Comparaison des méthodes de prévision de la transition

No início do presente capítulo foi explicado que se recorreu ao programa de cálculo SAP2000 para a modelação numérica tridimensional, com recurso a elementos do tipo casca.

A orientação dos eixos está representada na Fig. 4.5. A direção dos momentos fletores coincide com a direção das armaduras. A direção dos esforços transversos é definida segundo o plano formado pelo versor 3 e um dos restantes. O versor 3 é definido pela “regra da mão direita”.

a) Planta

b) Corte A-A. c) Corte B-B.

Fig. 4.5 – Orientação dos eixos locais.

Casca pré-fabricada

Tal como referido anteriormente, a casca pré-fabricada foi dimensionada para a fase de serviço. Logo, a laje foi dimensionada para a betonagem do 1º betão de selagem e as paredes para resistirem às impulsões hidrostáticas.

Fase de serviço Laje Pré-Fabricada

Na avaliação dos esforços na laje pré-fabricada considerou-se apenas o 2º cenário, visto ter-se demonstrado ser o mais condicionante para a fase de betonagem de 1º rolhão. Deste modo, foi elaborado um modelo estrutural onde se pretendia simular, em primeiro lugar, as dimensões geométricas da casca e, em segundo lugar, as condições fronteira e as descontinuidades estruturais. Na Fig. 4.6 apresenta-se uma representação do modelo estrutural.

Fig. 4.6– Perspetiva tridimensional do modelo estrutural do dimensionamento da laje pré-fabricada. Tendo-se definido que seriam colocados os painéis adicionais de parede somente após a betonagem de todas as camadas de betão de selagem, as paredes do modelo estrutural tinham 4,0 m de altura, com uma malha regular de 0,50 0,50 m.

De modo a segmentar a casca de acordo com a divisão anteriormente ilustrada e simular as descontinuidades estruturais entre eles, a malha não se manteve regular nas zonas onde os módulos seriam acoplados. Os módulos foram ligados entre si nas posições aproximadas dos acoplamentos através de barras com uma geometria semelhante a um parafuso M30, porque foi a ligação pré- dimensionada e foram dispostos nas posições aproximadas dos acopladores. Os módulos não foram apoiados diretamente sobre os perfis HEM 280, mas sim sobre barras com comportamento infinitamente rígido ligadas aos perfis, porque sobre estes seriam colocados os anéis de estanquidade e “calços” de igual espessura sob a zona de ligação dos módulos. A partir das Fig. 4.8 e Fig. 4.9 pode-se verificar que o apoio indireto entre os módulos e os perfis é feito ao longo de 1 m.

As Fig. 4.7 e Fig. 4.10 também ilustram as considerações enunciadas.

Fig. 4.8 – Zona junto ao negativo, perfis metálicos e ligações verticais aos módulos.

Fig. 4.9– Pormenor da ligação entre os módulos e os perfis HEM 280.

Por fim, as condições fronteira foram definidas nos nós dos perfis localizados na posição média dos anéis inferiores, através de apoios que impediam todas as translações. Por razões de modelação em cada negativo fixaram-se em 4 nós os deslocamentos verticais.

Apresentam-se em seguida na Fig. 4.11 dois exemplos dos resultados obtidos, neste caso os momentos fletores M11 e M22. Os resultados completos estão em Anexos A. – páginas 129 a 132.

Fig. 4.11 – Exemplo dos resultados obtidos na modelação (M11 e M22).

Paredes Pré-Fabricadas

Dado o elevado desnível hidrostático (1º cenário), as paredes teriam que resistir a forças máximas de aproximadamente 65 kN/m2_{. Nesse sentido, foi preciso estudar uma forma de lhes conferir maior}

rigidez, porque a sua espessura inicial, condicionada pelo transporte, não era suficientemente resistente. Note-se que, nesta fase de dimensionamento as paredes tinham uma altura total de 6,5 m e os restantes 1,35 m da laje (0,20 + 0,60 + 0,55 m) – os dimensionamentos dos betões de selagem serão descritos posteriormente.

