As normas e legislações para consideração do efeito do incêndio em edificações vêm sendo aperfeiçoadas ao longo dos anos, bem como as pesquisas do efeito do fogo sobre os elementos estruturais, sendo a pesquisa e legislação desenvolvidas proporcionalmente à economia do país.

Nas instalações industriais os sistemas são concebidos para não haver paralisação, sendo que na sua grande maioria têm sua arquitetura funcional distribuída em compartimentos isolados por paredes corta-fogo, de maneira a permitir o funcionamento de compartimentos adjacentes aos locais atingidos.

Entretanto as compartimentações não possuem os mesmos limites físicos da estrutura e o colapso global da edificação pode afetar diversos compartimentos, majorando os prejuízos humanos e materiais.

Partindo desta abordagem, o fogo passa a ser uma condição importante a ser considerada no dimensionamento das estruturas, bem como seus efeitos nas peças estruturais envolvidas, uma vez que, em caso de colapso, compromete a estabilidade estrutural da edificação, além da área delimitada pelos elementos de vedação dimensionados para suportar o tempo de incidência de altas temperaturas permitindo a total evacuação da edificação, de acordo com a legislação estadual e NBR15200: 2004 – Estruturas de concreto em situação de incêndio.

Portanto é correto afirmar que os efeitos provocados pelas altas temperaturas na estabilidade global da edificação devem ser analisados e, com isso, buscar maneiras de minimizar suas consequências através da variação da concepção estrutural e dos modelos construtivos.

Estudo de caso


O comportamento de uma edificação industrial compartimentada deve ser determinado segundo as necessidades da utilização que, em alguns casos, pode possuir função essencial em um contexto urbano.

Para este estudo será utilizada como base a tipologia de subestação abrigada empregada em projetos para a AES- AES American Energy Services, Inc- Eletropaulo e COPEL – Companhia Paranaense de Energia, respectivamente concessionárias de energia elétrica dos Estados de São Paulo e Paraná.

A edificação utilizada possui celas para três equipamentos transformadores, que são separadas por paredes corta-fogo, ficando isoladas das demais e da sala de alta tensão. O teto das células dos transformadores é o piso da sala dos exaustores, que tem a função de resfriar o ambiente durante a operação, sendo esta coberta por laje que tem continuidade na sala de alta tensão, como pode ser visto nas Figuras 3 e 4, sendo a estrutura composta basicamente por concreto armado.

Nas Figuras 3 e 4 estão apresentadas as formas estruturais da edificação em estudo.  A Figura 3 representa a estrutura de cobertura total de edificação, enquanto a Figura 4 demonstra a cobertura da sala de transformadores, e toda a nave da edificação presente em ambiente contíguo.

Este estudo tem como base a comparação do comportamento da estrutura de concreto armado sob diferentes metodologias construtivas, quando submetida à altas temperaturas, dentre as quais são:

  • Modelo I (Estrutura pré-moldada isostática): metodologia utilizada quando se emprega o pré-moldado padrão do fabricante, sem solidarizações, apenas ligações por consolos e pinos
  • Modelo II (Estrutura pré-moldada hiperestática): opção construtiva marcada pela industrialização da edificação, através da personalização do projeto de pré-moldado ao projeto funcional ou à arquitetura. Após a montagem das peças pré-fabricadas, a seção é complementada através da concretagem do capeamento, momento no qual, são inseridas armaduras para flexão negativa e continuidade
  • Modelo III: Estrutura moldada in-loco: método construtivo amplamente difundido no meio técnico, no qual é possível controlar a rigidez das ligações através da concretagem das ligações em uma única etapa

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Modelo Matemático


A modelagem numérica da estrutura será feita com o auxílio de software comercial de cálculo de estruturas de concreto armado, CAD/TQS V.14 (2009 – versão 14), onde serão discretizadas as três metodologias propostas.

Os esforços serão obtidos a partir do modelo de pórtico tridimensional, no qual as peças estruturais são inseridas através de ferramenta gráfica, efetuada a cada planta de formas, onde as dimensões das diversas peças são modeladas através da sua tipologia. A sobreposição vertical, ou seja, a montagem do pórtico espacial é feita através dos pilares e sua continuidade nos pavimentos.

