O Efeito do Fogo em Pilares Mistos Curtos de Aço-Concreto

O Efeito do Fogo em Pilares Mistos Curtos de Aço-Concreto

The Effect of The Fire in Short Composite Column of Steel-Concrete

Araujo,Ciro J.R.V.(1); Jacintho,Ana E.P.G.A.(2); Requena,João A.V.(3); Moreno Jr., Armando.L.(4)

(1) Engenheiro Civil, mestrando, Unicamp (2) Professor Doutor, Departamento de Estruturas (3) Professor Doutor, Departamento de Estruturas (4) Professor Doutor, Departamento de Estruturas

Rua Taciba 348 Jabaquara – São Paulo-SP

Resumo

A utilização de pilares mistos compostos por tubos circulares de aço preenchidos com concreto, é de grande importância na área estrutural, pois permite o trabalho em conjunto dos elementos aço e concreto, proporcionando uma maior capacidade de carga, em relação aos mesmos analisados separadamente. Um fator preponderante do colapso em estruturas metálicas, é a exposição à altas temperaturas, devido ao aço ser um eficiente condutor de calor, uma forma de reduzir este risco é introduzindo o concreto no interior dos tubos, obtendo-se um maior tempo de exposição ao fogo. Este trabalho proporcionará informações técnicas para o entendimento do comportamento dos pilares mistos curtos submetidos ao efeito de altas temperaturas, da qual é avaliada a resistência, levando em consideração o efeito do fogo segundo a NBR 14323:2003, e a não consideração deste efeito conforme a NBR 8800:2003. Foi realizado um estudo experimental que consistiu na aplicação de cargas térmicas em dois pilares mistos, com intuito de analisar o comportamento da temperatura no interior dos mesmos. Desta maneira pôde-se verificar o comportamento deste tipo de estrutura durante uma situação de incêndio.

Palavra-Chave: Efeito do fogo, Pilares Mistos, Altas temperaturas, Composite Column, Aço-concreto

Abstract

The use of concrete filled circular hollow steel columns, is of great importance in the structural area, therefore it allows to the work in set of the elements steel and concrete, providing a bigger load capacity, in relation to the same ones analyzed separately. A preponderant factor of the collapse in metallic structures, is the exposition of the high temperatures, had to the steel to be an efficient conductor of heat, a form to reduce this risk is introducing the concrete in the interior of the tubes, getting itself a bigger time of exposition to the fire. This work will provide information techniques for the agreement of the circular hollow steel-concrete columns behavior submitted to the effect of high temperatures, of which the resistance is evaluated, leading in consideration the effect of fire according to NBR 14323:2003, and not considerating this effect in agreement with the NBR 8800:2003. An experimental study that consisted of the thermal load application in two composite columns, was carried through to analyze the behavior of the temperature in the interior of the same ones. In this way the behavior of this type of structure could be verified during a fire situation.

1 Introdução

O estudo do fogo em pilares mistos é de grande importância no contexto estrutural das construções modernas, pois existem poucos trabalhos realizados neste assunto, devido ao grau de dificuldade na elaboração de estudos teóricos e experimentais.

O fogo é o principal fator de risco de colapso em estruturas metálicas, devido ao aço ser um eficiente condutor de calor. Uma forma de reduzir este risco é introduzindo concreto no interior dos tubos metálicos, que além de aumentar a capacidade de carga dos pilares, permite que estes resistam a um tempo maior de exposição à temperaturas muito altas.

Lie T.T.(1992) fez um estudo teórico do cálculo da temperatura e da resistência ao fogo de tubos de aço preenchidos com concreto. Dividiu a seção transversal dos pilares em 8 camadas para desenvolver equações da transferência de calor desde a superfície externa do pilar até núcleo do concreto.

Han et al.(2003) realizaram um estudo com 13 pilares mistos, sendo 8 sem proteção ao fogo e 5 com proteção, e analisaram o efeito de altas temperaturas nestes pilares. Compararam os resultados entre estes dois tipos de pilares mistos e observaram o ganho de resistência destes pilares se comparados aos pilares convencionais de aço.

