COMPORTAMENTO SÍSMICO DE SISTEMAS DE ELEVADORES EM HOSPITAIS. Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em. Engenharia Civil

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1 INSTITUTO SUPERIOR TÉCNICO Universidade Técnica de Lisboa COMPORTAMENTO SÍSMICO DE SISTEMAS DE ELEVADORES EM HOSPITAIS Joana Isabel Freire Palha Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil Júri Presidente: Prof. José Manuel Matos Noronha da Câmara Orientador: Prof. Jorge Miguel Silveira Filipe Mascarenhas Proença Vogal: Prof. Luís Manuel Coelho Guerreiro Outubro 2010

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3 RESUMO Os sistemas de elevadores apresentam uma importância vital na funcionalidade dos hospitais. A falha destes sistemas pode conduzir à paralisação dos serviços hospitalares, impossibilitando a prestação de cuidados de saúde, o que pode adquirir proporções críticas após um evento sísmico. A dissertação apresenta uma descrição dos componentes mais importantes que integram os elevadores e elabora uma análise retrospectiva do desempenho observado destes sistemas em terramotos anteriores, permitindo revelar a diversidade e severidade das falhas observadas. Este processo, resulta numa análise lógica que permite reconhecer a importância destes sistemas e confirmar a sua vulnerabilidade face à acção sísmica. O descarrilamento do contrapeso destaca-se como a falha mais frequentemente relatada. Também é exposta uma retrospectiva de pesquisas focadas no comportamento dinâmico dos elevadores, mais especificamente do sistema contrapeso-guia. Apresenta-se uma retrospectiva de regulamentos internacionais destinados a padronizar metodologias de dimensionamento sísmico de elementos não estruturais. Destacam-se as normas e recomendações dos EUA, Japão e Europa (ainda em desenvolvimento) pela sua especificidade relativamente aos sistemas de elevadores. Contudo, Portugal carece ainda de uma regulamentação que incorpore critérios de dimensionamento sísmico para estes elementos. Face a este panorama, o ICIST/IST, correspondendo a um pedido da ACSS, implementou o presente estudo, o qual pretende analisar o desempenho sísmico de sistemas de elevadores instalados em edifícios hospitalares, com o principal objectivo de informar e alertar para a vulnerabilidade destes elementos, de introduzir o conceito de dispositivos de segurança sísmica (interruptor sísmico e detector de descarrilamento do contrapeso) e abordar metodologias de dimensionamento sísmico e instalação dos componentes e das suas ligações à estrutura. Estas medidas visam a aumentar a segurança e manutenção da operacionalidade do sistema, após um evento sísmico. As metodologias referidas foram aplicadas e confrontadas, no contexto de um caso de estudo baseado no novo Hospital de Cascais, de forma a analisar a resposta dinâmica do sistema de guias da cabine e do contrapeso. Neste estudo, refere-se a colaboração de representantes de fabricantes de sistemas de elevadores, tais como a KONE, a OTIS, a Schindler, a SICMALEVA e a ThyssenKrupp. Palavras Chave: Hospital, elevador, comportamento sísmico, dispositivos de segurança sísmica, NP EN , pren81-77, ASME A17.1. iii