Os carregamentos são inseridos nesta ferramenta, na qual o peso próprio das peças é calculado automaticamente, através de sua geometria. O efeito da temperatura nas peças estruturais será inserido através das lajes, ou seja, a diferença de temperatura entre as duas faces da peça, onde o efeito térmico será considerado.

A diferença de temperatura considerada para o processamento deve ser determinada através da natureza do principal elemento combustível, ou seja, óleo mineral ou um hidrocarboneto, devendo ser adotada a curva de hidrocarbonetos, respeitando a função descrita na equação 1, retirada do EUROCODE 1:2002.

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Onde:

θg = temperatura dos gases em OC,

t = tempo em minutos.

Esta consideração impõe à laje uma carga térmica correspondente a temperatura de 1.100ºC, após 5 minutos de incêndio, produzindo esforços que se propagam pelas demais peças estruturais, uma vez que a face aquecida sofre expansão, enquanto a oposta, retração. É correto afirmar que, as normatizações não abordam esta análise, todavia este trabalho pretende avaliar os efeitos à estabilidade da edificação variando-se o partido estrutural.

Optou-se por determinar a temperatura média da laje através dos ábacos constantes no EUROCODE part 1-2 (2004). No projeto original a laje possui altura total de 20 cm, entretanto possuía uma camada de sacrifício, ou seja, sem função estrutural com espessura de 3,0 cm. A partir desta consideração o centro da armadura encontra-se à 5,5 cm da face extrema da peça. Portanto para efeito de modelagem, foi considerada a temperatura incidente na armadura, conforme a Figura 3.

No modelo processado, a laje possui a altura de 200 mm e o tempo de exposição ao fogo de 240 minutos, bem como prescreve a legislação do Estado do Paraná, utilizada pelo Corpo de Bombeiros do Estado do Paraná, na aprovação de projetos naquele Estado da Federação. Entretanto a NBR15.200:2004, não preconiza tal utilização e obriga a consulta da normatização européia, que atende ao tempo exigido pela legislação estadual para a aprovação de projetos.

Para este estudo foram criadas duas condições de carregamento térmico, um para célula central e outro para lateral, visando simular o evento de incêndio em compartimentos distintos da mesma estrutura.

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Figura 3 – Curvas de temperatura para laje – h-20 cm – Adaptado do EUROCODE (2004)

As vigas que compõem o perímetro das lajes promovem a restrição aos esforços horizontais, oriundos do carregamento térmico, resultando na flexão da laje. Estes esforços horizontais são transmitidos para os pilares através das vigas, que tem sua rigidez lateral majorada pelo efeito do diafragma rígido formado pela laje.

Na Figura 4, é mostrado um corte esquemático da edificação onde é possível verificar que o desnível entre os pavimentos no trecho em estudo (topo do bloco – exaustores) é de 8.45 metros, compatível com edificações industriais em geral, o que permite posteriormente extrapolar este estudo.

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Figura 4 – Perfil Esquemático da edificação processada

A diferença principal entre as metodologias está na variação da rigidez entre vigas e pilares, isto é, a plastificação dos momentos negativos e na consequente variação da rigidez entre vigas e pilares. No modelo I, esta redução é de 100% (cem por cento), enquanto no modelo III não haverá redução uma vez que todas as ligações são rígidas. Para o modelo II, no qual a solidarização da estrutura é feita após a montagem, a redução da rigidez das ligações será de 15%.

Resultados do estudo


Os resultados do processamento dos modelos analisados, separados pelo carregamento para a posterior análise das informações.

Optou-se por demonstrar apenas os resultados do processamento das peças que foram afetadas pelo carregamento de incêndio através de planilha, onde estão demonstrados os nomes das peças, indicados nas Figuras 1 e 2.

Lajes

As lajes processadas neste estudo, sob a condição de carga térmica conforme descrito anteriormente, apresentam diagramas de momento fletor demonstrado nas Figuras 5 e 6, através de curvas de isovalores. Para o processamento foi utilizado como embasamento a combinação última, fornecida pela NBR8681:2003, entretanto para verificar os efeitos da ação térmica sobre uma estrutura em plena utilização, optou-se por aplicar os majoradores preconizados para atender ao Estado Limite Último – ELU, em uma condição normal de utilização.