Segundo Sayegh (2001), o motivo principal da queda das torres gêmeas nos EUA, foi devido a ocorrência de altas temperaturas por longo tempo, fruto da enorme quantidade de óleo combustível derramado na estrutura. Como o aço é um eficiente condutor de calor, a temperatura elevada das partes expostas e desprotegidas, alcançaram mais de 1000ºC, sendo que bastam 500ºC para que o aço perca 80% de sua resistência na temperatura ambiente.

O concreto tende a diminuir a sua resistência de maneira gradativa em altas temperaturas, diferentemente do aço, que apresenta queda brusca de resistência após a temperatura de 400ºC. Portanto nos pilares mistos, o concreto “absorve” o calor do aço, não deixando que o aço aumente sua temperatura rapidamente, e como resultado um aumento no tempo de exposição à altas temperaturas.

Souza e Moreno Jr.(2003) fizeram um estudo do efeito de altas temperaturas na resistência do concreto e observaram uma redução de 22% da resistência à compressão em relação aos corpos-de-prova em temperatura ambiente.

Portanto, apesar do aumento do tempo de exposição à altas temperaturas dos pilares mistos se comparadas com os pilares convencionais (tubos de aço com seção transversal circular), estima-se que ocorrerá perda de resistência de seus materiais constituintes (concreto e o aço) devido ao efeito de altas temperaturas.

Em virtude destes estudos, a perda de resistência dos pilares mistos, quando expostos à altas temperaturas depende dos seguintes fatores: tempo de exposição ao fogo, intensidade do calor, diâmetro do pilar, espessura do tubo de aço e resistência do concreto.

Portanto, existe a perda da resistência dos pilares mistos após à exposição às altas temperaturas, se comparados com os mesmos em temperatura ambiente.

1.1 Problema Analisado

Este trabalho proporcionará informações técnicas para o entendimento do comportamento de pilares mistos curtos submetidos ao efeito de altas temperaturas, da qual consiste em determinar a perda da resistência destes pilares, após serem submetidos às altas temperaturas, através de ensaios de laboratório, controlando a temperatura aplicada.

Os ensaios sob altas temperaturas consistem em determinar o tempo que o núcleo de concreto dos pilares mistos leva para atingir a temperatura do incêndio, onde o forno utilizado para os ensaios, tem a taxa de elevação da temperatura baseada na curva de incêndio-padrão da ISO 834:1999.

Neste trabalho está sendo avaliado o cálculo da resistência dos pilares mistos, levando em consideração o efeito do fogo segundo a NBR 14323:2003, e sem a consideração deste efeito. Com isto visa-se avaliar qual a perda da capacidade resistente dos pilares mistos curtos quando projetados levando em consideração a hipótese de um incêndio, para um tempo requerido mínimo de incêndio de 120 min, e o quanto estes elementos ficam inseguros quando esta hipótese não é considerada.

Utiliza-se para o estudo comparativo da resistência de cálculo dos pilares mistos curtos, projetados conforme as normas NBR 14323:2003 e NBR 8800:2003, tubos de aço com seção transversal circular sem costura e concreto com cimento CP-V. Nos tubos de aço, são utilizados dois diâmetros e duas espessuras diferentes, e no concreto, utiliza-se duas resistências características à compressão - f . São fixadas 3 temperaturas de _ck 300ºC, 450ºC e 600ºC, onde a elevação da temperatura segue a curva padrão da ISO 834:1999. (vide Tabela 1)

A Tabela 2 apresenta a comparação entre os resultados de resistência dos pilares mistos expostos à altas temperaturas, conforme a NBR 14323:2003, e os pilares mistos em temperatura ambiente, de acordo com a NBR 8800:2003, com o intuito de verificar a performance destes pilares mistos. Foi estabelecida uma altura padrão de 30 cm para todos os pilares, respeitando as dimensões internas do forno, já existente na Unicamp. Os cálculos foram baseados no projeto da norma NBR 8800:2003 para a determinação do índice de esbeltez λ , ficando este parâmetro dentro dos limites dos pilares considerados como curtos, segundo a NBR 8800:2003, bem como outros aspectos de dimensionamento. Devido ao fato das resistências dos pilares terem sido calculadas pela NBR 8800:2003, para uma situação real de projeto em termos de Brasil, a NBR 14323:2003, servirá como um parâmetro de comparação dos resultados da resistência e tempo de exposição ao fogo.