Numa primeira iteração, averiguou-se a possibilidade das paredes serem contraventadas por perfis metálicos, como no exemplo da Fig. 4.12.

No entanto, os contraventamentos necessários ocupariam muito do espaço disponível para a execução do maciço e das lâminas do pilar.

Portanto, a solução encontrada para resolver esses problemas foi a betonagem submersa in situ de paredes com espessuras adequadas. Deste modo, o espessamento da secção não só evitava o contraventamento das paredes, como também permitia reduzir drasticamente os deslocamentos e aumentava as resistências, em especial na zona de encastramento na laje.

A Fig. 4.13 mostra o modelo estrutural utilizado. A partir do modelo ilustrado abaixo foi possível determinar as espessuras in situ necessárias para as paredes resistirem aos esforços. Neste caso as paredes passavam a ser contínuas.

Fig. 4.13 – Perspetiva tridimensional do modelo estrutural do dimensionamento das paredes. Os carregamentos correspondentes aos impulsos hidrostáticos foram os seguintes:

 Impulso Hidrostático Inferior – 80 kN/m2  Impulso Hidrostático Lateral – 65 kN/m2

Repare-se que os impulsos hidrostáticos laterais crescem em profundidade e são máximos ao nível do encastramento entre a parede e a laje. Como a laje de betão tinha uma espessura de 1,35 m e dada a sua enorme rigidez devido às suas características geométricas, o encastramento entre as paredes e este elemento de betão é feito a 6,5 m de profundidade e não a 7,85 m. Contudo, a face inferior da laje estaria sujeita a impulsos hidrostáticos superiores aos laterais, porque a base da casca encontrar-se-ia, sim, a quase 8 m de profundidade.

As condições fronteira foram alteradas relativamente ao modelo estrutural anterior (Fig. 4.6): aqui definiram-se apoios que impediam as translações em todas as direções, nos nós da malha dos negativos das estacas. Quando se esvaziasse o interior da casca, os anéis superiores seriam o seu suporte, pelo que se justifica a opção pelas referidas condições de apoio.

Na modelação procurou-se representar a geometria dos elementos de betão. No caso das paredes, concluiu-se que seria mais adequado ter um espessamento superior na zona mais próxima do encastramento, onde os esforços são máximos, no valor de 0,60 m e ao longo de 3,00 m de altura. Nos 2 m seguintes decidiu-se reduzir a espessura da parede in situ para 0,30 m, pois à medida que a profundidade diminui, os impulsos também diminuem.

Apresentam-se em seguida dois exemplos dos resultados obtidos, neste caso os momentos fletores M11 e M22 que permitiram aferir o espessamento máximo – Fig. 4.14. Os resultados completos estão em Anexos A. – páginas 133 e 134.

Fig. 4.14 – Exemplo dos resultados das paredes obtidos na modelação (M11 e M22)

No entanto, a definição da geometria final das paredes in situ, tal como está representado na Fig. 4.2, foi condicionada pela capacidade resistente da parede pré-fabricada aos esforços resultantes daquelas betonagens in situ. Esta avaliação foi realizada partindo do mesmo modelo estrutural, naturalmente sujeito aos devidos carregamentos.

Os resultados obtidos de uma única parede modelada de acordo com a mesma Fig. 4.2 estão nos Anexos A. – páginas 134 e 135.

1º Betão de Selagem (1º BS)

A primeira betonagem de selagem tinha como primeiro objectivo selar o fundo da casca. Em segundo lugar, essa camada de betão deveria resistir aos esforços decorrentes da betonagem submersa do 2º betão de selagem, juntamente com a laje pré-fabricada. Na Fig. 4.15 apresenta-se o modelo estrutural utilizado.

Fig. 4.15 – Perspetiva tridimensional do modelo estrutural do dimensionamento do 1º BS.