Esta opção se justifica na medida em que este trabalho abrange as obras industriais, cujas sobrecargas não estão sujeitas às ponderações estatísticas, ou seja, muitas vezes é utilizada 100% da capacidade projetada, bem como ao fato das normatizações exigirem critérios mínimos, podendo ser alterados em cada caso.

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Neste estudo foi adotado o valor de 0,8, para o fator ψ0, conforme orientação da NBR8681:2003, em sua Tabela 6 – Valores dos fatores de combinação (ψ0) e de redução (ψ1 e ψ2) para as ações variáveis.

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Figura 5 – Envoltória de momentos fletores (Sk=Sg+0.8*Sq+0.87*Stemp) – Incêndio Célula Central – unidade: kN*m x 10²

Figura 6 – Envoltória de momentos fletores (Sk=Sg+0.8*Sq+0.87*Stemp) – Incêndio Célula Lateral unidade: kN*m x 10²

A intensidade do momento fletor demonstra a majoração dos esforços característicos de utilização da estrutura, quando acrescido o carregamento referente à temperatura. Inicialmente, os momentos positivos máximos resultantes nas lajes são de 340 kN*m e 210 kN*m, para Mx e My, respectivamente, enquanto que, durante o incêndio, estes podem atingir valores aproximados de 4000 kN*m.

No entanto apesar destes esforços limitarem o dimensionamento pelo Estado Limite Último – ELU deverá ser considerado que, a laje consegue transmitir os esforços para as vigas e, assim, cumprir sua função de absorver primeiramente as cargas distribuídas.

Sendo garantido o comportamento global da estrutura, rupturas locais são aceitas e a preparação da laje para absorção total da combinação de esforços com a carga térmica pode inviabilizar a estrutura, ou seja, a busca de uma altura útil que atenda ao Estado Limite Último, tende a elevar em demasia o peso próprio. No caso estudado, a altura total da laje que resiste aos esforços é equivalente a 40 cm e uma taxa de aço correspondente a 150 Kg/m3.

Desta maneira a tipologia das lajes é irrelevante, podendo ser maciça, alveolar ou qualquer outra disponível no mercado, na medida em que, os esforços impostos ao elemento estrutural, em caso de incêndio, impossibilitam que haja o dimensionamento das lajes, devido à incidência direta da ação sob o elemento. Visto que as dimensões necessárias, nas condições deste estudo, para atender ao Estado Limite Último – ELU resultam no aumento 100% do peso próprio das lajes, impactando diretamente às demais peças estruturais.

Cabe ressaltar que a NBR15.200:2003, permite rupturas locais, desde que seja garantida a estabilidade global da estrutura, o que justifica aceitar rupturas localizadas da laje, evitando assim um aumento exagerado das demais peças.

Lajes

A Tabela 1 representa os esforços axiais dos pilares para o carregamento permanente e acidental, respectivamente, proporcional à área de influência. Pode se verificar que os pilares pertencentes ao vão central da estrutura (P3, P13, P6 e P9), apresentam migração de carga, devido ao momento fletor proporcionada pela continuidade da estrutura, sendo percebida nos modelos II e III.

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Tabela 1 – Esforço normal resultante nos pilares – Caso de Carregamento: Peso Próprio + Cargas Permanentes+Acidental

Na Tabela 2, são demonstrados a resultante dos esforços normais e momentos fletores para o carregamento de incêndio nas células central e lateral.

O processamento dos pilares demonstra que a influência da carga térmica sob a laje se reflete no esforço do pilar através de esforços normais de compressão e tração, bem como o momento fletor originados que são compatíveis com a seção transversal necessária para as tipologias estruturais adotadas e não significativos a ponto de alterar o dimensionamento das peças.

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Tabela 2 – Esforço normal resultante nos pilares – Caso de Carregamento: Incêndio

O dimensionamento demonstra que o carregamento incêndio adiciona esforços que não interferem ou alteram a armação resultante da estrutura, onde as reações permanentes variam entre 43 kN e 140 kN, de acordo com a contribuição da estrutura

Portanto, pode-se ter o entendimento que, devido à intensidade dos esforços inseridos, à compressão máxima de 30 kN e à tração máxima de kN tf, o carregamento incêndio para a envoltória dos esforços não resulta uma armação superior à 0,40% da seção transversal,  não influindo na comparação entre as modelos estruturais do estudo.