As variáveis envolvidas neste estudo comparativo foram: D diâmetro externo (mm);

e espessura do tubo (mm); Temp. Temperatura (ºC);

y

f Resistência característica à compressão do aço (MPa); ck

f Resistência característica à compressão do concreto (MPa); 0

λ Índice de esbeltez relativo na temperatura ambiente, segundo a NBR 8800:2003;

θ

RD

N Força Normal Resistente de Cálculo na temperatura Ambiente, segundo a NBR

8800:2003; RD

fi

N _, Força Normal Resistente de Cálculo na temperatura θ, segundo a NBR 14323:2003;

Pw Tubo de Aço com índice w variando de (1 à 4) conforme o diâmetro e espessura; Cz Concreto com índice z variando de (1 à 2), conforme o f ; _ck

Tk Temperatura com índice k variando de (1 à 3), conforme a temperatura do forno. Tabela 1. Características dos Materiais Utilizados na Confecção dos Modelos

Séries Diâmetro (mm) e (mm) D/t Altura (mm) fy(MPa) fck(MPa) Temp. (ºC)

P1C1T1 114,3 7,1 16,1 300 394 25 300 P1C1T2 114,3 7,1 16,1 300 394 25 450 P1C1T3 114,3 7,1 16,1 300 394 25 600 P1C2T1 114,3 7,1 16,1 300 394 50 300 P1C2T2 114,3 7,1 16,1 300 394 50 450 P1C2T3 114,3 7,1 16,1 300 394 50 600 P2C1T1 114,3 8,6 13,29 300 394 25 300 P2C1T2 114,3 8,6 13,29 300 394 25 450 P2C1T3 114,3 8,6 13,29 300 394 25 600 P2C2T1 114,3 8,6 13,29 300 394 50 300 P2C2T2 114,3 8,6 13,29 300 394 50 450 P2C2T3 114,3 8,6 13,29 300 394 50 600 P3C1T1 141,3 7,1 19,9 300 394 25 300 P3C1T2 141,3 7,1 19,9 300 394 25 450 P3C1T3 141,3 7,1 19,9 300 394 25 600 P3C2T1 141,3 7,1 19,9 300 394 50 300 P3C2T2 141,3 7,1 19,9 300 394 50 450 P3C2T3 141,3 7,1 19,9 300 394 50 600 P4C1T1 141,3 8,7 16,24 300 394 25 300 P4C1T2 141,3 8,7 16,24 300 394 25 450 P4C1T3 141,3 8,7 16,24 300 394 25 600 P4C2T1 141,3 8,7 16,24 300 394 50 300 P4C2T2 141,3 8,7 16,24 300 394 50 450 P4C2T3 141,3 8,7 16,24 300 394 50 600

Tabela 2 – Resultados comparativos entre as normas NBR 8800:2003 e NBR 14323:2003 Série λ₀ λ_0,θ NRD (Kgf) RD fi N _, (Kgf) RD RD fi N N _,