No modelo ilustrado na Fig. 4.15, as paredes tinham 3 m de altura (cerca de 3,85 m subtraídos de 0,80 m). Naturalmente, o modelo representa as dimensões geométricas de cada elemento estrutural, sendo que a espessura da laje era de 0,80 m (0,20 + 0,60).

Como os anéis metálicos superiores seriam apertados antes da betonagem do 2º Betão de Selagem (2ºBS), as condições fronteira foram definidas de forma idêntica à explicada no modelo da Fig. 4.13.

Fruto da presente modelação, concluiu-se que o 2º BS poderia ser betonado sobre a referida secção resistente.

Nos Anexos A. apresentam-se os resultados da modelação – páginas 136 a 139. Verificação da Segurança do 1º Betão de Selagem

Punçoamento

A verificação de segurança ao punçoamento não foi efetivamente realizada, porque, a pedido da CASAIS, o estudo da presente solução estrutural foi interrompido e iniciou-se o estudo do segundo sistema de suporte da casca. Por isso, apresenta-se no Quadro 5 um cálculo inicial, apenas com o intuito de demonstrar que de facto seria necessário dimensionar armaduras de punçoamento.

Quadro 5 – Punçoamento (ELU).

Zona VEd [kN] β u0 [m] d [m] vEd [MPa] vRd, max [MPa] u1 [m] vEd [MPa] vRd,c [MPa]

Estaca Central 2350 1,15 9,42 0,54 0,53 6,73 16,24 0,307 0,422 Estaca de Canto 2350 1,50 1,57 0,54 4,14 6,73 8,04 0,502 0,422 Estaca de Bordo 2350 1,40 1,57 0,54 3,87 6,73 12,09 0,809 0,422

2º Betão de Selagem

O 2º BS seria armado apenas superiormente, o que significa que esta camada de betão contribuiria para a resistência à impulsão hidrostática, principalmente para a ascendente. A colocação da armadura inferior iria ser muito dificultada pelos anéis, pelo que se procurou encontrar uma solução que permitisse a sua dispensa. Portanto, recorreu-se ao modelo estrutural anterior (Fig. 4.13) para avaliar os esforços envolvidos na fase a partir da qual os trabalhos a seco iriam ser iniciados, tendo-se concluído que se poderia armar apenas superiormente. Tal significa que as armaduras inferiores do 1º rolhão garantiam a segurança à flexão.

Nos Anexos A. apresentam-se os resultados da modelação – páginas 140 a 143.

Note-se que as espessuras dos BS ainda tinham que ser validadas pela verificação de segurança ao punçoamento, que será apresentada mais adiante.

4.4.2.2 Elementos em Aço

Anel Superior

Antes de se iniciar o processo de modelação dos anéis metálicos, procurou-se compreender o seu princípio de funcionamento, isto é, procurou-se encontrar uma solução que satisfizesse as necessidades estabelecidas.

Era tido como ponto de partida que o anel metálico funcionasse por atrito contra o tubo moldador da estaca. Deste modo, este seria constituído por duas metades iguais de ligações aparafusadas pré- esforçadas que, uma vez apertadas as ligações pré-esforçadas faziam com que o anel exercesse uma força de confinamento contra o tubo da estaca suficientemente elevada de forma a evitar o seu escorregamento. Portanto, o efeito de confinamento podia ser comparado com o princípio de funcionamento de um cabo de pré-esforço onde, uma vez puxadas as suas extremidades, a carga equivalente resultante é semelhante às forças de confinamento que se pretendiam mobilizar.

De forma a comprovar o comportamento descrito, modelou-se um anel num modelo de barra, aplicando-se uma força unitária de 1 MN. Assim, pôde-se observar as reações radiais (ou de confinamento), que surgiam devido a esses carregamentos. A Fig. 4.16 mostra a modelação realizada.

a) Vista geral.

b) Pormenor das reações radiais.

Fig. 4.16 – Aplicação das forças unitárias e respetivas reações.

Tal como se pode observar, aplicando duas forças tangentes ao semicírculo, as reações são radiais e, naturalmente, no sentido contrário. Por essa razão, seria expectável que o aperto dos parafusos fizesse com que o anel exercesse uma força de confinamento no tubo moldador.