Quanto ao cisalhamento, a inserção máxima de 2700 kN, oriundas das reações horizontais, não implicaram em aumento da armação. Isto ocorreu porque a disposição adotada sem os esforços de temperatura para atender as necessidades referentes à flambagem das barras comprimidas se mostrou suficiente.

Vigas

Neste item serão analisados os esforços e dimensionamentos para as vigas que compõem os vãos de laje submetidos ao carregamento térmico. A Tabela 4 demonstra os esforços de momento fletor e força cortante das vigas, cujas lajes serão submetidas ao carregamento térmico, para os três modelos escolhidos para este estudo. Foi feita a separação entre peso próprio, carga permanente e acidental, não sendo demonstradas as peças que não apresentaram diferença nos esforços quando do carregamento temperatura.

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Tabela 3 – Esforços solicitantes em Vigas – Momento Fletor e Força Cortante

Os elementos da estrutura onde se observou maior diferença nos esforços resultantes foram as vigas.

Nas estruturas hiperestáticas, o nó formado entre pilar e viga faz com que o efeito do carregamento térmico seja mais bem distribuído e as propriedades da estrutura sejam mais bem aproveitadas. Esta continuidade simplificadamente, é o que diferencia os três modelos propostos para este trabalho.

No caso do modelo I, onde as peças são isostáticas, o momento fletor negativo, no meio do vão, é de 24.740 kN*m, enquanto para os modelos II e III, os valores representam 81.5% e 80% da peça isostática, respectivamente.

A Tabela 4 demonstra os esforços do carregamento temperatura (momento fletor e força cortante), na célula lateral, junto aos apoios e meio de vão, para os três modelos do estudo.

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Tabela 4- Esforços Solicitantes – Carregamento Temperatura –Incêndio Célula Lateral

A Tabela 5 apresenta a continuidade do estudo da Tabela anterior para o carregamento temperatura, na célula central, onde são representados os esforços de momento fletor e força cortante.

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Tabela 5- Esforços solicitantes – Carregamento Temperatura –Incêndio Célula Central

A resposta aos esforços térmicos pode ser considerada como típica, pois, apesar de diferenças na modelagem computacional, a maneira com que os esforços se apresentam pode ser considerada análoga, para os diversos casos de carregamento.

O carregamento temperatura é alternado entre as células lateral e central, em casos distintos. As vigas da célula carregada recebem a reação vertical negativa, que impõe flexão negativa às mesmas. No entanto, nas vigas das lajes contiguas, ocorre a alternância de reações positivas e negativas. A flexão positiva das vigas, oriunda dos carregamentos de serviço (cargas permanentes e acidentais), compensa a flexão negativa.

Deste comportamento, pode ser formado o entendimento que estruturas com sobrecargas elevadas podem minorar o efeito das altas temperaturas sob a estrutura, visto que, a incidência dos esforços é concorrente.

No entanto, é importante salientar que, apesar da peça permitir o dimensionamento, esta deve atender aos critérios impostos pelas normas nacionais e internacionais, no que tange ao cobrimento das armaduras e às dimensões mínimas das peças, com o objetivo de preservar a armação nas altas temperaturas da superfície.

Através da Tabela 6, são demonstradas as envoltórias de esforços para momento fletor e força cortante, sendo as combinações de esforços montadas conforme segue a formulação.

Tabela 6 – Envoltória de Esforços – Momento Fletor e Força Cortante

Nas vigas extremas, ou seja, aquelas que formam as fachadas da edificação (VPM101 e VPM104), o comportamento durante o incêndio resulta em uma inversão de esforços, que corresponde a 138% do carregamento em serviço. Para o incêndio na célula central, o carregamento temperatura representa um acréscimo dos esforços em serviço equivalente a 58%, sendo este comportamento proporcional para momentos fletores e força cortante.

Quando são analisadas as vigas do vão central (VPM102 e VPM103), pode-se notar o efeito da continuidade da laje na concentração de esforços, ocorrendo a inversão de esforços nas duas posições da carga térmica.

