ÍNDICE
ÍNDICE ... 1
ENQUADRAMENTO ... 2
DESCRIÇÃO DO PROJECTO SPIDER... 4
DESCRIÇÃO DOS OUTROS PROJECTOS ... 16
EMPREENDIMENTO PORTUCALLE – PARQUE DAS NAÇÕES ... 16
LISBOA LOFT - PROJECTO DE ESTRUTURAS E FUNDAÇÕES (ALTERAÇÃO) ... 22
REABILITAÇÃO DO VIADUTO DE ALHANDRA ... 35
AVALIAÇÃO DAS CONDIÇÕES DE SEGURANÇA DO EDIFÍCIO DA AV. DUQUE DE LOULÉ Nº 39 ... 50
INSPECÇÕES - METRO ROMA ... 59
VISITAS AO VIADUTO SOBRE A CALÇADA DE CARRICHE DO METROPOLITANO DE LISBOA ... 64
CONCLUSÕES ... 71
PARECER DO A2P CONSULT, LDA ... 72
PARECER DO PATRONO ... 73
ENQUADRAMENTO
O presente relatório refere-se à actividade realizada no estágio formal, estabelecido pelos Estatutos da Ordem dos Engenheiros, concluído pelo estagiário na empresa A2P Consult Lda sob orientação do Eng. Júlio Appleton. A A2P Consult é uma empresa de projectos e consultoria que actua essencialmente no domínio da engenharia estrutural, domínio do agrado do estagiário. O estágio visou a integração do licenciado na vida profissional da engenharia civil.
O estágio começou realmente em Novembro de 2001, embora formalmente só tenha começado em 15 de Março de 2002, e terminou em 31 de Outubro de 2002. Este relatório refere-se a todo esse período.
O estágio desenvolveu-se no domínio da actividade do A2P Consult, ou seja, na área de estruturas. A principal tarefa do estágio prendeu-se com o Projecto SPIDER, um projecto a nível europeu que visava o desenvolvimento de uma nova tecnologia, para implementação em novas estruturas ou reforço sísmico de estruturas já existentes, associada à dissipação da energia devida à acção sísmica. A restante actividade do estágio pertenceu a diferentes áreas da engenharia estrutural; entre todas as acções em que o estagiário esteve envolvido, salientam-se:
(a) reabilitação do viaduto de Alhandra (reabilitação e reforço estrutural, engenharia sísmica, tal como o SPIDER);
(b) projecto do empreendimento Portucalle (obra nova de betão armado e pré-esforçado);
(c) projecto de reconversão do Lisboa Loft (reconversão, reabilitação e reforço estrutural em betão armado e alvenaria);
(d) estudo para avaliação das condições de segurança do edifício da Av. Duque de Loulé nº 39 (reforço estrutural);
(e) campanha de inspecções efectuada no âmbito das obras de reconversão e ampliação da estação do Metropolitano de Roma (inspecções a estruturas várias);
(f) visitas ao viaduto sobre a Calçada de Carriche do Metropolitano de Lisboa (obra nova de betão armado e esforçado com recurso a elementos estruturais pré-fabricados).
Este documento pretende dar uma ideia dos projectos e acções em que o estagiário esteve envolvido, destacando os aspectos mais relevantes de cada um e as tarefas que couberam ao estagiário. Não se pretendeu um documento exaustivo e, portanto, não se apresentam os cálculos justificativos dos projectos trabalhados. Apresentam-se sim os aspectos que o próprio entendeu como interessantes e importantes para a sua formação profissional e pessoal.
O estagiário não poderá deixar de apresentar agradecimentos ao caro Eng. Júlio Appleton, coordenador e orientador do estágio, ao caro Eng. João Appleton, ao Eng. João Pedro Nunes da Silva e a todos os seus colegas engenheiros do A2P que, com as suas inexcedéveis paciência e atenção, muito contribuiram para o sucesso do estágio. O estagiário agradece também aos colegas desenhadores do A2P, sempre solícitos e experientes, porque também contribuiram para este objectivo.
Não posso deixar de me lembrar da minha querida família e dos meus bons amigos porque, apesar de não estarem presentes no palco diário das atribulações, me deram, de longe, um apoio perene e sólido.
DESCRIÇÃO DO PROJECTO SPIDER
Síntese do Projecto
O reforço de edifícios face à acção sísmica está a tornar-se um mercado importante. O método tradicional e o isolamento sísmico obrigam a trabalhos com custos, quer directos, quer indirectos, elevados. A introdução dos aparelhos dissipadores de energia, uma tecnologia com futuro, é actualmente limitada em edifícios.
Neste quadro, uma nova tecnologia é desenvolvida no programa S.P.I.D.E.R. (Strands Prestressing for Internal Damping of Earthquake Response), programa custeado pela Comunidade Europeia de acordo com o contrato EVG1-1999-00088 e executado por um consórcio internacional onde figuram, para além do A2P, as entidades Bouyges Travaux Publics, Jarret, VSL, ENEA, Universidade de Udine e ENEL.HYDRO (ISMES). A tecnologia do projecto SPIDER baseia-se na associação em série de amortecedores e cabos de pré-esforço (Damper Cable System - DCS) de forma a favorecer a dissipação controlada de energia.
O programa SPIDER começou em 1 de Março de 2000 e terminou em 31 de Outubro de 2002 e teve um orçamento próximo do milhão e meio de euros. Este programa contemplou tanto a análise experimental como a análise numérica. O objectivo consistiu em validar a referida associação de amortecedores e cabos através do uso de protótipos e de testes num modelo à escala real. Por outro lado, os resultados destes testes foram paralelamente utilizados para calibrar as ferramentas numéricas desenvolvidas para este programa. O planeamento de trabalhos do programa SPIDER dividiu todas as actividades em nove grupos de tarefas:
1. Identificação das Características do Sistema DCS;
2. Dimensionamento e Optimização do Sistema DCS;
3. Integração Arquitectónica do Sistema DCS;
5. Análise Numérica de Estruturas;
6. Ensaios Experimentais em Protótipos;
7. Ensaios Experimentais em Modelos Estruturais;
8. Elaboração de um "Manual do Utilizador";
9. Análise dos Benefícios Técnicos e Económicos da Implementação do Sistema
DCS.
Descrição dos aspectos mais relevantes do projecto
Descrição do Sistema DCS (Damper-Cable System)
Descrição geral
Figura 1 - Vista de uma aplicação experimental do sistema DCS ("mock-up")
O sistema DCS consiste em cabos de pré-esforço associados em série com um amortecedor visco-elástico (Figura 1); o amortecedor visco-elástico é um aparelho especial de dissipação de energia desenvolvido pela JARRET (Figuras 2 e 3), um dos membros do consórcio. Os cabos de pré-esforço são fixos, numa das pontas, à base do edifício através do amortecedor e, na outra ponta, a uma parte relevante do edifício (caso se trate de um edifício baixo, ao topo e, caso se trate de um edifício alto, a um piso intermédio). Os amortecedores são colocados junto à base do edifício para
facilitar a instalação e a manutenção (Figura 3). O traçado dos cabos é optimizado em função da rigidez do edifício e a sua arquitectura.
Figuras 2 e 3 - Pormenor e vista do aparelho amortecedor visco-elástico
As vibrações de pequena amplitude são absorvidas pelos cabos de pré-esforço sem accionar o amortecedor uma vez que este possui uma carga de accionamento superior à força de serviço do cabo. O objectivo deste procedimento é assegurar que o amortecedor só trabalhará para grandes deslocamentos, ou seja, para grandes acréscimos de carga nos cabos; espera-se assim aumentar a vida útil do amortecedor e o período de funcionamento sem manutenção.
Identificação das tipologias estruturais abrangidas
O sistema DCS pode ser utilizado em (a) novas estruturas ou em (b) reabilitação e reforço de estruturas já construídas.