t (min) _{Aço (ºC)} Temp. Concr. Temp. (ºC) P1C1T1 0,103 0,124 91400 88454 0,97 120 300 300 P1C1T2 0,103 0,13 91400 78330 0,86 120 450 450 P1C1T3 0,103 0,139 91400 42567 0,47 120 600 600 P1C2T1 0,103 0,133 111100 105177 0,95 120 300 300 P1C2T2 0,103 0,139 111100 92102 0,83 120 450 450 P1C2T3 0,103 0,151 111100 51420 0,46 120 600 600 P2C1T1 0,092 0,123 105000 101406 0,97 120 300 300 P2C1T2 0,092 0,129 105000 90062 0,86 120 450 450 P2C1T3 0,092 0,137 105000 48596 0,46 120 600 600 P2C2T1 0,092 0,131 123500 117141 0,95 120 300 300 P2C2T2 0,092 0,137 123500 103020 0,83 120 450 450 P2C2T3 0,092 0,148 123500 56926 0,46 120 600 600 P3C1T1 0,103 0,101 121500 116759 0,96 120 300 300 P3C1T2 0,103 0,106 121500 103021 0,85 120 450 450 P3C1T3 0,103 0,115 121500 56478 0,46 120 600 600 P3C2T1 0,103 0,11 153200 143719 0,94 120 300 300 P3C2T2 0,103 0,115 153200 125224 0,82 120 450 450 P3C2T3 0,103 0,129 153200 70752 0,46 120 600 600 P4C1T1 0,09 0,10 138900 134343 0,97 120 300 300 P4C1T2 0,09 0,105 138900 118949 0,86 120 450 450 P4C1T3 0,09 0,113 138900 64663 0,47 120 600 600 P4C2T1 0,09 0,108 169000 159963 0,95 120 300 300 P4C2T2 0,09 0,113 169000 140048 0,83 120 450 450 P4C2T3 0,09 0,124 169000 78227 0,46 120 600 600

1.2 Estudo analítico do dimensionamento do Pilar Misto de aço-concreto em situação de incêndio, segundo a NBR 14323 : 2003

A força normal resistente de cálculo dos pilares mistos em situação de incêndio é determinada da seguinte forma: N_fi,Rd =χ_fiN_fi,pl,Rd, sendo necessário calcular força normal de plastificação de cálculo em situação de incêndio (N_fi,pl,Rd). Esta depende da soma dos produtos das áreas dos elementos que constituem os pilares mistos com seus respectivos limites de escoamento, conforme a seguir:

(

) (

_∑

)

∑

De acordo com Costa(2001) o módulo de elasticidade e a tensão de escoamento do aço sofrem redução com o aumento da temperatura. O módulo de elasticidade está relacionada à rigidez axial. A tensão de escoamento está relacionada à resistência da peça estrutural aos esforços internos oriundos do carregamento aplicado. Segundo a NBR 14323:2003, os fatores de redução, relativos aos valores a 20ºC, para a resistência ao escoamento dos aços laminados e módulo de elasticidade dos aços laminados, em temperatura elevada, respectivamente K_y,θ e K_E,θ , estão na Tabela 3.

Para determinar a redução da resistência ao escoamento do aço, deve-se utilizar a temperatura do aço, (entrar na Tabela 3), e retirar o valor do fator de redução correspondente de K_y,θ.

Tabela 3 – Fatores de redução para o aço

Temperatura do aço θ_a em ºC

Fator de redução para a resistência ao escoamento

θ

,

y K

Fator de redução para o módulo de elasticidade θ , E K 20 1,000 1,0000 100 1,000 1,0000 200 1,000 0,9000 300 1,000 0,8000 400 1,000 0,7000 500 0,780 0,6000 600 0,470 0,3100

y y y f f K ,_θ = ,θ => fy,θ =Ky,θ.fy (02)

O mesmo é feito para o concreto, utilizando a Tabela 4.

