2º CILASCI Congresso Ibero-Latino-Americano sobre Segurança contra Incêndio Coimbra, Portugal, 29 de Maio a 1 de Junho, 2013

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1 2º CILASCI Congresso Iero-Latino-Americano sore Segurança contra Incêndio Coimra, Portugal, 29 de Maio a 1 de Juno, 2013 RESISTÊNCIA AO FOGO DE COLUNAS DE AÇO COM DILATAÇÃO TÉRMICA RESTRINGIDA E INSERIDAS EM PAREDES António M. Correia Proessor IPC - Coimra Portugal João P. Rodrigues * Proessor UC - Coimra Portugal Paulo Vila Real Proessor UA - Aveiro Portugal Palavras-cave: ogo, resistência, coluna, aço, paredes. 1. INTRODUÇÃO O comportamento ao ogo de colunas de aço inseridas em paredes de ediícios é sustancialmente dierente das colunas quando isolados [1]. O contato com as paredes provoca por um lado um eeito de redução das temperaturas, o que é de certa orma avorável em termos de comportamento ao ogo, e por outro um aquecimento dierencial das seções levando ao aparecimento de esorços desavoráveis. A este enómeno designa-se Termal Bowing [2]. O eeito provocado pelo aquecimento dierencial deve ser avaliado por uma quantiicação rigorosa das temperaturas nos peris de aço. Atendendo ao comportamento estrutural das colunas, ortemente dependente de eeitos de 2ª ordem, este é um enómeno de elevada importância que pode levar a uma redução signiicativa da resistência ao ogo das colunas. Para além do enómeno anterior temos o ato das colunas estarem restringidos, como acontece nas estruturas reais, o que inluencia o seu comportamento ao ogo [3]. 2. ENSAIOS EXPERIMENTAIS 2.1 Descrição dos ensaios Este traalo oi desenvolvido pela via experimental e numérica. Os ensaios experimentais permitiram validar e calirar o modelo numérico que oi utilizado para simular um grande * João Paulo Rodrigues Departamento de Engenaria Civil da Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade de Coimra. Rua Luís Reis Santos. Polo II da Universidade Coimra. PORTUGAL. Tele.: Fax: jpaulocr@dec.uc.pt 87

2 António M. Correia, João Paulo C. Rodrigues, Paulo Vila Real número de casos, azendo variar vários parâmetros como seja o nível de carregamento, a rigidez da estrutura circundante e a orientação do peril em relação às paredes. Figura 1 Instalação experimental (a) () (c) Figura 2 Pormenores da instalação experimental (a) Construção das paredes em contato com a coluna () Macaco idráulico e célula de carga para aplicação da carga (c) Transdutores de deslocamento no topo da coluna 2.2 Plano dos ensaios Foram realizados dois ensaios experimentais, onde oram ensaiadas colunas de aço, HEA 240, inseridos numa estrutura circundante, e em contato com paredes de alvenaria. Foram ensaiadas colunas com a alma paralela e perpendicular à parede de alvenaria com 50% da carga de rotura prevista segundo o Eurocódigo 3, parte 1-1 [4], e com um valor de rigidez da estrutura circundante de 45 kn/m. 88

3 Resistência ao ogo de colunas de aço com dilatação térmica restringida e inseridas em paredes Quadro 1 Plano dos ensaios experimentais Ensaio Peril Orientação da alma em relação à parede Espessura das paredes (mm) P 0 (kn) Nível de Carregamento E01 HEA 240 paralela E02 HEA 240 perpendicular SIMULAÇÕES NUMÉRICAS 3.1 Modelo Numérico Em termos numéricos oram realizadas várias simulações, recorrendo ao programa de elementos initos ABAQUS, para dierentes valores de carga de rotura prevista segundo o Eurocódigo 3, Parte 1-1 [4], nomeadamente 30%, 50% e 70%, e para dierentes valores de rigidez da estrutura circundante, 13, 45 e 128 kn/m. Os modelos numéricos a três dimensões simulam rigorosamente os elementos envolvidos nos ensaios experimentais, mostrando uma oa correlação em termos de temperaturas e orças de restrição geradas durante o aquecimento [5]. (a) () (c) Figura 3 Pormenores da modelação numérica (a) Mala de elementos initos () Ação térmica nas paredes (c) Ação térmica na coluna 3.2 Modelo Numérico No quadro seguinte apresentam-se os catorze casos que oram simulados em modelo de elementos initos, Foi utilizado o peril HEA240, com duas orientações da alma em relação à parede, paralela e perpendicular, três valores da rigidez da estrutura circundante, 13, 45 e 128 kn/m, e dois valores do nível de carregamento, 30 e 70% da carga de encurvadura à temperatura amiente, totalizando doze casos. Os outros dois casos oram a reprodução dos ensaios experimentais, com rigidez da estrutura circundante 45kN/m, um nível de carregamento 50%, e as duas orientações já reeridas. 89