(a) Novas estruturas: Analisando os métodos de dimensionamento tradicionais ou
recentes (capacity design) onde a não-linearidade do material estrutural é explorada (e os danos são aceites assim como a correspondente necessidade de reparar após um sismo intenso), torna-se visível uma grande vantagem do sistema DCS: é possível, por intermédio deste conceito, evitar os danos e conseguir uma resposta quase elástica da estrutura concentrando a dissipação da energia sísmica nos amortecedores que apresentam, por sua vez, a grande vantagem de dissipar energia sem danos próprios.
A experiência obtida dos efeitos dos últimos sismos mostrou também os grandes custos de reparação, sobretudo em elementos não estruturais, devidos a deslocamentos do edifício que podem ser identificados como deslocamentos entre pisos. O sistema proposto, através dos efeitos do pré-esforço e dos amortecedores, aumenta a rigidez da estrutura e diminui a sua excitação, reduzindo assim os deslocamentos entre pisos.
Este conceito permite (practicamente) dimensionar estruturas, em zonas sísmicas, para as cargas verticais e concentrar o controlo da resposta sísmica no sistema DCS.
Este sistema é interessante para os seguintes tipos de estruturas:
1. Estruturas flexíveis - edifícios sem elementos-parede siginificativos e edifícios
altos;
2. Estruturas pré-fabricadas - evita-se os custos associados a nós estruturais
dimensionados para a acção sísmica;
3. Estruturas com muito diferente rigidez para duas direcções ortogonais - para
compensar a diferente rigidez.
(b) Reabilitação/reforço estrutural: A experiência obtida nos últimos sismos e as
medições da aceleração do solo conduziram a um aumento das exigências regulamentares face à acção sísmica em muitos países. Os novos códigos introduzidos
recentemente usam acções sísmicas de cálculo mais severas para o dimensionamento estrutural.
Estas conclusões levantam o problema do controlo do risco sísmico de edifícios existentes, em especial, de hospitais, centros de comunicação e edifícios com importância operacional. Sabe-se que, em muitos países, muitos dos edifícios construídos no séc. XX não verificam as exigências regulamentares respeitantes à acção sísmica devido a omissões regulamentares da época de construção, a deficiente pormenorização/construção e níveis de segurança reduzidos. Assim, será, no futuro, uma tarefa corrigir a resistência sísmica de muitos edifícios.
Outra área de aplicação do sistema DCS é a necessidade de intervir após um sismo, reparando os danos e reabilitando/reforçando a estrutura. Se as técnicas de dimensionamento elástico forem aplicadas nessas estruturas, a extensão e a quantidade de intervenções implicariam custos muito altos e seriam proibitivos em muitos casos. Neste cenário, é defensável e correcto recorrer a intervenções estruturais selectivas concentrando em alguns elementos o reforço ou introduzindo novos elementos para a resistência sísmica. O uso do sistema DCS corresponde a uma intervenção selectiva e evita o reforço de outros elementos estruturais.
O uso deste sistema providencia resistência sísmica e diminui a possibilidade de danos na estrutura no caso de um sismo. Este sistema permite ainda diminuir ao mínimo o reforço de fundações.
Estudo do Impacto Arquitectónico
A viabilidade do sistema DCS depende não só da sua eficiência tecnológica mas também da sua integração arquitectónica e da sua interferência com a funcionalidade do edifício. Para averiguar esta questão, foram efectuados estudos no âmbito do Projecto SPIDER, concluindo-se que a instalação do sistema poderia ser externa, interna ou no próprio plano das paredes. De entre estas possibilidades, a instalação externa é preferível uma vez que permite a operabilidade do edifício durante os trabalhos da reabilitação. No entanto, as características arquitectónicas dos edifícios poderão chocar com esta solução tecnológica. Nestes casos, os cabos poderão ser escondidos, usando para o efeito painéis. Note-se que esta solução permite a
protecção do sistema DCS a fornece protecção térmica ao edifício. Por outro lado, a estrutura metálica que suportaria os painéis poderia ser usada com estrutura de reacção às forças estáticas associadas ao pré-esforço dos cabos.
Modelação Matemática
Numa primeira intervenção, foram construídos modelos de elementos finitos no programa de cálculo automático ABAQUS combinando elementos não-lineares para a modelação dos elementos com comportamento real não-linear, como os amortecedores e os desviadores dos cabos de pré-esforço. Após alguns testes executados em modelos de edifícios com dois pisos, utilizando para o efeito acelerogramas artificiais e reais provenientes de registos sísmicos, concluiu-se que (a) os elementos utilizados para simular os amortecedores produziam resultados satisfatoriamente correspondentes às curvas teóricas de funcionamento dos aparelhos e (b) os elementos especiais utilizados para modelar os efeitos dos desviadores tinham tratamento complicado e afectavam negativamente a convergência dos resultados, com implicação directa no tempo de cálculo computacional. Com o objectivo de minorar ou anular este efeito, foram desenvolvidos e testados modelos simplificados para simular os desviadores dos cabos de pré-esforço (Figura 4).
Figura 4- Representação de um desviador e da estrutura concebida para suportar e transmitir as forças de desvio a que estará sujeito
A possibilidade de utilização de modelos numéricos simplificados para o sistema DCS, baseados em elementos já disponíveis nos programas de cálculo automático
correntes, é muito importante e possibilitará o uso alargado aos projectistas tornando esta tecnologia acessível em termos de cálculo.
Testes Experimentais
Testes em Protótipos
Antes de proceder ao ensaio geral num edifício de testes construído para o efeito ("mock-up"), executaram-se ensaios em dois protótipos para averiguar o comportamento de todos os elementos constituintes do sistema DCS: amortecedor, cabos de pré-esforço, ligação entre amortecedor e cabo, desviador (Figuras 6 e 7).
Figura 5 - Vista em pormenor dos desviadores utilizados no "mock-up"
Os dois protótipos ensaiados correspondiam a duas configurações: configuração recta (Figura 6) e configuração não recta (Figura 7). Para a configuração não recta colocaram-se os cabos e um desviador de modo a criar um ângulo de 17º entre os dois troços extremos dos cabos (Figura 7).
Foi feita a caracterização dinâmica dos dois sistemas utilizando diferentes pares frequência/deslocamento imposto. Estes testes serviram também para verificar os resultados calculados analiticamente para o efeito e concluiu-se que os resultados reais correspondiam a estes.
Figuras 6 e 7 - Configurações recta e não recta dos protótipos ensaiados
Testes no "mock-up"
Utilizou-se um protótipo de um edifício real ("mock-up") para realizar os testes globais (Figura 1). Os objectivos destes testes eram: (1) averiguar a eficácia do sistema DCS em melhorar a resposta estrutural do "mock-up" e (2) caracterizar com detalhe a resposta do modelo real. Note-se que as características estruturais do
"mock-up" foram pensadas de modo a que este possuísse fraco desempenho sísmico. Por
outro lado, as vigas do "mock-up" tiveram de ser reforçadas com uma estrutura metálica para assegurar uma correcta transferência de cargas aos nós viga/pilar (Figuras 8 e 9).
Figura 8 - Pormenor da estrutura metálica de reforço das vigas do "mock-up"
Figura 9 - Vista da estrutura metálica de reforço das vigas do "mock-up"
Após ter sido equipado com o sistema DCS, o "mock-up" foi sujeito à acção de uma força sinusoidal aplicada no topo por um excitador que permitia a variação de intensidade (até o valor máximo de 70kN) e frequência (entre 1Hz e 20Hz) desta força (Figura 10). Estes testes foram realizados para diferentes configurações do sistema DCS (diferentes valores dos parâmetros) e para a ausência deste.