Tabela 4 – Fatores de redução para o concreto

Temperatura do concreto

c

θ em ºC

Fator de redução para resistência característica à compressão do concreto de densidade normal θ , cn K Fator de redução módulo de elasticidade do concreto de densidade normal θ , Ecn K Deformação do concreto de densidade normal correspondente a f_ckn,θ 3 , 10 − x cunθ ε 20 1,000 1,000 2,5 100 0,950 0,940 3,5 200 0,900 0,820 4,5 300 0,850 0,700 6,0 400 0,750 0,580 7,5 500 0,600 0,460 9,5 600 0,450 0,340 12,5

Para valores intermediários da temperatura do concreto pode ser feita interpolação linear

ckn ckn cn f f K ,_θ = ,θ => fckn,θ = Kcn,θ fckn (03) Portanto, utilizando a equação (01), calcula-se o Nfi,pl,RD (04) É necessário verificar o fator de reduçãoχ_fi, para isto deve ser determinado o valor do índice de esbeltez reduzido em situação de incêndio conforme a equação (05):

cr fi RD pl fi N N , , , , 0θ = λ (05)

Deve ser determinada a carga de flambagem de Euler ou carga elástica crítica em situação de incêndio N_fi,cr, que leva em consideração a rigidez da seção e o comprimento de flambagem em situação de incêndio, como pode ser visto na equação (06).

( )

Para isso, deve-se calcular a rigidez efetiva do pilar misto à flexão, obtida pela somatória dos produtos entre os módulos de elasticidade, coeficiente de redução e

momento de inércia, de cada elemento constituinte do pilar misto, conforme a equação (07).

( )

_∑

(

)

_∑

(

)

O aço e o concreto sofrem redução do módulo de elasticidade quando submetidos a altas temperaturas. Para determinar o módulo de elasticidade do aço na temperatura de incêndio, deve-se utilizar a temperatura em que o mesmo se encontra, (entrar na Tabela 3), conforme explicado anteriormente e retirar o valor do fator de redução correspondente de KE,_θ . E E KE θ θ = , => Eθ =KE,θE (08)

O mesmo é feito para o concreto, utilizando a Tabela 4.

θ θ θ _ε , , , cun ckn cun f E = => θ θ θ _ε , , , . cun ckn cn cun f K E = (09) onde: ckn cn ckn K f f _,θ = _,θ . (10) θ

ε_cun, obtido através da Tabela 4 (11)

Conforme Vargas (2003), a resistência ao fogo é estabelecida em forma de tempo sendo por meio do TRRF ( tempo requerido de resistência ao fogo), presente na norma NBR 14432:2000, onde os tempos mínimos de exposição ao fogo são estabelecidos entre 30 e 120 minutos, com intervalos de 30 minutos, em função da altura da edificação, da área do pavimento, da ocupação do edifício, das medidas de proteções ativas, entre outras. A Tabela 5, apresenta os fatores de redução, referentes aos tempos mínimos de exposição ao fogo, de acordo com a NBR 14432:2000.

Conforme Queiroz (2001), a norma NBR 14432:2000, estabelece as condições, relativas aos elementos estruturais, que devem ser atendidas pelas edificações para que, na ocorrência de incêndio, seja evitado o colapso da estrutura. Conforme este autor, os critérios estabelecidos nesta norma baseiam-se na elevação da temperatura dos elementos estruturais considerando as condições de exposição ao incêndio padrão.

Tabela 5 – Coeficientes de redução ϕ_i,θ

Tempo requerido de resistência ao fogo (minutos)

Tubo de aço θ ϕ_a, Concreto ϕ_c,θ 30 1,0 0,8 60 0,9 0,8 90 0,8 0,8 120 1,0 0,8

Através da equação (7) determina-se a rigidez efetiva do pilar misto.

( )

_∑

(

)

_∑

(

)

Após determinada a rigidez efetiva do pilar misto a flexão, calcula-se a carga de flambagem de Euler ou carga elástica crítica em situação de incêndio

( )

, , 2 , θ π fl eff fi cr fi l EI N =

Com os resultados das equações (01) e (06), pode-se determinar o índice de esbeltez reduzido pela equação.

cr fi RD pl fi N N , , , , 0θ = λ (12)

Através do gráfico da Figura 1, utilizando o índice de esbeltez reduzido, calculado na equação (12), obtém-se o fator de redução χ_fi, através da curva a (NBR 8800:2003) correspondente aos tubos laminados sem costura, obtendo-se neste estudo um fator de redução igual à 1, pois trata-se de pilares curtos, com índice de esbeltez inferior à 0,2.

