98
F12-1 0,50 54,54 21,07 64,15 174,02 185,48 6,59 0,11 2,87 1,35
F12-2 0,50 79,28 20,72 63,65 175,56 185,77 5,82 0,10 4,26 2,06
F12-3 * 0,50 101,79 16,59
E12-1 0,54 46,32 21,03 68,51 153,13 162,71 6,26 0,11 2,23 0,98
E12-2 0,54 71,08 20,80 69,42 173,17 183,00 5,68 0,11 2,66 1,17
E12-3 0,54 97,67 24,67 69,63 209,77 222,32 5,98 0,13 3,59 1,33
F2-1 0,64 55,95 21,09 69,5 171,20 181,93 6,27 0,12 1,61 0,70
F2-2 0,64 80,30 19,91 69,57 172,20 182,58 6,03 0,11 3,33 1,53
F2-3 0,64 102,08 15,95 69,61 132,70 140,03 5,52 0,09 4,60 2,64
F4-1 0,83 27,36 20,32 70,1 163,11 173,84 6,58 0,11 1,34 0,60
F4-2 0,83 51,76 20,77 70,22 171,85 181,83 5,81 0,11 2,24 0,98
F4-3 0,83 78,41 24,84 70,07 211,56 224,62 6,17 0,14 2,22 0,81
F4-4 0,83 102,35 15,33 70,09 128,51 135,71 5,60 0,08 1,53 0,91
E4-1 0,97 51,47 20,93 69,8 174,11 184,28 5,84 0,11 3,68 1,60
E4-2 0,97 76,09 20,61 69,76 176,52 187,07 5,98 0,11 2,55 1,13
E4-3 0,97 100,26 20,03 69,67 173,54 183,03 5,47 0,11 4,98 2,27
* Disco não ensaiado por se encontrar partido ou com varão de aço no seu interior.
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