No entanto, a alternância do carregamento para as vigas do vão central, provoca efeitos distinto, representando um acréscimo de 173% para o carregamento temperatura no vão lateral e 300% no vão central, impondo às peças uma condição diferente daquela que condiciona o dimensionamento convencional da estrutura.

Para as vigas que formam a borda das lajes (VPM105 A VPM110), o carregamento temperatura promove as seguintes alterações:

  • aumento dos esforços em 281% para os vãos extremos
  • aumento de 192% para o vão central
  • não ocorre inversão dos esforços no vão extremo;

Os esforços, acima descritos, resultam no dimensionamento e detalhamento das peças para totalização do aço, e apresentam características próprias quando comparados a uma estrutura cujo dimensionamento não contemple o efeito do fogo.

Em edificações convencionais é comum, por parte dos escritórios de cálculo estrutural, não utilizar peças que resultem em armadura dupla, ou seja, utilizar a armadura para reforço da parcela comprimida da peça, uma vez que este dimensionamento resulta em peças cuja ruptura é frágil e sem aviso.

No entanto em ocasiões especiais é aceitável considerar o dimensionamento com utilização de armadura de compressão. A NBR6118:2007, com o objetivo de melhorar a ductilidade das peças, orienta que a relação x/d (altura comprimida da peça / distância do topo da peça ao centro da armação), para flexão negativa seja limitada em 0.45. Para os momentos positivos não existe tal limitação, sendo a relação x/d, igual a 0,63.

Neste estudo as envoltórias de carregamentos mostraram o surgimento de flexão negativa no meio dos vãos, sendo válida, portanto, a orientação da normatização em vigor quanto à preservação da ductilidade das peças.

Os esforços das vigas que compõe os vãos centrais (VPM102 e VPM103) constatam a necessidade de armação de compressão, que no caso já está presente, pois ocorre a inversão dos esforços, e a armação de compressão é utilizada para o serviço convencional da peça, ou seja, flexão positiva.

É válido ressaltar que, em todos os casos onde a flexão positiva era predominante, a armação superior constante nas peças para o meio do vão é apenas construtiva, denominada porta-estribo, ou seja, sem função estrutural.

Existindo a possibilidade de flexão negativa no meio do vão, faz-se necessária a adição da armadura mínima, evitando-se assim a ruptura frágil das peças.

Desta maneira, é possível obter o dimensionamento e detalhamento das peças, possibilitando a comparação efetiva da influência do carregamento fogo sobre a estrutura de concreto, sendo as parcelas de armação de cisalhamento e flexão que compõe as peças diferentes para cada viga.

Segundo a NBR9062:2006, os ensaios mostram que as peças rompem usualmente devido a compressão e flexo-compressão e não por cisalhamento. No entanto através do modelo analisado é possível perceber que o carregamento térmico adiciona esforços cortantes às peças, ocorrendo a inversão de esforços em alguns casos.

Esta condição propicia um acréscimo da armadura de cisalhamento de até 196,63%, conforme observado na Tabela 7, no entanto, nas vigas de vão extremo não ocorrem alterações na armadura necessária para o cisalhamento.

As vigas mais afetadas, conforme já descrito acima, são aquelas pertencentes aos vãos centrais, chegando a um acréscimo de até 145,26%, da armadura original de flexão. Contudo é válido ressaltar que, apesar do aumento da armação de cisalhamento ser superior ao de flexão, a proporção desta última na armação total é de pelo menos quatro vezes.

Na média, a consideração do efeito do fogo como carregamento impõe uma adição de armação de 104%, sendo a opção do Modelo III, aquela que totaliza a menor massa de aço, enquanto a maior é alcançada pelo Modelo I.

A diferença obtida entre os modelos Modelos II e III foi de 7% e entre os Modelos II e I, foi de 4%, conforme a Tabela 7.

Tabela 7 – Resumo de Aço – Comparativo

Cabe ressaltar que, para todas as peças deste estudo, não foi necessária a alteração de seção, portanto podemos concluir que o volume de concreto manteve-se imparcial para comparações.

Custo das estruturas propostas


Para desenvolvimentos dos valores de custo da obra foi solicitado orçamento a uma construtora de grande porte e a um fabricante de estruturas pré-moldadas, filiado à ABCIC – Associação Brasileira da Construção Industrializada de Concreto.