Desta maneira, com os resultados obtidos é determinada a força normal resistente de cálculo do pilares misto em situação de incêndio (N_fi,Rd = χ_fiN_fi,pl,Rd)

1.3 Estudo do efeito temperatura durante o ensaio experimental físico

Este estudo experimental consiste em aplicar carga térmica até que seja atingido 300ºC no núcleo de concreto dos pilares mistos, com intuito de verificar o comportamento da temperatura dentro dos pilares durante exposição a altas temperaturas.

Para realização deste estudo, foi utilizado tubo de aço com seção transversal circular sem costura com diâmetro de 114,3 mm e espessura de 8,6 mm e concreto com cimento CP V, com resistência a compressão - f de 41 MPa, conforme a Tabela 6. Foram ck utilizados 3 termopares para cada pilar misto ensaiado, sendo: um no núcleo do concreto, um na interface concreto-aço e um na superfície externa do tubo de aço.

Foram feitos 4 furos com uma broca de 15/64” na parte superior dos tubos, com uma distância do centro dos furos até a superfície dos tubos de 2,5 cm, com intuito de liberar o vapor de água produzido pelo aquecimento do concreto para que não houvesse risco de explosão do pilar misto devido a pressão interna ficar relativamente grande. Foram feitos dois furos na lateral dos tubos com a mesma broca para a passagem dos temopares, um na metade do tubo para a instalação do termopar que mede a temperatura no núcleo do concreto e o outro à ¼ na parte inferior do tubo que mede a temperatura na interface aço-concreto (conforme Figura 2). Além destes dois temopares citados, também foi utilizado um terceiro termopar, localizado á ¼ da parte superior do tubo, sendo este apenas encostado na superfície do tubo para medir a temperatura externa do pilar misto (conforme a Figura 3).

Figura 2 – Posicionamento dos Furos Figura 3 – Vista em Planta do Pilar Misto

]Tabela 6. Características dos Materiais Utilizados na Confecção dos Modelo

Séries Diâmetro (mm) e (mm) D/t Altura (mm) fy(MPa) fck(MPa)

Temp. forno (ºC)

EPM1 114,3 8,6 16,1 300 394 41 350

EPM2 114,3 8,6 16,1 300 394 41 361

EPM1 Ensaio do Pilar Misto 1; EPM2 Ensaio do Pilar Misto 2.

2 Resultados

Foram feitos dois ensaios, o primeiro (EPM1) consistiu na instalação do pilar misto (projetado conforme especificações da norma NBR 8800:2003, situação real de projeto em termos de Brasil, projetado em temperatura ambiente) no forno. Após este instante iniciou-se a aplicação de cargas térmicas, sendo fixada no forno uma temperatura de 350ºC. A temperatura elevou-se seguindo a curva de incêndio padrão da ISO 834:1999. Após período de tempo de 2h 35min, a superfície externa do tubo de aço alcançou a temperatura de 292ºC e houve um cruzamento entre a temperatura da interface aço-concreto com a temperatura do núcleo do aço-concreto no momento em que ambas atingiram 240ºC, ocorrendo uma inversão das temperaturas, conforme mostra a Figura 4. A temperatura final para o tubo de aço foi de 314ºC , na interface 273ºC e no núcleo de concreto 294ºC.

