REFORÇO SÍSMICO DE PONTES SOLUÇÕES ALTERNATIVAS E EXEMPLOS DE APLICAÇÃO

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1 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA 1 REFORÇO SÍSMICO DE PONTES SOLUÇÕES ALTERNATIVAS E EXEMPLOS DE APLICAÇÃO JÚLIO APPLETON Prof. Cat. IST A2P Consult Lisboa Portugal MARCO FIGUEIREDO Engº Civil A2P Consult Lisboa Portugal A. COSTA Prof. Aux. IST A2P Consult Lisboa Portugal MIGUEL SANTOS Engº Civil A2P Consult Lisboa Portugal SUMÁRIO Esta comunicação tem como objectivo apresentar possíveis soluções de reforço sísmico de pontes e ilustrá-las com vários projectos efectuados neste domínio e que envolvem opções diversas, destacando-se a introdução de isolamento da base (Ponte dos Arcos), a introdução de sistemas de amortecimento (Viaduto de Acesso à Ponte da Figueira da Foz) ou o reforço da estrutura existente (Viaduto Duarte Pacheco). Nesta comunicação apresentam-se também os modelos de dimensionamento adoptados nesses estudos e os principais pormenores construtivos. 1. INTRODUÇÃO A necessidade de reforço sísmico de pontes e viadutos resulta do facto de que a generalidade das obras anteriores a 1961 não foram projectadas para garantir a segurança para a acção sísmica e mesmo posteriormente o nível de exigência ter sido muito inferior ao que hoje se considera necessário. O reforço de uma estrutura deve, sempre que possível, ser o mínimo intrusivo e deve também não modificar significativamente o comportamento da obra para as outras acções. De entre as técnicas de reforço sísmico de pontes destacam-se as soluções de reforço selectivo através da introdução de sistemas de amortecimento ou de isolamento. Cada obra é um caso particular para a qual se deverá estudar a solução mais adequada. Na Figura 1 apresentam-se espectros de resposta de acelerações para vários valores do amortecimento equivalente da estrutura. Se para uma dada estrutura existente (ponto 0) se verificar que a resistência sísmica (F Sd F Rd ) não é satisfeita, colocam-se as seguintes opções: (A). (B). Reforçar os elementos estruturais e sua ductilidade (ou seja, aumentar F Rd ). Esse aumento implicará, em geral, um aumento da rigidez e a acção passará para o ponto 1 da Figura 1, o que se traduz num agravamento da acção sísmica. Em muitos casos, esta opção não é simplesmente viável porque exige também um reforço de fundações significativo; Isolamento sísmico da estrutura. Esta estratégia introduz dois novos modos de vibração da parte isolada da estrutura que correspondem às translações no plano horizontal desta, sendo que a nova frequência fundamental da estrutura isolada (ponto 2) é inferior à frequência fundamental anterior (ponto 0). Este abaixamento da frequência fundamental da estrutura traduz-se, para a generalidade dos sismos, numa redução da acção sobre a estrutura trajectória B da Figura 1.

2 2 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA (C). Introdução de dispositivos de dissipação de energia. Esta opção traduz-se no aumento da capacidade de amortecimento da estrutura (trajectória C da Figura 1) e consequente redução da acção sísmica e dos deslocamentos. A introdução destes dispositivos implica em geral a modificação das condições de ligação do tabuleiro aos encontros (e/ou pilares) % Aceleração S e (m/s 2 ) % 15% 20% 1 A 0 B C Período T (s) Figura 1: Espectros de resposta do DNA da ENV (EC8). Na Figura 2 ilustra-se, nos pseudo-espectros de deslocamentos, o resultado dessas intervenções em termos de deslocamento. Deslocamento S de (m) % % % 0.05 B 20% 0.04 A C Período T (s) Figura 2: Pseudo-espectros de resposta do DNA da ENV (EC8). Na Figura 3 apresenta-se de forma integrada a relação entre aceleração/deslocamento/período para estas várias intervenções. Para uma estrutura rígida (ponto 0 na Figura 3) o isolamento de base (0 0) pode ser especialmente interessante, por reduzir significativamente as forças transmitidas à estrutura, sem envolver grande deformação final. Para uma estrutura flexível (ponto 0 na Figura 3) a introdução de um sistema de amortecimento ((0 3 ) pode ser especialmente interessante por reduzir a deformabilidade e ao mesmo tempo reduzir a acção sísmica transmitida à estrutura, sem envolver aparelhos de amortecimento de grande potência e correspondente custo.