De acordo com os resultados, verificou-se que seria necessário multiplicar a força máxima aplicada ao "mock-up" equipado com o sistema DCS por um factor entre 2.5 a 3 para obter um nível de deslocamento semelhante ao obtido na estrutura original. Os resultados referentes à energia total dissipada nos amortecedores mostraram que o sistema DCS é eficiente e dissipou mais de 50% da energia total nos ensaios efectuados.
Figura 10 - Excitador utilizado para a aplicação de um regime dinâmico de forças
Descrição dos trabalhos efectuados pelo estagiário
O estagiário ocupou-se durante parte considerável do seu estágio no grupo de tarefas 5
- Análise Numérica de Estruturas do projecto SPIDER.
O objectivo principal desta sua tarefa foi realizar a análise numérica de edifícios (virtuais e reais) com o sistema DCS sujeitos à acção sísmica num programa comercial de cálculo automático de estruturas. Esta tarefa revelou-se bastante complexa uma vez que abrangia muitos conceitos, agrupáveis em duas grandes questões:
1. Análise sísmica não linear, no tempo, com recurso a acelerogramas
artificiais: esta análise requereu o estudo do Eurocódigo 8 (referente à acção
sísmica) e do respectivo Documento Nacional de Aplicação para o estudo dos parâmetros nacionais que definem a acção sísmica, o estudo do método de geração de acelerogramas artificiais e respectiva validação, a compreensão do algoritmo utilizado pelo programa de cálculo automático referente à análise no tempo de ficheiros de aceleração do solo. Esta análise, por ser no tempo, é não linear mas, no que se refere ao comportamento reológico dos elementos finitos, poderia ser linear ou não linear consoante o referido comportamento.
2. Análise não linear, no tempo, com recurso a elementos numéricos não lineares: uma das vantagens do sistema DCS na análise numérica é a
concentração da não linearidade física principalmente num único elemento, o amortecedor visco-elástico do sistema DCS. Uma das grandes questões referentes à implementação numérica do sistema DCS é, precisamente, a modelação do comportamento não linear deste amortecedor visco-elástico que entra na sua constituição. A modelação deste aparelho correspondeu ao maior desafio desta tarefa. No entanto, a descoberta de uma forma de, com os elementos numéricos simples de que o programa de cálculo automático
Figura 11 - Vista de um modelo de elementos finitos utilizado no decurso do projecto Spider
utilizado dispõe, modelar o comportamento real complexo do aparelho visco-elástico obrigatoriamente exige a verificação da sua adequação e correcção. Para este propósito utilizou-se também um programa de cálculo especialmente desenvolvido no âmbito do projecto SPIDER para verificar os resultados obtidos. O objectivo de modelar no programa comercial utilizado estruturas de edifícios com o sistema DCS não foi totalmente atingido devido a limitações
aparelho possui consoante a força que actua sobre ele seja superior ou inferior à força de accionamento (Figura 12), levando à conclusão de que, com o programa de cálculo comercial utilizado, não é possível a correcta modelação de uma estrutura com o sistema DCS sujeita à acção sísmica.
Figura 12 - Diagrama do comportamento do aparelho amortecedor visco-elástico.
No decorrer da execução desta tarefa, o estagiário fez uma apresentação em língua inglesa do relatório dos seus trabalhos no projecto SPIDER numa reunião ocorrida em Lisboa em que todos os parceiros europeus do referido projecto participaram.
O projecto SPIDER, bem como outro projecto em que o estagiário colaborou e que é mencionado mais à frente, obrigaram o estagiário a consolidar os seus conhecimentos na área da engenharia sísmica e, assim, permitiram a este ganhar à-vontade neste campo.
Força
Deslocamento
Força de Accionamento
DESCRIÇÃO DOS OUTROS PROJECTOS
EMPREENDIMENTO PORTUCALLE – PARQUE DAS NAÇÕES
Dono de Obra: Grupo Lar
Projectista de Arquitectura: Frederico Valsassina Arquitectos
Projectista de Engenharia: A2P Consult
Empreiteiro Geral: Ramalho Rosa Cobetar
Síntese do projecto
Trata-se de um projecto, coordenado pelo Eng. Júlio Appleton, de quatro lotes (lotes A, B, C e D) de edifícios de habitação e comércio no Parque das Nações (Figuras 13 e 14). Os outros engenheiros envolvidos neste projecto são: Eng. José Delgado (lote A), Eng.ª Cristina Martins (lote C, fundações e estrutura "vertical" do lote B) e Engª Margarida Oom (lote D). O estagiário colaborou activamente no projecto do lote B ficando directamente a seu cargo o projecto das lajes, vigas e pré-esforço de lajes.
Figura 14 - Planta de implantação do conjunto de lotes
Descrição dos aspectos mais relevantes do projecto
O lote B (Figura 15) tem área de implantação aproximadamente igual a 3550m2, 5 pisos elevados e 2 pisos enterrados.
O piso térreo desdobra-se em dois através de um jogo de cotas e alturas livres. As lajes são do tipo fungiforme aligeirado por blocos de betão leve não aparentes, recorrendo-se a vigas no bordo e em casos pontuais. A espessura adoptada para as lajes foi 0.35m. Empregou-se a solução de pré-esforço nas lajes em áreas delimitadas dos pisos -1 e 0 (à cota 7.75m) e em todo o jardim suspenso do piso 1, fazendo uso de monocordões pré-esforçados nas bandas maciças entre pilares.
Figura 15 - Planta do 1º piso do lote B
A solução estrutural delineada para o jardim suspenso acessível com 70cm de terra é uma laje com 0.45m de espessura, fungiforme, aligeirada por blocos de betão leve vibrado não visíveis e com pré-esforço nas bandas maciças entre pilares (Desenho em Anexo). Devido a condicionantes de arquitectura, existe nesse jardim um vão de 10.5m entre pilares que foi vencido por uma banda maciça com 0.70m de espessura (invertida) com 22 monocordões pré-esforçados agrupados em pares (Figura 16).
Figura 16 - Corte transversal da banda maciça mais espessa
Descrição dos trabalhos efectuados pelo estagiário
No capítulo da modelação, recorreu-se a modelos planos (análise bidimensional) de elementos finitos para as lajes.
O estagiário optou por modelar o efeito dos pilares no comportamento das lajes através de apoios simples caracterizados pela restrição dos deslocamentos do nó. Esta opção revela-se conservativa na estimativa de deslocamentos verticais da laje uma vez que não contabiliza o efeito favorável da rigidez dos pilares.
Nos pisos enterrados, o apoio contínuo conferido pelas paredes moldadas foi simulado por apoios simples localizados em todos os nós extremos dos elementos de laje de bordo. O estagiário considera esta aproximação válida visto que um grande número de apoios pontuais deste tipo acaba por traduzir o apoio contínuo que as paredes conferem satisfazendo também as restrições de rotações que estas impõem; dado o método construtivo das ligações entre as paredes moldadas e as lajes, considera-se que estas acabam por permitir rotações segundo o eixo do seu desenvolvimento.
O pré-esforço em lajes foi simulado por forças pontuais actuantes nos pontos de mudança de direcção do traçado de cálculo dos cabos (Figura 17). Relembre-se que dada a esbelteza do elemento estrutural laje, o traçado real dos cabos de pré-esforço pode ser aproximado por troços rectilíneos.
Figura 17 - Idealização do traçado dos cabos de pré-esforço em lajes
A quantificação das acções e suas combinações foram feitas de acordo com o Regulamento de Segurança e Acções para Estruturas de Edifícios e Pontes.