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5 ABSTRACT Elevator systems are a vital key regarding the functional quality of hospitals. The defective functioning of these systems may cause the disruption of medical services, leading to the generalized suspension of medical care, a situation that may reach critical proportions after a seismic event. This dissertation presents a description of the most important components of elevator systems and makes a retrospective analysis of the observed performance of elevators in past earthquakes, thus allowing drawing conclusions about the diversity and severe nature of the defective functioning reported. This leads to a logical assessment of the importance of these systems and confirms their vulnerability in moments of seismic activity. The derailment of counterweights stands as the most common failure here reported. A comprehensive review of the researches conducted to study the dynamic behaviour of the elevators, more specifically the rail-counterweight system, is also presented. This work includes a retrospective of international regulations regarding the seismic design of nonstructural elements, aimed at standardizing the methodologies used. Among these, the standards and recommendations of the US, Japan and Europe (still under development), are characterized by a higher specificity in the context of elevator systems. Portugal hasn t so far developed any regulations concerning the seismic design of the elements in the elevator systems and this is the reason why the ICIST/IST, answering a request addressed by the ACSS, has implemented the study reported in this dissertation. The study intends to analyse the seismic performance of the elevator systems as installed in hospitals, with the main purpose of informing and alerting about the vulnerability of these elements, introducing the concept of seismic safety devices (seismic switches and counterweight derail sensors) and the methodologies to deal successfully with the seismic design and instalment of the components and their connections to the main structure. These measures aim at increasing the safety of the people involved and the operative functioning of the system after a seismic event. The methodologies here presented have been applied and confronted in the context of a case study based on the recently built hospital in Cascais, in order to analyse the car and counterweight guide rails seismic response. The study mentions the involvement/participation of the representatives of well-known manufacturers of elevator systems, such as KONE, OTIS, Schindler, SICMALEVA and Thyssenkrupp Elevators. Keywords: Hospital, elevator, seismic response, seismic safety devices, NP EN , pren81-77, ASME A17.1. v

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7 AGRADECIMENTOS Gostaria de expressar os meus sinceros agradecimentos a todos que contribuíram, das mais variadas formas, para a concretização da presente dissertação. Ao Professor e orientador Jorge Miguel Proença, pela constante disponibilidade e paciência demonstradas, o inestimável apoio e pelo estímulo e exigência crescente ao longo da realização deste trabalho. Ao co-orientador Engenheiro Virgílio Augusto e Engenheiro Custódio Coutinho da ACSS, pela dedicação prestada e os decisivos esclarecimentos e contributos teóricos. Aos representantes nacionais de alguns dos principais fabricantes mundiais de sistemas de elevadores: Eng. Pedro Casanova e Eng. António Terenas (KONE), Eng. Francisco Craveiro Duarte (Schindler), Eng. Jorge Leitão (SICMALEVA), Eng. José Pirralha (ThyssenKrupp Elevadores) e ao Sr. Luís Marmelo e Hélio Tinone (OTIS), pela disponibilidade manifestada e a vasta informação facultada, as quais contribuíram para uma melhor compreensão da dinâmica destes sistemas. Ao Professor José Noronha da Câmara, pela disponibilização do modelo numérico e todo a informação concernente ao novo Hospital de Cascais. Ao Eng. Moreira de Carvalho e Eng. Rui Cardoso da empresa Teixeira Duarte, pelo acompanhamento em obra do novo Hospital de Cascais, permitindo uma melhor compreensão do funcionamento e disposição dos componentes integrantes do sistema de elevador utilizado no caso de estudo. Por fim, à minha família, namorado e amigos, pela eterna paciência, insubstituível apoio, compreensão e carinho que sempre me dedicaram e que constituíram elementos preciosos para conclusão desta dissertação. vii

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9 ÍNDICE 1. INTRODUÇÃO ÂMBITO E OBJECTIVOS ORGANIZAÇÃO DOS RESTANTES CAPÍTULOS SISTEMAS DE ELEVADORES CONSIDERAÇÕES GERAIS TIPOS DE ELEVADORES Elevadores de Eléctricos de Tracção Descrição Geral Elevadores Hidráulicos Descrição Geral Acção Directa Descrição Geral - Acção Indirecta Sistema sem Casa de Máquinas (MRL) Sistemas de Segurança DISPOSITIVOS DE SEGURANÇA SÍSMICA Interruptor Sísmico Detector de Descarrilamento do Contrapeso RETROSPECTIVA DE DANOS RESULTANTES DE EVENTOS SÍSMICOS CONSIDERAÇÕES GERAIS DANOS EM ELEVADORES RESULTANTES DE EVENTOS SÍSMICOS SUSCEPTIBILIDADE À SÍSMICA Identificação dos Principais danos Sensibilidade Sísmica CONSIDERAÇÕES FINAIS RETROSPECTIVA DE TRABALHOS DE INVESTIGAÇÃO CONSIDERAÇÕES GERAIS SISTEMA DO CONTRAPESO-GUIA ANÁLISES DINÂMICAS DO SISTEMA CONTRAPESO-GUIA SISTEMAS DE PROTECÇÃO DO SISTEMA CONTRAPESO-GUIA FACE À ACÇÃO SÍSMICA ix