4 António M. Correia, João Paulo C. Rodrigues, Paulo Vila Real Ensaio Quadro 2 Programa de simulações numéricas Orientação da alma relativamente à parede Rigidez da estrutura (kn/mm) Nível de Carregamento (NC) (kn) PAR-K13- Paralela (30%) PAR-K13- Paralela (70%) PAR-K45- Paralela (30%) PAR-K45- Paralela (70%) PAR-K128- Paralela (30%) PAR-K128- Paralela (70%) PAR-K45-NC50 Paralela (50%) PER-K 13- Perpendicular (30%) PER-K13- Perpendicular (70%) PER-K45- Perpendicular (30%) PER-K45- Perpendicular (70%) PER-K128- Perpendicular (30%) PER-K128- Perpendicular (70%) PER-K45-NC50 Perpendicular (50%) 4. ANÁLISE ESTRUTURAL Para a avaliação do comportamento estrutural de uma coluna de aço em contato com paredes, duas aordagens são possíveis: uma considerando um seção transversal reduzida na zona aquecida, e outra considerando diagramas de tensões plásticas, com a tensão de cedência reduzida por coeicientes dependendo da temperatura, conorme deinido na EN (2005). 4.1 Seção transversal reduzida Coluna com a alma perpendicular às paredes Neste caso, o comportamento real do coluna pode ser determinado considerando uma área reduzida do anzo aquecido, usando os coeicientes de redução da tensão de cedência eetiva relativamente à tensão de cedência a 20ºC (Quadro 3), em unção da temperatura do anzo aquecido. A tensão de cedência será considerada uniorme nesta superície (Figura 4) x 0.78 x 0.47 x 0.23 x 0.11 x 400ºC 500ºC 600ºC 700ºC 800ºC Figura 4 Análise da resistência plástica de uma coluna de aço emeido em paredes, no caso da alma perpendicular às paredes (gradiente térmico na direção da alma). 90

5 Resistência ao ogo de colunas de aço com dilatação térmica restringida e inseridas em paredes Coluna com a alma paralela às paredes Neste caso, uma seção assimétrica deverá ser considerada na análise, reduzindo o comprimento da parte dos anzos aquecida, aplicando os mesmos coeicientes de redução da EN (2005) (Quadro 3), agora aos dois meios-anzos do lado do ogo (Figura 5) x / x / x / x / x /2 400ºC 500ºC 600ºC 700ºC 800ºC Figura 5 Análise da resistência plástica de uma coluna de aço emeido em paredes, no caso da alma paralela às paredes (gradiente térmico na direção dos anzos) Quadro 3 Coeicientes de redução da tensão de cedência eetiva, em relação à tensão de cedência a 20ºC, em unção da temperatura (EN ) Temperatura (ºC) k,θ Tensão de cedência do aço reduzida Coluna com a alma perpendicular às paredes Neste caso, é considerada uma redução da tensão de cedência na superície do anzo do lado do ogo. A avaliação da resistência da seção é eetuada desenando os diagramas de tensões de cedência, e escrevendo as equações de equilírio, Esorço Axial N e Momento Fletor M. Estes diagramas variam consoante a posição do eixo, e naturalmente em unção da temperatura. A igura 6 (a) representa a situação de compressão pura, e a igura 6 () representa lexão pura, em unção da posição do eixo plástico (x é a distância do eixo plástico ao centro geométrico da seção). eixo eixo w x k. k. (a) () Figura 6 Diagramas de tensões para uma coluna de aço com a alma perpendicular à parede e com aquecimento não uniorme (gradiente térmico na direção da alma) 91