Seguiu-se o tratamento dos resultados do programa automático de cálculo e o dimensionamento das armaduras resistentes. Calcular as armaduras para os momentos flectores negativos sobre os pilares foi um desafio. Uma vez que os pilares foram simulados por apoios pontuais, as reais dimensões destes não exerceram a sua influência e a presença de um apoio singular e pontual traduziu-se num pico não realista do campo de momentos flectores. Para fazer frente a esta dificuldade, recorreu-se ao conceito de redistribuição transversal de momentos que tira partido desta capacidade de elementos tão hiperstáticos como a laje. Tal distribuição foi calculada com rigor para zonas sobre diferentes tipos de pilares considerados representativos quanto à sua área de influência e posição relativa. As próprias dimensões reais dos pilares são importantes para a determinação do momento flector de dimensionamento, valor que acaba por ser um reflexo da percentagem de redistribuição dos momentos elásticos. O regulamento português de estruturas de betão armado REBAP também contempla esta redistribuição transversal de momentos através do seu artigo 119.
Refira-se ainda que solução de lajes fungiformes obriga a verificação do Estado Limite Último de Punçoamento.
A fase seguinte da pormenorização de armaduras é também muito importante. Perante um problema de engenharia, é essencial reproduzi-lo de modo a que o modelo, quer seja de cálculo manual ou automático, seja representativo da situação que sucede ou irá suceder na realidade. Assim, a segunda etapa de aproximação de um modelo à
tgα P P L/4 tgα P tgα P tgα P P L/4 L
realidade concretiza-se na pormenorização. Por outro lado, uma boa pormenorização pode efectivamente diminuir o problema da fendilhação.
O estagiário realizou ainda medições do lote em que esteve envolvido. As medições podem trazer benefícios relevantes pois o medidor pode ganhar sensibilidade aos valores da quantidade de armadura para os diferentes tipos de elementos estruturais.
LISBOA LOFT - PROJECTO DE ESTRUTURAS E FUNDAÇÕES
(ALTERAÇÃO)
Dono de Obra: GLEN
Projectistas de Arquitectura: Raul Abreu/Miguel Varela Gomes
Projectista de Engenharia: A2P Consult
Empreiteiro Geral: Beterga
Síntese do projecto
Trata-se da conversão do edifício de uma antiga fábrica de lâmpadas num edifício de habitação, cujo projecto estrutural for coordenado pelo Eng. João Appleton.
Este projecto apresentou, no entanto, duas peculiaridades: (1) trata-se de um projecto de alteração de um projecto de estruturas de um outro projectista cuja linha de orientação não agradou o dono de obra e, (2) face aos atrasos decorrentes da rejeição do projecto original, o prazo de tempo para a conclusão das obras foi comprometido.
A estrutura original deste edifício construído há cerca de 80 anos é constituída por paredes de alvenaria ordinária (paredes exteriores, de separação entre corpos do edifício e de núcleos) com espessuras entre 0.75m e 1.10m. Esta estrutura vertical é complementada por pilares interiores formados por pares de perfis UNP periféricos a um núcleo de betão, constituindo uma secção mista (Figura 18).
Figura 18 - Representação da secção transversal dos pilares existentes
A estrutura dos pisos é constituída por lajes compostas por perfis INP140 afastados de cerca de 0.75m, separados por abobadilhas de tijolo cerâmico em um dos corpos e por betão simples nos restantes dois corpos do edifício. As vigas destas lajes são perfis INP maiores que os anteriores (INP300) e que se apoiam nos pilares (Figura 19) e nas paredes mestras mediante capitéis metálicos.
Figura 19 - Vista da estrutura metálica existente que suporta as lajes constituídas por abobadilhas cerâmicas intercaladas por
Com o início do processo de execução das obras de conversão, constatou-se que a estrutura existente apresentava um conjunto de deficiências que podem ser divididas em quatro categorias:
1. Corrosão, de intensidade variável, afectando perfis metálicos de vigas e pilares (fotografia 20);
Figura 20 - Perfis metálicos com sinais de corrosão
2. Deformações significativas de pilares (excentricidades/desaprumo);
3. Precariedade das ligações entre vigas e entre vigas e pilares;
4. Mau estado de conservação de alguns pavimentos constituídos por perfis I de ferro e abobadilhas cerâmicas ou de betão simples.
A estratégia de intervenção escolhida para este projecto, tendo em vista a satisfação das exigências de segurança da regulamentação actual e, paralelamente, das condicionantes arquitectónicas, caracterizou-se pela reparação dos danos observados e pelo reforço estrutural, ou, mais concretamente, por:
(a) reparação das deficiências assinaladas;
(c) introdução de novos pisos e de coberturas.
Descrição dos aspectos mais relevantes do projecto
A solução estrutural para o problema em questão foi pensada de acordo com uma perspectiva unificante dos diferentes materiais existentes e a empregar e é sintetizada nos sete pontos seguintes.
1. Fundações
As fundações existentes são, no caso dos pilares, semi-directas constituídas por blocos prismáticos (em dois dos corpos) e tronco-piramidais (no corpo restante) de betão simples, atingindo profundidades que asseguram o atravessamento dos aterros e o apoio no firme. No caso das paredes, as fundações são constituídas pelo prolongamento das próprias paredes até se atingirem os extractos mecanicamente adequados.
Optou-se assim, e de acordo com o primeiro projecto de estruturas, por reforços das fundações dos pilares interiores e das paredes constituídos por grupos de micro-estacas encabeçadas por maciços de betão armado (Figura 21) para fazer face a acréscimos de esforços, como os devidos à construção de andares adicionais.
Figura 21 - Fundação existente de pilar interior reforçada com micro-estacas
2. Estrutura vertical existente
As paredes de alvenaria foram reforçadas por uma lâmina de betão projectado com 70mm de espessura armado com uma rede de aço distendido. Estas lâminas foram executadas pelo interior dos edifícios, o que significa que as paredes exteriores foram reforçadas apenas pelo interior enquanto que as paredes interiores (como são as de separação de blocos e as das caixas de escadas) foram reforçadas com duas lâminas interligadas por grampos atravessantes.
Os pilares foram todos reforçados, desde a base até ao seu topo, através de um encamisamento com cantoneiras e chapas de aço, colocadas em posição tal que ficasse assegurada a verticalidade dos pilares após o seu reforço e que fossem reduzidas as excentricidades que se registavam originalmente. Realizado este encamisamento, prescreveu-se o preenchimento dos espaços remanescentes entre os pilares e os encamisamentos metálicos com microbetão.
3. Pavimentos existentes
Os pavimentos existentes foram totalmente mantidos, tendo-se feito o seu reforço de modo a compensar as perdas de resistências dos elementos metálicos devidas à corrosão do aço. Este reforço foi conseguido através da execução de faixas de betão armado ligadas aos perfis de aço através de conectores, de modo a poder ser mobilizado o efeito de viga mista aço-betão (Figura 22). Obteve-se um acréscimo de rigidez devido à mobilização deste efeito misto enquanto que, por outro lado, aumentou-se a resistência global mediante a criação de condições de continuidade sobre os apoios que possibilitaram a mobilização de momentos negativos significativos que anteriormente eram desprezáveis.
Figura 22 - Pormenor estrutural do reforço das lajes existentes
Estima-se que este acréscimo de resistência assim conseguido tenha sido muito superior à quebra de resistência devida à corrosão dos elementos metálicos, devendo assinalar-se ainda que, com esta solução de reforço, se ganhou também em termos de segurança ao fogo, e em relação à segurança sísmica por se aumentar a capacidade de redistribuição de esforços.
Com a solução preconizada assegurou-se ainda que todas as zonas de apoio das vigas fossem inspeccionadas, garantindo-se desse modo que todas as deficiências tenham sido reparadas.
Nos pavimentos existentes foram introduzidas alterações decorrentes do projecto arquitectónico proposto: aberturas existentes a fechar, novas aberturas a executar, escadas existentes a demolir, etc. Quanto às aberturas existentes que tiveram de ser fechadas, propôs-se o recurso à reprodução das soluções existentes de vigas de aço intercaladas por "abobadilhas" cerâmicas ou de betão simples, integrando naturalmente os reforços preconizados. As novas aberturas foram executadas de modo a garantir a colocação de perfis de aço de apoio a vigamentos interceptados, ligando-se às vigas principais e aos pilares.