Por conseguinte, partiu-se para a modelação tridimensional de elementos finitos, definindo-se a geometria que se julgava mais adequada para garantir a segurança. A Fig. 4.17 ilustra o modelo estrutural utilizado.

Os carregamentos foram definidos nas posições aproximadas dos parafusos, através de forças nodais. As condições fronteira foram definidas através de apoios radiais, isto é, que impediam as translações no sentido radial ou concêntrico. Desta forma, também foi possível quantificar a percentagem de força de confinamento mobilizada para o carregamento definido e, assim, verificar a eficiência estrutural do anel metálico.

Fig. 4.17 – Perspetiva tridimensional do modelo estrutural do meio anel superior.

A Fig. 4.17 evidencia as características geométricas das peças, nomeadamente os cutelos diagonais, que ofereciam maior rigidez ao conjunto metálico, e as 3 chapas horizontais soldadas à chapa da

ligação aparafusada. A definição desta geometria final, bem como das próprias espessuras das peças, foi obtida através de sucessivas iterações, até se conseguir obter uma solução final que desse as devidas garantias de segurança.

Por outro lado, era preciso verificar a segurança da chapa inferior, com uma forma de “donut”, pois seria este elemento de aço que receberia as forças de impulsão por contacto com a superfície do 1º BS. O modelo estrutural foi similar ao anterior, embora este represente o anel na sua totalidade e fazendo com que as duas metades funcionem em conjunto, como um elemento estrutural único – Fig. 4.18.

Fig. 4.18 – Perspetiva tridimensional do modelo estrutural do anel superior.

As Fig. 4.19, Fig. 4.20 e Fig. 4.21 ilustram os resultados finais da primeira e da segunda modelação (cargas de impulsão).

Fig. 4.19 – Tensões de Von-Mises no anel superior – alçado de frente.

Fig. 4.21 – Tensões de Von-Mises no anel superior – vista inferior.

Verificação da Segurança do Anel Superior

Na verificação da segurança dos anéis superiores foi aplicada uma força nodal por parafuso de 210 kN, com o objectivo de analisar as tensões de Von-Mises nas zonas das ligações, tal como é mostrado nas Fig. 4.19 e Fig. 4.20. Também se verificou a segurança da chapa inferior do anel que estaria em contacto com o 1ºBS (“aba”), tal como está ilustrado na Fig. 4.21. Assim, verificou-se que as tensões de Von-Mises eram inferiores à tensão de cedência do aço S 355, traduzido pela ausência de cores azuis e, portanto, considerou-se garantida a segurança.

O Quadro 6 resume os esforços para os quais os anéis foram dimensionados, de acordo com a Fig. 4.4. Os esforços obtidos foram o resultado da soma de forças descendentes (peso dos elementos), subtraídos da impulsão hidrostática. Note-se que com a força aplicada por parafuso pretendia-se equilibrar as forças máximas de impulsão.

Quadro 6 – Cargas descendentes de dimensionamento dos anéis superiores.

Tipo

Impulsão Laje Casca Cargas

Altura [m] Impulsão [kN/m2] Impulsão [kN] Espessura [m] Peso [kN] Pk[kN] PEd [kN]

1 7,85 78,5 2826,0 1,35 -1913,6 912,4 1477,64

2 7,85 78,5 2826,0 1,35 -1876,0 950,0 1045,0

3 7,85 78,5 2826,0 1,35 -1148,9 1677,1 1844,8

4 7,85 78,5 2826,0 1,35 -903,1 1922,9 2115,2

Anel Inferior

No caso dos anéis inferiores, o procedimento de modelação foi semelhante ao descrito acima, pelo que somente se apresentarão as Fig. 4.22, Fig. 4.23 e Fig. 4.24, onde estão ilustrados os modelos tridimensionais de casca do meio anel e do anel completo. Em particular na Fig. 4.23, é possível

observar a representação do posicionamento dos perfis HEM 280 sobre a chapa circular do anel, o que significa que se pretendeu simular o carregamento por unidade de área apenas sobre a referida zona de contacto.