6 António M. Correia, João Paulo C. Rodrigues, Paulo Vila Real Coluna com a alma paralela às paredes Neste caso, a redução da tensão de cedência é aplicada nos meios-anzos aquecidos. De igual orma, na igura 7(a) M/M pl=0 e N/N pl é máximo, e na igura 7() N/N pl=0 e M/M pl é máximo. A posição do eixo plástico (para a situação da igura 7() é calculada so a condição de que a compressão resultante iguala a tração resultante na seção transversal írida. eixo eixo x k. k. (a) () Figura 7 Diagramas de tensões para uma coluna de aço com a alma paralela à parede e com aquecimento não uniorme (gradiente térmico na direção do anzo) Resistência das secções transversais Nas iguras seguintes ilustra-se o processo de determinação da resistência real das seções de aço, para várias situações possíveis de ocorrer. O método consiste em sudividir o diagrama de tensões em dois diagramas, um contemplando apenas momento letor (com resultante axial nula), e outro com as tensões que produzem apenas esorço axial. Desta orma, é possível calcular para cada caso as relações M/M pl e N/N pl que traduzem a real resistência da seção. eixo x t w F1 = F2 F2 = d + N = F3 + F4 F3 F4 t k. Figura 8 Diagramas de tensões para uma coluna de aço com a alma paralela à parede e aquecimento não uniorme (eixo posicionado no meio-anzo não aquecido) F1 Momento Fletor Esorço Axial M k M pl 2. 4 M M pl k (1) N.k 2. N. pl N N pl k 2 (2) 92

7 Resistência ao ogo de colunas de aço com dilatação térmica restringida e inseridas em paredes eixo w t w GC t k F4 F3 d = + F2 F1 Momento Fletor Esorço Axial N Figura 9 Diagramas de tensões para uma coluna de aço com a alma perpendicular à parede e com aquecimento não uniorme (eixo coincidente com o centro geométrico da seção caso em que d < w/2) N. d. t w (3) t t M k. 2 w w w w d..t *..t w *.t w. d * t..t * (4) eixo w t w t k d = + F2 F1 Momento Fletor F3 Esorço Axial F4 F5 Figura 10 Diagramas de tensões para uma coluna de aço com a alma perpendicular à parede e com aquecimento não uniorme (eixo coincidente com o centro geométrico da seção caso em que w/2 < d < /2 ) M k. t 2 N t w d w w..t *..t *. d.* 0, 5. d 2 w t w 2 (5) (6) 93

8 António M. Correia, João Paulo C. Rodrigues, Paulo Vila Real 5. ESTUDO PARAMETRICO Neste traalo, oi realizado um estudo paramétrico para avaliar a inluência do nível de carregamento, da rigidez da estrutura circundante, e da orientação da alma do peril em relação às paredes,. A igura 11 mostra a variação das orças de restrição P/P 0 com o tempo, para os casos com a orientação da alma paralela à parede. Analisando as curvas reerentes ao nível de carregamento 30%, constata-se que as dierenças devidas às várias rigidezes da estrutura circundante à coluna só se maniestam para valores do esorço axial P/P 0 superior a 1. Para valores de esorço axial inerior ao inicial, o que ocorre a partir dos 20 minutos de ensaio, as curvas para os dierentes valores de rigidez da estrutura circundante são coincidentes. Nestes casos, os eeitos da maior rigidez da estrutura circundante só se maniestam num maior pico de esorço axial atingido. Para os casos do nível de carregamento 70%, as conclusões são idênticas, veriicando-se assim que a resistência das colunas é praticamente independem da rigidez da estrutura circundante. Neste caso, como era espectável a resistência das colunas é maniestamente inerior do que com nível de carregamento 30%.. P/P Tempo (min) PAR-K13- PAR-K13- PAR-K45- PAR-K45- PAR-K128- PAR-K128- Figura 11 Variação das orças de restrição P/P 0 com o tempo para os casos com a orientação da alma paralela à parede A igura 12 mostra agora a variação das orças de restrição P/P 0 com o tempo, para os casos com a orientação da alma perpendicular à parede. A principal conclusão é que com o peril orientado com a alma perpendicular à parede a redução de resistência da coluna é menor. Veriica-se até que, para um nível de carregamento de 30%, nalguns casos até ocorre um aumento da resistência. Este ato parece indicar que com esta orientação do peril, o enómeno de colapso da coluna possa ser mais condicionado por lexão composta do que por encurvadura. Para o nível de carregamento 70%, as curvas são novamente praticamente coincidentes, o que mais uma vez demonstra a independência da resistência da coluna da rigidez da estrutura. 94