4. Nova estrutura vertical
O projecto de arquitectura impôs a ampliação em altura, o que obrigou à criação de nova estrutura vertical. Esta nova estrutura vertical surgiu a partir da estrutura vertical
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CORTE 1-1
CORTE 2-2 PORMENOR DO REFORÇO DAS LAJES EXISTENTES
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já existente de forma natural: novas paredes estruturais executadas sobre as paredes estruturais de alvenaria já existentes e novos pilares executados como prolongamento dos pilares existentes.
As novas paredes resistentes são constituídas por um pano de tijolo maciço revestido, em ambas as faces, com lâminas de betão projectado armado. Pretendeu-se que estas lâminas de betão estabelecessem continuidade com o reforço das paredes existentes (referido anteriormente).
Os novos pilares são constituídos pelo prolongamento do reforço previsto para os pilares existentes preenchido com betão armado (Figura 23). Prescreveu-se, portanto, que o encamisamento referido no ponto 2 se estendesse até ao último nível estrutural.
Figura 23 - Execução em obra do prolongamento dos pilares existentes
5. Novos pavimentos
Os novos pavimentos destinam-se ao piso 1, ao piso 4 do corpo 10 e aos mezzaninos de todos os pisos.
Para o piso 1, optou-se por uma laje fungiforme de betão armado apoiada na estrutura vertical existente mediante um sistema misto. Este sistema misto é constituído por cantoneiras com conectores chumbadas às paredes de alvenaria existentes e fichas de betão armado escavadas nessas mesmas paredes - caso dos apoios nas paredes estruturais de alvenaria já reforçadas (Figura 24) - e por capitéis metálicos no caso dos
Figura 24 - Pormenores estruturais da ligação da laje de betão armado às paredes estruturais de alvenaria sem e com fichas
escavadas nestas
LIGAÇÃO LAJE-PAREDE DE ALVENARIA COM FICHA LIGAÇÃO LAJE-PAREDE DE ALVENARIA SEM FICHA
Para os restantes novos pavimentos, a solução idealizada e executada é de uma estrutura mista de laje de betão armado (12cm de espessura) com cofragem metálica perdida e colaborante, apoiadas em vigas mistas aço-betão. Estas apoiam-se em capitéis de aço executados nos pilares, e nas paredes estruturais, nestas últimas através de varões roscados chumbados (Figuras 25 a 28).
Figura 25 - Pormenor estrutural da ligação dos perfis metálicos aos pilares reforçados
Figura 26 - Aspecto do reticulado da nova estrutura metálica
Figura 27 - Pormenor estrutural da ligação dos perfis metálicos às paredes estruturais
Figura 28 - Ligação das vigas metálicas dos mezaninos mistos às paredes estruturais
6. Novas coberturas
As novas coberturas têm duas soluções estruturais. Em parte do perfil transversal dos edifícios são caracterizadas por uma solução mista aço-betão em tudo semelhante à maioria dos novos pavimentos e, na parte remanescente, e onde a execução de tal solução seria difícil, são constituídas por uma laje de betão armado. A solução de laje de betão armado foi adoptada para os extremos do perfil transversal onde se
PORMENOR DA LIGAÇÃO DOS HEB240 ÀS PAREDES ESTRUTURAIS DE ALVERARIA REFORÇADA
aproveitou a maleabilidade que tal solução oferece para executar as abóbodas e o óculo central da cobertura (Figura 29).
Figura 29 - Aspecto da parte da cobertura executada com betão armado com as suas abóbodas e óculo central
7. Outras estruturas
Os novos núcleos dos elevadores e as novas escadas de serviço são de betão armado enquanto que todas as restantes escadas são de aço (Figura 30). Saliente-se que as estruturas das escadas não se apoiam nas paredes por encastramento mas através de cantoneiras de aço chumbadas à alvenaria já reforçada.
Figura 30- Escada metálica da entrada posterior do Lisboa Loft
Descrição dos trabalhos efectuados pelo estagiário
O estagiário colaborou activamente com o coordenador do projecto e esteve envolvido na concepção e verificação de toda a estrutura excepto fundações. Dadas as condições particulares (estruturais e não estruturais) deste projecto imobiliário e que regularam todo o projecto estrutural, foi possível ao estagiário auxiliar e participar activamente no acompanhamento da execução da obra. Gerou-se uma dinâmica tal entre o dono de obra, "a obra" e o gabinete projectista que vezes houve em que a solução estrutural para determinada sub-estrutura foi discutida em reunião num dia, calculada imediatamente a seguir pelo estagiário e executada no dia seguinte ao seu cálculo. Estas condições que este empreendimento impôs contribuiram fortemente para a "educação operativa" do estagiário, obrigando-o a ultrapassar a insegurança psicológica que tais condições naturalmente geram e a inteirar-se de todos os factores concorrentes para o êxito da empreitada na perspectiva que condiciona um projectista: assegurar a segurança estrutural mas sempre com uma preocupação prática e económica.
Figura 31 - Modelo da laje de betão armado do piso 1 com esforços representados
Figura 32 - Colocação em obra de uma viga metálica para os novos pavimentos
REABILITAÇÃO DO VIADUTO DE ALHANDRA
Dono de Obra: BRISA
Projectista de Engenharia: A2P Consult
Empreiteiro Geral: Freyssinet
Síntese do projecto
O Viaduto de Alhandra da A1, Auto-Estrada do Norte, Sublanço Lisboa-Alverca, apresentava várias anomalias associadas à deterioração dos materiais e ao comportamento estrutural. O projecto de reabilitação deste viaduto foi elaborado por: Eng. Júlio Appleton (coordenador) e Eng. António Costa. O estagiário participou também colaborando activamente no dimensionamento do dispositivo de controlo sísmico.
As anomalias associadas à deterioração dos materiais referiam-se essencialmente à deterioração do betão de recobrimento, provocada pela corrosão de armaduras e à infiltração de água no tabuleiro que contribuia para a corrosão dos perfis metálicos da laje do separador central e para a deterioração do betão. Verificava-se também a deterioração dos sistemas de pré-esforço do viaduto, nomeadamente as placas de ancoragem dos cabos das carlingas e as bainhas dos cabos monocordão do pré-esforço exterior.
As anomalias associadas ao comportamento estrutural referiam-se principalmente ao comportamento sísmico da obra. O viaduto foi concebido com o tabuleiro ligado a um encontro fixo por um sistema de ferrolhos, não tendo estes elementos estruturais capacidade para resistir à acção sísmica que actuaria nesta obra. Desta forma, verificou-se que a estrutura do viaduto não satisfazia os actuais critérios de segurança regulamentar, sendo previsíveis danos elevados durante a ocorrência de um sismo com intensidade significativa.
A forma mais económica de resolver o problema da deficiente resistência para a acção sísmica longitudinal consistia em modificar o comportamento da estrutura por forma a baixar o valor da acção.
Esta técnica poderia ser concretizada eliminando a ligação monolítica entre o tabuleiro e o encontro fixo, cortando os chumbadouros e introduzindo aparelhos de apoio móveis e dispositivos de controlo sísmico.
Com este sistema foi possível reduzir o coeficiente sísmico de 0.32, verificado na situação existente, para um valor da ordem de 0.05.
Para além destas intervenções, era ainda necessário re-estabelecer a continuidade estrutural na direcção longitudinal e impedir o deslocamento do tabuleiro na direcção transversal sobre as travessas onde se efectuou o corte dos ferrolhos na altura dos trabalhos de re-nivelamento da rasante.