00:52:08 01:45:26 02:37:11 03:28:55 0 50 100 150 200 250 300 350 T em per atur a ºC Tempo Tubo Núcleo do concreto Interface aço-concreto

Figura 4 – Curvas de Tempo X Temperatura

O segundo (EPM2) ensaio, seguiu a mesma seqüência do primeiro ensaio, porém com a temperatura fixada no forno em 370ºC, para que o núcleo do concreto atingisse a temperatura de 300ºC, conforme havia sido proposto anteriormente. Neste ensaio, também houve uma inversão de temperatura (conforme Figura 5) no momento em que a temperatura do tubo atingiu 341ºC, a temperatura no núcleo de concreto e na interface atingiram 241ºC. Pôde-se observar que foi a mesma temperatura em que houve a inversão no primeiro ensaio, permitindo considerar que a instalação dos termopares estava adequada e que houve a inversão provavelmente devido à evaporação da água do concreto pelo local onde foi instalado o termopar da interface entre o aço e o concreto. Neste caso esta inversão ocorreu com 1h 37 min de ensaio, diferentemente do primeiro que foi de 2h 35min, da qual pode ser explicada devido á temperatura fixada no forno ser superior, antecipando este momento de inversão. O ensaio teve duração de 3h 07min, com as seguintes temperaturas finais: no tubo de aço 361ºC, na interface de 277ºC e no núcleo de concreto de 321ºC.

00:35:18 01:11:31 01:47:44 02:23:57 03:00:10 0 50 100 150 200 250 300 350 400 T em per at ur a º C Tempo Tubo Núcleo do concreto Interface aço-concreto

Figura 5 – Curvas de Tempo X Temperatura

A Tabela 7 apresenta os cálculos das resistências dos Pilares Mistos Curtos, com base nos resultados dos ensaios.

Tabela 7 – Resultados comparativos entre as normas NBR 8800:2003 e NBR 14323:2003, com base no ensaio de temperatura

Série λ₀ λ_0,θ NRD (Kgf) RD fi N _, (Kgf) RD RD fi N N _,

t (min) _{Aço (ºC)} Temp. Concr. Temp. (ºC) EPM1 0,103 0,136 145851 138319(*) 0,948 4,5h 314 294 EPM2 0,103 0,136 145851 138319(*) _{0,948 3h 361 321} (*) Os valores da Forças Normais Resistentes de cálculo foram iguais, devido ambos serem pilares curtos, onde o índice de esbeltez possui valor aproximado à 0,1 correspondendo à uma fator de redução χ_fi=1, conforme explicado no item 1.2.

0

λ Índice de esbeltez relativo na temperatura ambiente, segundo a NBR 8800:2003;

θ

λ_0, Índice de esbeltez relativo na temperatura θ segundo a NBR 14323:2003; RD

N Força Normal Resistente de Cálculo na temperatura Ambiente, segundo a

NBR 8800:2003; RD

fi

2.1 Conclusões parciais

Conclui-se que:

• No primeiro ensaio o pilar misto levou aproximadamente 4:30 min para obter as seguintes temperaturas finais: no tubo de aço 314ºC, na interface de 273ºC e no núcleo de concreto de 294ºC.

• No segundo ensaio o pilar misto levou aproximadamente 3:07 min para obter as seguintes temperaturas finais: no tubo de aço 361ºC, na interface de 277ºC e no núcleo de concreto de 321ºC.

• Foi observado que a temperatura no momento em que ocorreu a inversão foi de aproximadamente 240ºC para os dois ensaios, podendo-se concluir que neste momento a água de evaporação do concreto tende a diminuir a temperatura no tubo de aço, na face interna que está em contato com o concreto.

3 Agradecimentos

À Fundação de Amparo à Pesquisas do Estado de São Paulo – FAPESP, pela concessão de fundos pra aquisição de materiais, instrumentos, etc...

À Empresa Vallourec & Mannesmann Tubes, pela concessão dos tubos. À Empresa CONCREPAV, pela doação de materiais.

À equipe do Laboratório da Faculdade de Engenharia Civil da Unicamp, pelo apoio técnico.

4 Referências

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execução de estruturas de aço de edifícios. Rio de Janeiro, 2003.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 14323:2003

Dimensionamento de estruturas de aço de edifícios em situação de incêndio.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 14432:2000 Exigências de

resistência ao fogo de elementos construtivos de edificações - Procedimento.

Rio de Janeiro, 2000.

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