10 Amortecedores Viscosos Amortecedores de Material Viscoelástico Amortecedor de Massa Sintonizado (TMD) CONSIDERAÇÕES FINAIS RETROSPECTIVA DE METODOLOGIAS DE VERIFICAÇÃO DE SEGURANÇA CONSIDERAÇÕES GERAIS ESTIMATIVA DA FORÇA DE INÉRCIA OU ACELERAÇÃO DEVIDO À ACÇÃO SÍSMICA Guia de Instalação de Equipamentos para Unidades de Saúde em Zonas Sísmicas FEMA 450 (e ASCE ) Eurocódigo 8 (e OPCM 3431) Análise Modal com Espectros de Resposta LIMITES DE DESLOCAMENTOS RELATIVOS ENTRE PISOS DEVIDO À ACÇÃO SÍSMICA Eurocódigo Vision REGULAMENTOS ESPECÍFICOS Guide for Earthquake Resistant Design and Construction of Vertical Transportation (Japão) ASME A17.1: Safety Code for Elevators and Escalators (EUA) pren 81: SÍNTESE DE REQUISITOS DE DIMENSIONAMENTO E INSTALAÇÃO DE SISTEMAS DE ELEVADORES FACE À ACÇÃO SÍSMICA CONSIDERAÇÕES FINAIS CASO DE ESTUDO CONSIDERAÇÕES GERAIS DESCRIÇÃO DA ESTRUTURA Materiais Acções Dimensionamento à Acção Sísmica Estrutura Hipotética DESCRIÇÃO DO SISTEMA DE ELEVADORES MODELAÇÃO Estrutura x

11 Propriedades Dinâmicas Elevador Sistema de Guias Análise Dinâmica Análise Estática ANÁLISES REALIZADAS Hipóteses Consideradas Análise Dinâmica Modelação da Cabine e Contrapeso Modelação da Acção Sísmica Análise Estática Modelação da Acção Estática (Cabine e Contrapeso) Resultados a Verificar Acelerações Momentos Flectores e Tensões Deslocamentos ANÁLISE DE RESULTADOS Forças Estáticas de Dimensionamento Sísmico Acelerações Momentos Flectores Tensões de Flexão Deslocamentos CONSIDERAÇÕES FINAIS CONCLUSÕES CONSIDERAÇÕES GERAIS CONCLUSÕES RECOMENDAÇÕES FUTURAS BIBLIOGRAFIA ANEXOS A.1.1 VALORES DE COEFICIENTE DE IMPORTÂNCIA E DE COMPORTAMENTO PARA DIFERENTES ELEMENTOS NÃO ESTRUTURAIS xi

12 A1.3 DETERMINAÇÃO DO COEFICIENTE DO SOLO A.3.1 IDENTIFICAÇÃO DAS POSIÇÕES CONSIDERADAS A.3.2 CARACTERÍSTICAS DINÂMICAS DO SISTEMA DE GUIAS A.3.3 COMPORTAMENTO SÍSMICO DO SISTEMA DE GUIAS CONSIDERANDO UMA DISTRIBUIÇÃO VERTICAL DE MASSA IDÊNTICA À DO CONTRAPESO (2/3 + 1/3) A.3.4 DESLOCAMENTOS TOTAIS xii