Descrição dos aspectos mais relevantes do projecto
O Viaduto de Alhandra tem um desenvolvimento total de 275.66m correspondente a 19.50m do Encontro Sul, 238.06m da estrutura do Viaduto (14.05m + 14 x 15.00m + 14.01m) e 18.10m do Encontro Norte (Figuras 33 e 34). O tabuleiro do viaduto, com uma largura total de 26m, é constituído, para cada faixa de rodagem por uma laje
Figura 33 - Corte Longitudinal do Viaduto de Alhandra
contínua de 15cm de espessura apoiada em 9 vigas pré-esforçadas (pré-fabricadas in situ) de 1.00m de altura e 0.18m de alma afastadas 1.44m ao eixo. Esta laje está ligada às vigas unicamente por pré-esforço transversal. Os tabuleiros eram ligados por uma laje de separador central, simplesmente apoiada com um vão de 1.50m e 0.12m de espessura.
CORTE LONGITUDINAL
ENCONTRO MÓVEL ENCONTRO FIXO
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 N
Figura 34 - Vista do desenvolvimento longitudinal do viaduto
As vigas longitudinais são interligadas por carlingas com 0.20m x 1.00m sobre os alinhamentos dos apoios, a meio vão e a quartos de vão. As carlingas estão ligadas às vigas unicamente por pré-esforço transversal.
Cada tramo é independente, ou seja, é simplesmente apoiado.
Em cada alinhamento de apoios o tabuleiro apoia em 2 pilares com 11m de altura e com a forma de Y encimados por uma travessa. Os pilares transmitem as acções ao terreno através de estacas ∅0.60m (6 por pilar) existindo um maciço de encabeçamento das estacas e lintel interligando os maciços dos 2 pilares (Figura 35).
Figura 35 - Corte transversal do viaduto com representação do lintel que une os maciços de encabeçamento de estacas
Na direcção longitudinal os pilares são articulados na base e na direcção transversal os pilares são articulados no topo.
Os encontros são ocos e integram uma grelha que constitui o prolongamento do tabuleiro do viaduto. No encontro Sul, a laje com 0.20m de espessura apoia numa grelha de vigas de 0.50m×0.85m de secção, com uma modelação de vãos de 3.50m×6.00m. No encontro Norte, a laje também com 0.20m de espessura apoia numa grelha formada por paredes com 0.30m de espessura, com uma modelação de vãos variável nas direcções transversal e longitudinal.
Há cerca de dez anos, procedeu-se ao aumento da largura da faixa de rodagem de 2 para 3 vias de circulação em cada sentido
Nesta intervenção, para além da correcção do perfil transversal com um aumento da largura para 26.50 m (visível na Figura 35), foi realizado um pré-esforço exterior das vigas exteriores e carlingas (Figuras 36 e 37) e foi re-nivelado o tabuleiro pela introdução de apoios com altura variável compensando os assentamentos de fundação observados em dois alinhamentos. Foi também introduzida nova laje no separador central, interligando os dois meios tabuleiros.
Figuras 36 e 37 - Vistas das ancoragens do sistema de pré-esforço exterior do viaduto
Procedeu-se à inspecção da obra no local, tendo-se detectado cinco tipos de anomalias:
1. Deterioração do betão armado por corrosão de armaduras (Figura 38)
Esta anomalia afectava principalmente as vigas de bordo de cada meio tabuleiro, as vigas de bordadura dos passeios e as travessas dos pilares. A principal causa deste tipo de deterioração foi a carbonatação do betão associada ao pequeno recobrimento das armaduras.
Figura 38 - Pormenor da deterioração do betão por corrosão de armaduras
2. Infiltrações de água no tabuleiro (Figura 39)
Esta anomalia ocorria essencialmente na zona da laje do separador central e nas juntas dos passeios, sendo a causa principal da deterioração dos perfis metálicos que apoiam a laje atrás referida e da deterioração das travessas dos pilares e das vigas de bordo interiores de cada meio tabuleiro.
Figura 39 - Vista das infiltrações de água no tabuleiro
3. Deterioração das ancoragens do pré-esforço das carlingas (do projecto
original da obra)
Esta deterioração foi originada pela deficiente protecção conferida pela argamassa de revestimento das ancoragens o que motivou o desenvolvimento da corrosão nas placas e nos fios de pré-esforço.
4. Rotura da bainha dos cabos-monocordão (do projecto de alargamento do
tabuleiro) (Figura 40)
As deficiências observadas nas bainhas dos cabos-monocordão do pré-esforço exterior poderiam causar a corrosão da armadura e conduzir à rotura dos cabos, dada a elevada sensibilidade deste tipo de aço à corrosão sob tensão.
Figura 40 - Vista de roturas nas bainhas dos mono-cordãos do sistema de pré-esforço exterior
5. Deslocamento dos pilares de apoio da laje do encontro Sul (Figura 41)
Alguns destes pilares apresentam deslocamentos significativos no topo e/ou na base, o que poderia pôr em causa a estabilidade da laje, caso viessem a sair da posição.
Figura 41 - Vista dos efeitos do deslocamento de um pilar de apoio da laje do encontro Sul
Depois de feitas as inspecções à obra, sistematizaram-se os dados obtidos em função do tipo de anomalia inerente e a localização. Após se ter encontrado a explicação dos fenómenos observados, procedeu-se à indicação dos trabalhos de reparação e reabilitação estrutural a executar, divididos nas seguintes tarefas:
(b) Reparação das zonas deterioradas por corrosão de armaduras;
(c) Reparação dos perfis metálicos da laje do separador;
(d) Impermeabilização do tabuleiro;
(e) Introdução de novos apoios junto aos aparelhos de apoio danificados e reposicionamento de placas de chumbo;
(f) Reposicionamento e reforço da ligação dos pilares de apoio da laje do encontro sul;
(g) Restabelecimento da continuidade do tabuleiro e seu travamento transversal;
(h) Reparação das bainhas dos cabos monocordão;
(i) Substituição das juntas entre o tabuleiro e os encontros;
(j) Corte dos ferrolhos no encontro norte;
(k) Introdução de aparelhos de apoio móveis e travamento transversal do tabuleiro;
(l) Corte parcial do espelho do encontro norte;
(m) Introdução dos dispositivos de controlo sísmico e sua estrutura de apoio
(n) Vedação da área de implantação da estrutura de apoio do dispositivo de controlo sísmico.
Descrição dos trabalhos efectuados pelo estagiário
A análise sísmica deste viaduto dividiu-se em análises sísmicas transversal e longitudinal. Esta divisão simples torna-se possível uma vez que o viaduto de Alhandra possui traçado recto em planta.
Na direcção transversal efectuou-se uma análise dinâmica linear como objectivo de verificar a capacidade resistente dos pilares, a capacidade resistente dos
chumbadouros que efectuam a ligação entre as carlingas e as travessas dos pilares e o cálculo dos tirantes para o travamento transversal do tabuleiro nos alinhamentos onde se efectuou o corte dos chumbadouros que antes existiam.
Na direcção longitudinal efectuou-se uma análise dinâmica não linear e no tempo para dimensionamento dos amortecedores viscosos, sua estrutura de apoio e estrutura de ligação ao tabuleiro e dimensionamento dos dispositivos de ligação longitudinal dos tramos do tabuleiro. O estagiário participou activamente nesta última análise, concretamente no dimensionamento dos amortecedores viscosos, descrevendo com algum pormenor as condições do problema e a metodologia utilizada.
Dimensionamento dos Aparelhos Amortecedores Viscosos
Introdução
Para efeito de controlo da acção sísmica deveriam ser introduzidos quatro dispositivos (dois em cada meio tabuleiro) constituídos por amortecedores viscosos e respectivas estruturas de apoio e de ligação ao tabuleiro.