3 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA 3 Aceleração S e (m/s 2 ) 3.5 T=0.2s 3.0 T=0.6s 2.5 5% 0 10% % T=1.0s A % C B 2 T=2.0s T=3.0s Deslocamento S de (m) Figura 3: Curvas Aceleração/Deslocamento/Período para a acção sísmica do DNA da ENV (EC8). 2. REFORÇO SÍSMICO DOS VIADUTOS DE ACESSO À PONTE DA FIGUEIRA DA FOZ 2.1. Descrição da estrutura A Ponte da Figueira da Foz tem um desenvolvimento total de 1421 m, incluindo uma ponte de tirantes com 405 m sobe o Rio Mondego e Viadutos de acesso em ambas as margens com um desenvolvimento de 630 m na margem esquerda e 315 m na margem direita. O perfil transversal envolve uma plataforma de 20.6 m de largura (Figura 4). A Ponte da Figueira da Foz foi projectada pelo Eng. Edgar Cardoso tendo sido a primeira ponte atirantada executada em Portugal, datando a sua conclusão de 1982 [1]. Viaduto da margem esquerda Left Bank Viaduct Alçado Section EE Plan Planta Ponte Cable Stayed Bridge Alçado Section Viaduto Right Bank da margem Viaductdireita ME MD ED PTE PTD Planta Plan Figura 4: Dimensionamento geral. (dimensões em metros).

4 4 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA Figura 4: Dimensionamento geral. (dimensões em metros) (cont.). Os viadutos de acesso têm um tabuleiro em betão armado e pré-esforçado com laje vigada com 4 vigas longitudinais afastadas de 5.20 m e vãos de m. As vigas têm altura variável de 2.80 m a 2.30 m e alma de espessura variável de 0.40 m no vão a 0.60 m nos apoios e são pré-esforçadas longitudinalmente. A laje, de espessura variável de 0.18 m no vão a 0.22 m sobre as vigas, é pré-esforçada transversalmente. As vigas são apoiadas através de aparelhos de apoio de chumbo e ferrolhos nas travessas dos pilares. As vigas são ainda interligadas por carlingas no vão, espaçadas de 15 m. Nos pilares de transição o tabuleiro dos viadutos apoia em aparelhos de apoios móveis. Os pilares dos viadutos são constituídos por duas colunas rectangulares ocas, com 3.00 m x 1.60 m superiormente ligadas por uma travessa também oca com 4 m x 1.6 m e uma espessura das paredes de 0.25 m. Os encontros são constituídos por uma caixa fechada sendo, na margem esquerda, o tabuleiro fixado ao encontro, para efeito de resistência à acção sísmica. Neste capítulo tratar-se-á apenas do reforço sísmico de um dos viadutos de acesso [2] Avaliação da resistência sísmica do viaduto Um modelo tridimensional do Viaduto (Figura 5) da margem esquerda mostrou que as forças actuantes nos pilares mais baixos (mais rígidos) ultrapassam a sua capacidade resistente. Figura 5: 1º e 2º Modo de Vibração do Viaduto.