13 ÍNDICE DE FIGURAS Fig Tipos de sistemas de elevadores...5 Fig Esquema do elevador eléctrico de tracção tradicional com casa de máquinas para transporte de pessoas...6 Fig Cabos de tracção (a) convencional; (b) cinta de aço....7 Fig Identificação dos gornes....8 Fig Tipos de secções transversais de guias...8 Fig. 2.6 Esquema do sistema de suporte e fixação de guias....9 Fig Esquema de duas configurações de apoios intermédios....9 Fig Guiadeiras: (a) roçadeira; (b) rodadeira Fig. 2.9 Esquema da placa de restrição de movimento (retainer plate) Fig Esquema do elevador hidráulico de acção directa Fig Esquema do sistema hidráulico de acção directa: (a) holeless (com pistão telescópico); (b) in-ground Fig Esquema do elevador hidráulico de acção indirecta Fig Percentagem de instalação de elevadores na Europa em Fig Sistemas de elevador MRL: (a) eléctrico de tracção; (b) hidráulico Fig Exemplo de um interruptor sísmico Fig Sensor de descarrilamento do contrapeso (Ring on a String) Fig. 3.1 Danos sísmicos em elevadores: (a) queda da guia direita e da rodadeira do canto superior esquerdo do contrapeso; (b) derrubamento da unidade motriz Fig. 3.2 Identificação das forças de inércia geradas num elevador durante um evento sísmico: (a) sistema de tracção; (b) sistema hidráulico Fig Descarrilamento do contrapeso Fig Esquema do descarrilamento do contrapeso com consequente embate na viga de distribuição Fig Danos na porta e parede da caixa do elevador Fig Deformação do bracke Fig Derrubamento de equipamento eléctrico localizado na casa das máquinas xiii

14 Fig. 3.8 Danos no elevador hidráulico: (a) deslocamento da unidade hidráulica; (b) rotura das mangueiras hidráulicas Fig Cabo danificado Fig Esquema do modelo físico do sistema contrapeso-guia Fig Esquema do modelo de elementos finitos do sistema contrapeso-guia Fig Esquema de uma única massa do sistema do contrapeso Fig Esquema do modelo de elementos finitos do sistema do contrapeso Fig Esquema do modelo de elementos finitos do sistema do contrapeso com espaçamentos elevados (cerca de 15 centímetros) Fig Esquema do contrapeso com parte dos pesos a actuar como um TMD Fig Espectro normalizado Fig Evolução de A f /a N com h/h t Fig Evolução do factor a p em função do período do elemento, T p, e do da estrutura, T Fig Evolução de S/S DS em função de z/h Fig Evolução de S a /α.s em função de z/h Fig Evolução de S a /α.s em função de T a /T Fig Modelo da estrutura e do elemento não estrutural Fig Zonamento sísmico de Portugal Continental de acordo com o regulamento norte-americano Fig Zonamento sísmico do arquipélago da Madeira de acordo com o regulamento norteamericano Fig Zonamento sísmico do arquipélago dos Açores de acordo com o regulamento norteamericano: esquerda - grupo ocidental; centro - grupo central; direita - grupo oriental Fig Esquema do limitador de movimento Fig Secção transversal em T de uma guia Fig Espaçamento entre brackets para guias de 12kg/m Fig Factor de carga (Q) Fig Forças de dimensionamento sísmico dos brackets Fig Esquema de uma viga de dois vãos sujeita a carga concentrada Fig Esquema do contrapeso cuja arcada apresenta um comprimento igual ao vão da guia Fig Esquema do contrapeso cuja arcada apresenta um comprimento inferior ao vão da guia. 82 xiv