A estrutura de apoio é constituída por perfis HEB340 apoiados numa fundação de estacaria e ligados horizontalmente na base por uma viga de betão armado com secção de 0.8×0.5m2.
Para efeitos de análise estrutural, consideraram-se apoios elásticos que simulam a deformabilidade das fundações, materializadas pelas estacas e lintéis de betão armado. A rigidez de cálculo destas fundações, função das carcterísticas do terreno (argila mole) e da rigidez dos elementos de fundação, foi traduzida por uns coeficientes de rigidez para os deslocamentos vertical (kw) e horizontal (ku):
Note-se que na rigidez dos apoios na direcção horizontal (ku) considerou-se a
participação das estacas do encontro por forma a diminuir os deslocamentos da estrutura de apoio do amortecedor e, assim, aumentar a sua eficiência.
× = × = kN/m 10 8.1 k kN/m 10 1.7 k 4 w 4 u
Método de Análise
O conjunto dos quatro aparelhos funcionaria em paralelo pelo que se legitimava a análise e dimensionamento de apenas um aparelho, solicitado em caso de sismo pelas forças de inércia correspondentes à massa de um quarto do tabuleiro.
Para poder realizar a análise sísmica foi necessária a caracterização dos parâmetros técnicos que definem a resposta do aparelho dissipador. O aparelho dissipador - amortecedor viscoso - pode ser, em termos reológicos, traduzido por um amortecedor não linear, com expoente da velocidade α não unitário (Figura 42).
Figura 42 - Lei de comportamento do amortecedor viscoso
A força total que o aparelho transmite é dada por
α
amort. C x
F = ⋅&
Com o objectivo de modelar o problema em causa, foi necessário considerar todas as condições envolventes do sistema dissipativo: a presença da superestrutura, traduzida por uma mola com a respectiva rigidez de translacção longitudinal, e a presença da já descrita estrutura de suporte com as suas condições de fundação (Figura 43).
C,
α
F
v
Figura 43 - Modelo utilizado para analisar o problema
Fez-se um estudo paramétrico para apurar os valores para as diferentes grandezas intervenientes: rigidez do solo de fundação (Ku e Kw), rigidez da superestrutura (K1),
rigidez elástica do aparelho (K2) e factor de amortecimento (C).
O programa de cálculo automático utilizado possibilitou a análise sísmica não linear no tempo, o que foi explorado. Este tipo de análise pode ser definido como uma análise do equilíbrio (neste caso, dinâmico) em determinados instantes do tempo
igualmente espaçados (definição de passo) numa estrutura que possui elementos com
comportamentos reológicos não lineares solicitada por acções que são, neste caso, função do factor tempo. Para este efeito, é necessário que sejam introduzidos acelerogramas, funções que dão a aceleração do solo no tempo.
Para este efeito, foi necessário que se introduzissem acelerogramas, funções que dão a aceleração do solo ao longo do tempo. Devido à inexistência de dados estatísticos históricos, recorreu-se a acelerogramas artificiais.
A geração de acelerogramas foi feita a partir da função densidade espectral de potência definida na regulamentação portuguesa (RSA) para os dois tipos de sismo considerados e para terrenos do tipo II. Considerou-se que a acção sísmica pode ser
0.8*0.5m2 HEB340 x z Ktab Ku Kw C M/4 Ku Kw
modelada por um processo estocástico gaussiano estacionário. Para cada tipo de sismo, foram introduzidos dez acelerogramas considerados válidos.
Obtidos e compilados os resultados da análise executada pelo programa automático, procedeu-se ao dimensionamento do aparelho amortecedor viscoso e da estrutura de suporte.
Acelerogramas Considerados
Como dito, a geração de acelerogramas artificiais para as direcções horizontais foi realizada a partir da função densidade espectral de potência de aceleração definida pelo RSA. Para este efeito, partiu-se do facto de a acção sísmica poder ser representada por um processo estocástico gaussiano estacionário (no tempo). Considerou-se, como é aconselhável, que o número de acelerogramas necessário para definir cada tipo de sismo era igual a dez. Note-se que os valores da aceleração para cada instante foram majorados por 1,5 para todos os acelerogramas.
A selecção dos acelerogramas considerados válidos no que respeita à representatividade da acção sísmica foi feita de acordo com as regras indicadas no EC8. Efectuou-se a comparação (gráfica) entre o espectro de resposta regulamentar e o espectro de resposta artificial médio para os dois tipos de sismos, método indicado para averiguar a adequação dos acelerogramas gerados.
Figuras 44 e 45 - Comparação gráfica entre os espectros de resposta regulamentar e artificial médio para os sismo tipo 1 e 2
Análise dos Parâmetros do Amortecedor e da Influência da Rigidez da Superestrutura
Realizou-se um estudo breve acerca da influência dos parâmetros C e α sobre os deslocamentos horizontais do tabuleiro e da estrutura de suporte e sobre a força transmitida pelo amortecedor viscoso à estrutura de suporte.
Comparação entre os Espectros de Resposta Regulamentar e Artificial Médio (sismo 1, terreno II)
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 0 5 10 15 20 25 f (Hz) a ( m /s 2 )
Espectro Artificial Médio Espectro Regulamentar
Comparação entre os Espectros de Resposta Regulamentar e Artificial Médio (sismo 2, terreno II)
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 0 5 10 15 20 25 f (Hz) a ( m/ s 2 )
Esta verificação de influência foi realizada a partir dos resultados calculados para um acelerograma artificial de cada uma das acções sísmicas tipo 1 e 2.
Quanto à influência da rigidez da superestrutura, foram calculados os resultados para diferentes valores de grandeza da rigidez elástica dos deslocamentos horizontais da superestrutura.
Uma vez que existiam incertezas acerca da rigidez real do tabuleiro, testou-se ainda o comportamento de um sistema de controlo sísmico constituído por um amortecedor viscoso definido por um valor fixo do factor de amortecimento C para valores de rigidez do tabuleiro dez vezes inferior e dez vezes superior à rigidez esperada. Verificou-se que a variação do deslocamento da estrutura de suporte era muito pequena enquanto que sucedia o inverso para o deslocamento da superestrutura; a variação deste atingia 34% do valor esperado para a menor rigidez. Considerou-se, no entanto, esse valor aceitável (Figura 46).
Figura 46 - Variação do deslocamento do tabuleiro e do suporte com a rigidez da superestrutura
Os valores máximos obtidos para o deslocamento da superestrutura/tabuleiro condicionaram o dimensionamento da junta entre o tabuleiro e o encontro Norte.
Deslocamentos para diferente rigidez da superestrutura
0 20 40 60 80 100 120 1 10 100 1000 10000 100000 1000000 Ktab (kN/m) U X ( m ) SUPORTE TABULEIRO
Estimados os valores máximos da força aplicada pelos amortecedores para a acção sísmica, procedeu-se ao dimensionamento da estrutura de suporte, tendo-se prescrito perfis HEB340 (Figura 47).
Figura 47 - Estrutura sísmica de suporte
dispositivo de controlo sísmico
15 HEB340 HEA300 HEB340 HEA300 ESTACAS Ø50 ESTACAS Ø50 HEA300 CORTE LONGITUDINAL
junta de dilatação móvel
AVALIAÇÃO DAS CONDIÇÕES DE SEGURANÇA DO EDIFÍCIO
DA AV. DUQUE DE LOULÉ Nº 39
Dono de Obra: Estado Português
Consultor de Engenharia: A2P Consult
Síntese do estudo
O objectivo deste estudo coordenado pelo Eng. Júlio Appleton consistiu em avaliar as condições de segurança do edifício da Av. Duque de Loulé nº 39, onde funcionam diversos serviços da Polícia Judiciária. Pretendeu-se, em particular, avaliar as condições de segurança das lajes, as quais se apresentavam anormalmente deformadas, e as condições de segurança do edifício associadas à acção sísmica.