Fig. 4.22 – Perspetiva tridimensional do modelo estrutural do meio anel inferior.

Fig. 4.23 – Vista de cima do modelo estrutural do anel inferior.

Fig. 4.24 – Perspetiva tridimensional do modelo estrutural do anel inferior.

Uma vez que o dimensionamento do anel inferior relativamente ao pré-esforço dos parafusos não foi condicionante, só se apresenta os resultados respeitantes ao apoio dos perfis metálicos sobre a chapa circular (“aba”) do anel, explícitos na Fig. 4.25. Os restantes resultados estão em Anexos A. – página 144.

Fig. 4.25 – Tensões de Von-Mises no anel inferior – vista superior.

Verificação da Segurança do Anel Inferior

Na verificação da segurança dos anéis inferiores foi aplicada uma força nodal por parafuso de 125 kN, com o mesmo objectivo que o referido na Verificação da Segurança do anel superior. Por isso, também foram analisadas as tensões de Von-Mises na chapa superior do anel que receberia os perfis metálicos HEM 280 e, por consequência, o peso de toda a estrutura de betão submersa – Fig. 4.25. Mais uma vez, verificou-se que as tensões de Von-Mises eram inferiores à tensão de cedência do aço S 355, pelo que se considerou garantida a segurança.

O Quadro 7 resume os esforços para os quais os anéis foram dimensionados. Os esforços obtidos foram o resultado da soma dos pesos dos elementos de betão submersos.

Quadro 7 – Cargas descendentes de dimensionamento dos anéis inferiores.

Tipo

Parede Pré-Fabricada Laje Parede in situ Cargas

Altura [m] Peso [kN] Espessura [m] Peso [kN] Espessura [m] Peso [kN] Pk[kN] PEd [kN]

1 6,5 -199,9 1,35 -561,5 0,60+0,30 -386,8 -1148,1 -1377,8 2 6,5 -126,8 1,35 -735,6 0,60+0,30 -263,3 -1125,7 -1350,7 3 6,5 -89,7 1,35 -413,4 0,60+0,30 -186,3 -689,4 -827,2

4 – – 1,35 -541,9 – – -541,9 -659,2

Perfil HEM 280

Tal como explicado na Descrição da Solução dos Anéis Metálicos, os perfis metálicos seriam pousados sobre os anéis inferiores e receberiam a casca pré-fabricada. Portanto, recorreu-se ao

software SAP2000 e definiu-se uma viga simplesmente apoiada na zona das estacas, como ilustrado na

Fig. 4.26 – Modelo estrutural do dimensionamento das vigas HEM.

De modo a determinar a envolvente de esforços escolheram-se duas vigas tipo, aquelas que poderiam ser as mais solicitadas ou pela proximidade com as paredes de betão ou pelo vão que tinham que suportar. Assim, a Fig. 4.27 mostra quais as vigas consideradas no processo de dimensionamento e verificação da segurança.

Fig. 4.27 – Indicação dos perfis HEM escolhidos.

Verificação da Segurança

Depois de obtidos os esforços atuantes e de acordo com o enunciado em 4.3 (Considerações Segundo os Eurocódigos), os perfis foram dimensionados segundo o EC3-1-1. Assim, as figuram que sintetizam as referidas verificações de segurança estão remetidas para os Anexos A. – páginas 145 e 146 – podendo-se observar que a segurança foi garantida.

Na verificação de segurança tiveram-se em conta algumas considerações simplificadas, sendo elas as seguintes:

 Lcry=Lcrz=LcrLT – 2L na consola ou L a ½ vão;  VEd constante ao longo da viga e máximo.

Dado que a solução estudada se integrava num projeto de uma estrutura provisória, considerou-se adequado dimensionar estes elementos metálicos de forma conservativa e simplificada, não se prejudicando o lado económico.

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