5 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA 5 A ligação entre o tabuleiro e o encontro apresenta dois problemas. Os ferrolhos não têm a necessária capacidade resistente e a ligação às vigas não é suficientemente robusta para transferir a acção sísmica ao encontro. A força de corte obtida no modelo é de kn e a capacidade resistente dos ferrolhos (4 x 6 40 mm) é de 2420 kn. As frequências do Viaduto (obtidas no modelo e confirmadas experimentalmente) são de Hz (modo longitudinal, tabuleiro desligado do encontro) e Hz (modo transversal) Concepção do reforço sísmico A concepção da intervenção foi controlar as acções transmitidas pelo tabuleiro ao encontro através da introdução de amortecedores viscosos entre o tabuleiro e o encontro. Com esta solução reduzem-se também as acções transmitidas aos pilares Avaliação do comportamento sísmico após a intervenção Um modelo não linear tridimensional de análise dinâmica no tempo foi realizado, simulando a acção sísmica por um conjunto de 10 acelerogramas artificiais equivalentes à acção sísmica regulamentar (RSA / ENV 1998) para a região C, solo Tipo II e sismo Tipo 2 [3]. Os amortecedores, um em cada viga foram simulados pela relação constitutiva F = Cv α, tendo-se realizado um estudo paramétrico variando C = 1000; 1500 kn/(m/s) α e α = 0.1; 0.2. Os pilares foram simulados considerando um comportamento não linear para a relação momento-curvatura. No Quadro 1 apresentam-se os valores dos deslocamentos obtidos no Encontro e no pilar de transição e a força máxima no amortecedor. Quadro 1 Seismic Action: X Axis Seismic Action: Y axis s/ ap. 1000V V V V 0.20 s/ap 1000V V V V 0.20 Δ abut (mm) Δ col (mm) F sup (kn) Destes resultados conclui-se que o amortecedor com a relação F = 1500 V 0.1 seria o mais adequado. Para esta solução os pilares mantêm-se em regime elástico Detalhes construtivos Na Figura 6 apresentam-se detalhes construtivos da zona de ligação dos amortecedores ao tabuleiro e encontro.

6 6 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA Furos injectados com grout Aparelhos dissipadores de energia A' A B B' 7 barras tipo "dywidag" Ø36mm 7 Chapas 180 x 180 x 22mm 5 barras tipo "dywidag" Ø26mm 5 Chapas 125 x 125 x 15mm C Figura 6: Detalhes construtivos. 3. REFORÇO SÍSMICO DO VIADUTO DUARTE PACHECO 3.1. Descrição da estrutura O Viaduto Duarte Pacheco, com m de desenvolvimento entre eixos dos encontros, foi projectado em 1937 pelo Eng. João Alberto Barbosa Carmona [4] e a obra foi executada de Abril de 1939 a Dezembro de 1944 pela "Sociedade de Empreitada de Obras Públicas, Lda" (SEOP, Lda). De referir que o projecto foi verificado pelo Eng. Edgar Cardoso. A estrutura, integralmente realizada em betão armado, divide-se em 5 partes (Figura 7): LISBON DUARTE PACHECO VIADUCT IN LISBON CASCAIS Figura 7: Viaduto Duarte Pacheco (dimensões em metros). Duas passagens superiores em arco, uma sobre a linha de caminho de ferro e outra sobre a Avenida do Parque Florestal de Monsanto; cada uma destas passagens compõe-se de três arcos paralelos com 40 m de vão sobre os quais assenta o tabuleiro de betão armado por meio de pilares encastrados no arco. A secção transversal do tabuleiro é constituída por uma laje contínua apoiada em 10 longarinas com vãos de 4.0m. Dois viadutos com uma extensão de m entre eixos, de vigas contínuas de 5 tramos com m de vão assentes em pilares articulados longitudinalmente. Um arco central sobre a Avenida de Ceuta. A secção transversal do tabuleiro é semelhante à anteriormente descrita, estando a laje apoiada em 10 longarinas com 12 tramos de 7.83 m, constituindo dois conjuntos de vigas contínuas de 6 tramos entre a pilastra e o fecho do arco. A largura do tabuleiro é de m dos quais 6.00 m foram inicialmente destinados a dois passeios de 3.00 m cada. Cada faixa de rodagem comportava duas vias (7.50m) e um separador central de 3.00 m.