O levantamento de custo foi limitado à área cujas peças foram afetadas pelo carregamento temperatura.

Na Tabela 8 são demonstrados os valores obtidos do levantamento de preços das estruturas resultantes do dimensionamento com a combinação da carga térmica e a diferença percentual do modelo original. Para se desenvolver uma base de comparação que não fique sujeita aos valores indicados por cada empresa, foi efetuado o levantamento das estruturas originais, ou seja, sem o efeito da carga térmica.

Os valores descritos na Tabela 8 são base de custo dos fornecedores, para execução dento da cidade de São Paulo. No caso das estruturas pré-moldadas, modelos I e II estão consideradas a montagem da estrutura e capeamento.

Tabela 8 – Custo comparativo das estruturas estudadas

O estudo dos Modelos I e II resultou em um acréscimo no custo da estrutura de aproximadamente 20% do inicial, no caso da estrutura moldada in loco este acréscimo fica próximo a 6%, como demonstra a Tabela 8. Entretanto, se forem comparados os valores na condição final do estudo, a diferença entre o maior e o menor valor (Modelo I e III), fica em 8.73%.

Conclusão


Diante do exposto é possível constatar que o estudo do comportamento da edificação quando sua estrutura é exposta à altas temperaturas, não deve ser limitado a atender dimensões mínimas e recobrimento das armaduras.

O processamento e o dimensionamento demonstraram que o efeito térmico aplicado à estrutura, motiva respostas distintas dos diversos elementos estruturais, as quais podem ser itemizadas.

Lajes:

Para os três modelos estudados, foi demonstrado que a utilização dos esforços resultantes da carga térmica resulta em aumento excessivo do peso próprio em decorrência do aumento da espessura da peça para atender ao Estado Limite Último. Esta diferença, para o projeto em estudo, resultou em um acréscimo de 100% na espessura inicial, ou seja, 40 cm.

Em todos os casos não se apresentou variação do comportamento, portanto, é mais racional atender aos métodos tabulares e em caso de colapso local, ou seja, a ruptura de trechos das lajes, promover serviços de recomposição estrutural, de apenas uma parte da estrutura.

Pilares:

No caso deste, a análise indicou que os esforços agregados pelo carregamento térmico não provocam alterações significativas ao dimensionamento das peças, não influindo na comparação entre os métodos executivos estudados.

Vigas:

Conforme demonstrado, o carregamento temperatura resulta na inversão dos esforços para as vigas dos vão centrais, produzindo uma flexão negativa, que é aliviada pelos carregamentos de serviço da estrutura. Esta condição impõe ao detalhamento uma revisão que se caracteriza por preparar a peça para esforços negativos no meio do vão, promovendo um aumento de armação das vigas de aproximadamente 110%.

Outra característica deste dimensionamento é a condição de armadura dupla resultante para o vão que recebe diretamente a incidência da carga térmica, devido à intensidade do carregamento.

Outra análise feita foi em relação ao custo da estrutura total que é aumentado em 20%, em função ao aumento da armação das vigas.

É correto afirmar que o Modelo II – Pré-Moldado Hiperestático apesar de encontrar-se 7,5% mais dispendioso do que o Modelo III – Moldado In loco, tende a compensar o aumento da concentração de armaduras nas peças, uma vez que no concreto moldado in loco não existe controle tão preciso deste processo, havendo a possibilidade de falhas de concretagem que venham a fragilizar as peças.

Quando comparados as opções em pré-moldado (modelos I e II), é possível verificar que para o modelo estudado não apresentam diferenças significativas, entretanto quando implantados em estruturas com múltiplos vãos, ou seja, vigas com continuidade, esta diferença tende a aumentar e o Modelo II, representar o melhor desempenho e aproveitamento das características da estrutura visto a continuidade das peças.

Autores:

Leandro José Lopes Zabeu, Engenheiro Civil, Mestrando, FEC/UNICAMP

Ana Elisabete P. G. de A. Jacintho, Professora Doutora, CEATEC – PUC/CAMPINAS

Luiz Carlos de Almeida, Professor Doutor, FEC/UNICAMP

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