O referido edifício, projectado pelo Eng. Jacinto Bethencourt de acordo com o Regulamento de Betão Armado - Decreto 25948 de 1935/10/16, tem estrutura horizontal constituída por lajes de betão armado com 10cm de espessura assentes numa grelha de vigas que, por sua vez, se apoiam na estrutura das fachadas e em pilares interiores (Figura 48). A estrutura vertical é constituída por um misto de alvenaria e betão armado. Sinteticamente, a estrutura vertical nas fachadas principal e posterior do edifício é de betão armado enquanto que o "miolo" do edifício tem estrutura vertical de alvenaria furada e/ou maciça. As paredes da caixa de escadas são de alvenaria a uma vez, de tijolo furado, com pilares de betão armado nos cantos.
As fundações do edifício serão constituídas, de acordo com o projecto, por uma rede de sapatas ligadas entre si por lintéis, sendo todos estes elementos de betão armado.
Saliente-se que o projecto estrutural do edifícío foi feito numa altura em que ainda não era exigida a verificação da segurança estrutural face aos sismos.
Figura 48 - Planta original do edifício
Descrição dos aspectos mais relevantes do estudo
Caracterização do Estado Anterior
Com o objectivo de avaliar o comportamento das lajes do edifício e verificar a conformidade entre o projecto e a obra construída realizou-se no dia 29 de Maio uma visita de inspecção ao edifício em referência. O estagiário participou nessa visita.
Procedeu-se no local à medição da flecha da laje (na face superior, Figura 49) e ao levantamento de armaduras por processos não destrutivo, fazendo recurso a um detector electromagnético (Figura 50).
Figura 49 - Medição da flecha da laje
Figura 50 - Levantamento das armaduras existentes utilizando um tacómetro
Constatou-se que a deformação permanente era da ordem dos 5cm
≈ 100 1 vão flecha ,
valor muito elevado e superior ao que usualmente se considera admissível
= 400 1 a 300 1 vão flecha
Verificou-se igualmente que as armaduras detectadas não correspondiam às do projecto, sendo inferiores a essas.
Decidiu-se então proceder a 3 sondagens expondo as armaduras e medindo também a espessura da laje, tendo-se concluido que (1) dado o acabamento do piso (camada de argamassa com espessura constante e tacos de madeira), presumiu-se que a deformação medida correspondia a uma deformação permanente, (2) a espessura da laje variava entre 10.0cm e 11.5cm e (3) as armaduras existentes eram efectivamente inferiores às indicadas nos desenhos de projecto e concordantes com as obtidas por método não destrutivo.
Avaliação das Condições de Segurança das Lajes do Edifício
Para o efeito, consultou-se o regulamento normativo dos projectos de estruturas de betão armado da época (Regulamento de Betão Armado - Decreto 25948 de 1935/10/16) para compreender melhor as acções e resistências assumidas e os métodos de cálculo da época. Por comparação feita entre o regulamento da época e o ainda actual REBAP, concluiu-se que esta estrutura, se respeitasse o antigo regulamento, verificaria as condições de segurança do REBAP.
Para avaliar a capacidade resistente das lajes utilizou-se o método das bandas que, de acordo com o teorema estático da análise limite, fornece minorantes da carga última, valores que estarão assim do lado da segurança.
Confirmou-se então que se as armaduras do projecto tivessem sido aplicadas a segurança em relação à rotura estaria verificada.
Dadas as armaduras descobertas pelos ensaios destrutivos, considerou-se verosímil assumir determinada distribuição uniforme de armaduras nas lajes (7∅1/4"/m). Calcularam-se as cargas últimas dos diversos painéis de laje de acordo com tabelas de valores obtidas com análise elástica e concluiu-se que a maioria destes não verificavam a segurança ao estado limite último de flexão.
Comportamento em Serviço das Lajes
Quanto ao comportamento em serviço das lajes, foi estudado o comportamento das lajes no respeita à fendilhação e à deformação.
Calcularam-se os momentos teóricos de fendilhação de acordo com as tabelas referidas anteriormente e inferiu-se que, provavelmente, as lajes estariam fendilhadas sobre os apoios (paredes de alvenaria) mas não a meio vão, como se comprovou visualmente no local.
O cálculo da deformada elástica linear foi feita utilizando um programa de cálculo automático de elementos finitos (Figura 51). Afectando os valores obtidos da análise elástica com factores ponderados que traduzissem os efeitos da fendilhação, obtidos pelo método dos coeficientes globais, e da fluência, concluiu-se que, mesmo assim, as flechas reais deveriam ser inferiores aos valores medidos. Tal diferença poderia estar associada aos efeitos de um elevado nível de carga em utilizações passadas ou a uma pobre qualidade/resistência do betão empregue.
Figura 51 - Modelo de elementos finitos de porção de laje existente (de canto)
A constatação de que a flecha real era superior à estimada reforçou a convicção da inevitabilidade do reforço desses elementos estruturais se se pretendesse reocupar esses espaços.
Após a sistematização dos resultados para os diferentes painéis de laje, foram seleccionados aqueles que deveriam ser reforçados e fez-se advertência para a limitação de uso de outros painéis.
Procedeu-se à proposta da solução para reforço das lajes. Tal solução deveria visar 3 objectivos:
1. aumentar a capacidade resistente da laje por forma a garantir uma sobrecarga admissível igual à imposta pelo RSA para um uso do tipo actual (3kN/m2);
2. aumentar a rigidez da laje por forma a reduzir a sua deformabilidade e a aumentar a frequência própria de modo a diminuir as vibrações;
3. não aumentar o peso próprio tanto mais que as lajes estão apoiadas no interior em paredes de alvenaria, as quais poderiam sofrer danos nesse caso.
Se possível, a solução de reforço deveria ainda anular a flecha permanente da laje ou pelo menos nivelar a face superior da laje.
Estudaram-se algumas soluções (demolição e reconstrução das lajes, reforço das lajes com perfis metálicos, reforço da laje apenas na face superior com aumento de espessura) mas, pesados os prós e os contras, optou-se por prescrever a solução que a seguir se descreve:
ᔣ a laje deverá ser reforçada na face inferior com laminados de fibra de carbono. Tratar-se-iam de placas de 100mm a 120mm de largura e 1.2mm a 1.4mm de espessura de um material leve e com uma resistência de ≈ 3000MPa (compare-se este valor com o da tensão de cedência de cálculo do A235 das lajes existentes). Estas placas são flexíveis e de fácil colocação por colagem com resina epoxy;
ᔣ a laje deverá ser reforçada na face superior com umas nervuras em betão armado. Para executar essas nervuras o revestimento de tacos será removido (podendo ser reaproveitado) assim como a betonilha de assentamento. Essas nervuras teriam, para além da espessura da laje, cerca de 5cm nos apoios e cerca de 10cm no vão. O espaço entre essas nervuras ficaria vazio ou seria preenchido com barrotes de madeira para assentamento do revestimento do piso e poderia ser aproveitado para
colocar instalações eléctricas e de comunicações. Com excepção de um painel de laje, estas nervuras seriam executadas apenas na direcção do menor vão das lajes.
Estimou-se que a rigidez da laje sofreria um aumento de cerca de 40% com tal solução (Figura 52).
Figura 52 - Caracterização sumária da solução proposta
Foi apresentada uma estimativa de custo para a solução aconselhada.
Avaliação das Condições de Segurança para a Acção Sísmica
Para este efeito, caracterizou-se com pormenor a estrutura do edifício.
O edifício é constituído por 5 andares elevados, R/C (piso de entrada), cave (garagem) e sub-cave (fundações e numa pequena área para arrecadação).
Como se referiu antes, a estrutura dos pisos elevados é constituída por lajes de betão armado com 10cm de espessura apoiadas numa estrutura mista de alvenaria e betão