7 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA Avaliação da resistência sísmica da estrutura existente O projecto do Viaduto não considerou os efeitos de acção sísmica (a regulamentação da época a tal não exigia). Um modelo tridimensional da totalidade do Viaduto é apresentado na Figura 8, muito embora actualmente as 5 subestruturas apresentam respostas independentes para a acção sísmica. Figura 8: Modelo estrutural. Uma característica desta obra é o seu baixo grau de hiperestatia devido às numerosas rotulas e juntas de dilatação adoptadas no projecto. As estruturas laterais do tipo arco de tabuleiro superior apresentam um bom comportamento sísmico devido à rigidez dos arcos e às paredes rigidamente ligadas aos arcos e que apoiam o tabuleiro. Os viadutos intermédios são muito flexíveis na direcção longitudinal. O tabuleiro é apoiado em apoios móveis nos pilares externos e em aparelho com rótula nos pilares interiores. Destes 4 alinhamentos, em 3 os pilares são bi-articulados, funcionando assim como pêndulos. Para a acção sísmica o deslocamento do tabuleiro obtido na análise é de 0.20 m. Para a estrutura do arco central o deslocamento do tabuleiro para a acção sísmica obtido no modelo de análise é de 0.15 m Concepção do reforço sísmico Da análise do comportamento sísmico do Viaduto existente concluiu-se ser fundamental reduzir a flexibilidade dos viadutos e arco central e dotar o viaduto da necessária capacidade resistente. A concepção adoptada foi a de ligar os tabuleiros dos viadutos e arco central às pilastras do arco central, o que implica reforçar essas pilastras. Esse reforço foi concebido ser executado com pré-esforço vertical exterior (no interior das pilastras) o qual controla a fendilhação e aumenta a capacidade resistente das pilastras Avaliação do comportamento sísmico após a intervenção A acção sísmica foi definida de acordo com o RSA para a zona A, solo Tipo II, coeficiente de amortecimento de 5% e adoptou-se um coeficiente de comportamento de 2. A frequência na direcção longitudinal, após reforço, é de 1.35 Hz a que está associada uma aceleração de a = g. A força estática equivalente numa pilastra é de kn. Considerando os efeitos de 2ª ordem as acções na base de pilastra são de N sd = kn; M sd = knm, valor superior à capacidade resistente do Mr d = knm.

8 8 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA d Figura 9: O objectivo do pré-esforço vertical P é dotar a pilastra de um acréscimo de momento resistente de ΔM R = P.d em que d é a distância entre eixos das paredes das pilastras (Figura 9). Assim obtém-se o pré-dimensionamento de P: ΔM R = = P x 4.5 P = kn A avaliação do comportamento sísmico foi realizado para esta situação considerando uma redução de rigidez dos pilares para 40% do valor da rigidez não fendilhada. O pré-esforço nas pilastras é fixado na base a uns maciços amarrados por barras seladas no maciço de fundação das pilastras Detalhes construtivos Na Figura 10 apresentam-se os detalhes construtivos previstos no projecto. Laminados CFRP Barras de fixação do tabuleiro Estrutura metálica Laminados CFRP Pré-esforço vertical Laminados CFRP Pré-esforço vertical Sistema de ancoragem do pré-esforço vertical Sistema de ancoragem do pré-esforço vertical Figura 10:

9 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA 9 4. PONTE DOS ARCOS 4.1. Descrição da ponte A ponte sobre o Rio Sado na EN261 data de 1944, sendo o projecto da autoria do Eng. Edgar Cardoso [5]. É uma solução de dois tramos do tipo arco de tabuleiro inferior (Bowstring) realizada em betão armado com um tabuleiro em laje de espessura variável (Figura 11). Figura 11: Ponte dos Arcos. Aspecto geral. O comprimento total da ponte é de 75.00m, correspondendo 33.00m a cada um dos tramos Bowstring e 4.50m aos muros avenida dos encontros. A largura total é de 9.90m, com 6.00m de faixa de rodagem, 0.90m de cada lado para os tirantes e 1.05m de cada lado para os passeios. Os arcos, cujo vão teórico é de 31.50m, têm um eixo parabólico com 5.25m de flecha. A sua secção transversal recta é constante e mede 0.60m de largura por 1.10m de altura. Os tirantes existentes ao nível da laje têm a secção de 0.60x0.80m². Os arcos suportam o tabuleiro por intermédio de oito montantes de suspensão, de 0.50x0.30m² articulados nas suas extremidades no plano dos arcos, com excepção dos dois centrais, que formam com as vigas horizontais superiores que os ligam, dois pórticos de contraventamento a fim de resistirem às acções horizontais do vento sobre os arcos (Figura 12). Figura 12: Secção transversal na zona das escoras superiores (dimensões em metros).