9 Resistência ao ogo de colunas de aço com dilatação térmica restringida e inseridas em paredes P/P Tempo (min) PER-K13- PER-K13- PER-K45- PER-K45- PER-K128- PER-K128- Figura 12 Variação das orças de restrição P/P 0 com o tempo, para os casos com a orientação da alma perpendicular à parede 6. CONCLUSÕES Deste traalo de investigação, oram oservados importantes actos sore o comportamento deste tipo de colunas em situação de incêndio, como sejam os gradientes térmicos oservados na seção transversal do peril, a inversão dos deslocamentos laterais no plano perpendicular à parede, a evolução do esorço axial de origem térmica, a inversão de momentos letores, em como o enómeno de rotura dos colunas e o comportamento em lexão induzida pela ação térmica. As orças de restrição axiais oservadas, têm maior valor no caso da alma paralela, provocadas pelo maior aquecimento da seção transversal da coluna de aço conduzindo assim a uma maior dilatação térmica da coluna. Concluiu-se tamém que a rigidez da estrutura circundante para o mesmo nível de carregamento, tem uma inluência quase desprezável na resistência da coluna. De ato, quer para a coluna com a alma paralela quer perpendicular à parede, a partir de certo momento, (que pode ser tomado como o instante em que o valor do esorço axial de origem térmica volta a tomar um valor igual ao inicial, ou próximo deste), o andamento das curvas P/P 0 é astante próximo, mesmo com dierentes valores da rigidez. No caso da alma paralela à parede, as três curvas são mesmo coincidentes, para cada um dos níveis de carregamento. Dentro das mesmas condições de carregamento e de orientação da seção relativamente às paredes, oservou-se um aumento do pico das orças de restrição com o aumento da rigidez do pórtico de restrição (como era suposto). Outro aspeto que é digno de nota, é que a ase de decréscimo dos esorços axiais de origem térmica, segue curvas astante suaves, não avendo instailizações ruscas que desenvolvam 95

10 António M. Correia, João Paulo C. Rodrigues, Paulo Vila Real esorços de origem dinâmica nas colunas, conorme pode oservar-se nas curvas de evolução das orças de restrição P/P 0 em unção do tempo, para as duas orientações estudadas. Curioso realçar o ato de nas três simulações com a alma perpendicular, e nível de carregamento pequeno (30%), após algum tempo de ensaio, o esorço axial tende a aumentar. Este ato pode ter a ver com a orma como é calculado o esorço axial a partir do ABAQUS, mas tamém pode ser justiicado pelo comportamento estrutural neste tipo de colunas, mais controlado pela lexão induzida pela ação térmica, do que por encurvadura enquanto enómeno de instailidade provocado por eeitos de 2ª. ordem, com acréscimo dos esorços provocado pela coniguração deormada da coluna. Neste sentido, alora a ideia de um comportamento mais próximo de uma viga-coluna, em vez de uma coluna sujeita apenas a esorço axial. REFERÊNCIAS [1] Correia, M., Rodrigues, J., Silva, P. (2009). Inluence o Brick walls on te Temperature Distriution in Steel Columns in Fire, Acta Poltecnica Journal o Advanced Engineering, vol.49 No.1/2009, ISSN , pp [2] Garlock, M. E. M., Quiel, S. E., (2006), Comined axial load and moment capacit o ireexposed eam-columns wit termal gradients, Proc. 4 t International Worksop or Structures in Fire (SIF 06), Vol. I, Universit o Aveiro, Portugal, pp [3] EN (2005). Eurocode 3 - Design o steel structures - Part 1.1: General Rules and rules or uildings. CEN, Brussels. [4] EN (2005). Eurocode 3 - Design o steel structures - Part 1.2: General Rules - Structural ire design. CEN, Brussels. [5] Correia, A.J.M. Fire Resistance o Steel and Composite Steel-Concrete Columns, Pd Tesis, Universit o Coimra, 2008, 500 p. 96