10 10 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA O pilar com 5.00m de altura e secção rectangular de dimensão variável em altura é rematado nos topos por talhamares de secção circular. Tem no coroamento uma espessura de 2.50m e um comprimento de 10.00m. Na base, a espessura é de 3.00m e o comprimento de 10.50m. O pilar é de betão simples e encontra-se fundado por 24 estacas de betão armado, moldadas contra o solo e com um diâmetro φ0.50m sendo encabeçadas por um maciço com 1.50m de altura. Cada um dos encontros é constituído por um muro de testa e por dois muros de avenida, de betão simples, assentes sobre sapatas contínuas do mesmo material, convenientemente ligadas a estacas de betão armado, moldadas no terreno. Dos aparelhos de apoio metálicos de cada tramo, um par é fixo (no pilar) e outro de livre dilatação por meio de rolamento, fazendo-se este segundo um plano inclinado a 5% sobre a horizontal, a fim de favorecer a estabilidade dos encontros Avaliação da resistência sísmica da ponte Na Figura 13 apresenta-se o modelo adoptado para realizar a avaliação da segurança sísmica da Ponte existente. Figura 13: Modelo de elementos finitos utilizado. O pilar foi modelado por uma barra de secção variável. O maciço foi modelado por meio de uma grelha rígida e as estacas correspondem a barras com a secção circular correspondente. Para simular o solo de fundação considerou-se, de acordo com o estudo geotécnico realizado, uma camada de argila muito mole no primeiro 1.50m de estaca, seguindo-se 3.0m de argila mole, 1.0m de argila média e 2.50m de argila muito compacta. O primeiro modo de vibração da estrutura é longitudinal e tem uma frequência de 0.686Hz. Figura 14: Configuração da deformada para o primeiro modo de vibração.

11 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA 11 A acção sísmica foi caracterizada, de acordo com o RSA, para a região A e solo tipo III. Adoptou-se um coeficiente de amortecimento ξ = 0.05 e um coeficiente de comportamento η = 1.50 para o pilar e para as estacas e η = 1.00 para os aparelhos de apoio. As combinações de acções cuja acção variável base é o sismo originam nas estacas flexão composta desviada a que estes elementos não têm capacidade para resistir. Devido ao efeito de flexão, as estacas têm apenas uma resistência da ordem dos 22% da resistência necessária para o sismo regulamentar Concepção do reforço sísmico e avaliação do comportamento sísmico após reforço Não sendo viável reforçar as fundações do pilar central para o sismo regulamentar concebeu-se uma solução que reduzirá significativamente os esforços transmitidos ao pilar. A solução que se concebeu consistiu no seguinte: - Substituir os aparelhos de apoio actuais por aparelhos de neoprene de alta distorção e amortecimento; - Reforçar as fundações do pilar central, introduzindo micro-estacas. Utilizou-se o mesmo modelo que serviu de base à verificação da segurança da estrutura actual, acrescentando os elementos que constituem o reforço e que são as micro-estacas no pilar central, os novos aparelhos de apoio e a nova ligação de continuidade axial entre tabuleiros. Do modelo obteve-se a rigidez longitudinal dos pilares e encontros. A rigidez total é k = kN/m. Obtevese também a massa total do tabuleiro, que é de ton. Com estes dados, se a estrutura estivesse fixa aos encontros e pilares, a frequência seria: f 1 k = = 1. Hz 2 m 95 π Realizando o pré-dimensionando dos aparelhos de apoio para a carga vertical, tem-se que cada aparelho tem uma rigidez horizontal de 1230kN/m. A frequência que se espera obter a partir do modelo realizado é de: f = = 0. 46Hz 2 π Para esta frequência, o sismo tipo 2 é condicionante, originando uma aceleração de 0.786m.s - ². O deslocamento expectável é de: a d = = m 2 2 π f ( ) O deslocamento devido à combinação sísmica de cálculo é de x 1.50 = 0.141m Os novos apoios de neoprene foram modelados da seguinte forma: - Para ter em conta a sua rigidez (1230kN/m) introduziu-se um elemento de ligação entre o tabuleiro e as superfícies de apoio (pilar e encontros) com rigidez equivalente à do apoio; -O amortecimento conferido por estes apoios é de 10% e foi tido em conta ao nível da acção, tendo-se utilizado os espectros de resposta do RSA para o terreno tipo III e amortecimento de 10%. As novas micro-estacas foram modeladas por meio de molas. Executar-se-ão 14 micro-estacas compostas por tubo ROR 95x10 + 1φ32, com 10m de comprimento sob o maciço de encabeçamento existente e uma inclinação de 25º.

12 12 SÍSMICA º CONGRESSO DE SISMOLOGIA E ENGENHARIA SÍSMICA Nesta situação o pilar não fendilha, permanecendo em regime elástico durante a ocorrência de um sismo e as estacas verificam as condições de segurança. O deslocamento máximo do tabuleiro (combinação sísmica e η=1.00) é de 158mm em ambas as direcções. u=157mm u=157mm u=157mm F=457kN u=21mm F=961kN u=11mm F=617kN u=30mm Figura 15: Deslocamentos e forças transmitidas às infra-estruturas na dir. longitudinal. Os esforços de corte máximos actuantes nos elementos que simulam a ligação entre os dois tabuleiros (combinação sísmica e η=1.00) são de 309kN, pelo que se dimensionaram 4 Parafusos M36 atravessantes para estabelecer essa ligação. Para colocar os novos aparelhos de apoio será necessário elevar o tabuleiro na zona dos tirantes inferiores por meio de macacos hidráulicos, fixar chapas de nivelamento, colocar os aparelhos de apoio, voltar a apoiar o tabuleiro nos novos apoios e estabelecer a ligação de continuidade dos arcos. Dado que o isolamento de base conduzirá ao aumento dos deslocamentos, será necessário demolir e substituir o espelho dos encontros para aumentar a amplitude de deslocamentos permitida pela estrutura. A ponte será dotada de fusíveis materializados por parafusos metálicos que impedirão o deslocamento do tabuleiro para as acções do vento, temperatura e frenagem mas que não resistem aos esforços sísmicos no caso de ocorrência do sismo de projecto. Mantém-se assim o comportamento actual em serviço da Ponte. No Quadro 2 compara-se o comportamento sísmico da Ponte antes e após a intervenção proposta, para a combinação PP + RCP x E. Quadro 2 Comparação entre a situação anterior à intervenção e após a intervenção. Deslocamento máximo Antes da intervenção Após a intervenção do tabuleiro 121mm 157mm do topo do pilar 121mm 11mm Força longitudinal máxima no topo do encontro 0kN 372kN transmitida pelo tabuleiro no topo do pilar 6640kN 732kN 5. REFERÊNCIAS [1] Edgar Cardoso (1977) Projecto da Ponte da Figueira da Foz, JAE. [2] Armando Rito, Júlio Appleton Inspecção e Reabilitação da Ponte da Figueira da Foz e dos Viadutos de Acesso, REPAR 2000, LNEC. [3] Pedro Mendes (2000) Análise Sísmica dos Viadutos de Acesso à Ponte Atirantada da Figueira da Foz, ICIST. [4] EJ. B. Carmona (1937) Projecto do Viaduto Duarte Pacheco, JAE. [5] Edgar Cardoso (1944) Projecto da Ponte dos Arcos na EN261, JAE.