15 Fig Esquema do limitador de movimento durante um evento sísmico Fig Localização dos blocos estruturais (piso 2) Fig Planta do edifício Fig Alçado sul do edifício Fig Planta estrutural do núcleo central (piso 2) Fig Identificação em planta da área considerada no caso de estudo (piso 2) Fig Esquema de um elevador do núcleo central do novo Hospital de Cascais Fig Esquema da caixa do elevador (dimensões em milímetros): (a) corte; (b) planta com cabine e contrapeso Fig Localização das guias da cabine e do contrapeso Fig Secção transversal em T de uma guia Fig Corte da caixa do elevador (dimensões em milímetros) Fig Brackets utilizado no elevador do novo Hospital de Cascais: (a) fixação simples da guia da cabine; (b) fixação simples da guia do contrapeso; (c) fixação da guia combinada Fig Pormenor de um empalme Fig Parâmetros das dimensões dos empalmes Fig Pormenor do topo da cabine e das roçadeiras Fig Pormenor do sistema de contrapeso (dimensões em milímetros) Fig Pormenor da máquina de tracção (Mx20) Fig Modelo de elementos finitos da estrutura idealizada Fig Elemento central de modelação do núcleo e respectivas características Fig Pormenor de modelação do núcleo central ao nível de cada piso, identificando os elementos rígidos a vermelho e as vigas a azul Fig Modelação do sistema de guias Fig Esquema do modelo de viga contínua Fig Forças de contacto entre as guiadeiras e as guias consideradas no caso de estudo, definindo a situação A (esquerda) e a situação B (direita) correspondentes a uma translação e rotação da cabine/contrapeso respectivamente Fig Pormenor do contacto entre a cabine/contrapeso com a guia quando solicitada por uma acção sísmica segundo a direcção indicada Fig Esquema do modelo do contrapeso ou cabine para ambas as situações consideradas xv

16 Fig Esquemas das deformações associados a cada uma das parcelas que definem o comportamento global da guia quando afectada pela acção sísmica Fig Três primeiros modos de vibração da guia da cabine e do contrapeso sem massa aplicadas Fig Modos de vibração da guia da cabine para a posição 15 e situação A segundo x, com e sem a influência do edifício Fig Modos de vibração da guia do contrapeso para a posição 15 e situação A segundo x, com e sem influência do edifício Fig Espectros de cálculo Fig Esquema do veículo tipo utilizando na definição da acção estática para a situação A Fig Diagrama de momentos flectores associados a cada uma das parcelas Fig Forças estáticas de dimensionamento sísmico transmitidas a cada guia da cabine segundo y: (a) situação A (guiadeira inf.); (b) situação B (guiadeira inf.); (c) situação B (guiadeira sup.) Fig Forças estáticas de dimensionamento sísmico transmitidas a cada guia do contrapeso segundo y: (a) situação A (guiadeira inf.); (b) situação B (guiadeira inf.); (c) situação B (guiadeira sup.) Fig Envolvente das acelerações ao longo da guia da cabine geradas pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segund y, situação B Fig Envolvente das acelerações ao longo da gu ia do contrapeso geradas pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segund y, situação B Fig Envolvente dos momentos flectores ao longo da guia da cabine gerados pelo sismo tipo 1 em função da direcção de aplicação das massas: (a) x, situação A; (b) y, situação A; (c) y, situação B Fig Envolvente dos momentos flectores ao longo da guia do contrapeso gerados pelo sismo tipo 1 em função da direcção de aplicação das massas: (a) x, situação A; (b) y, situação A; (c) y, situação B Fig Envolvente das tensões de flexão na guia da cabine geradas pelo sismo tipo 1: (a) situação A; (b) situação B Fig Envolvente das tensões de flexão na guia do contrapeso geradas pelo sismo tipo 1: (a) situação A; (b) situação B Fig Envolvente dos deslocamentos da guia da cabine gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B xvi

17 Fig Envolvente dos deslocamentos da guia do contrapeso gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B Fig Envolvente das acelerações ao longo da guia da cabine geradas pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segund y, situação B Fig Envolvente dos momentos flectores ao longo da guia da cabine gerados pelo sismo tipo 1 em função da direcção de aplicação das massas: (a) x, situação A; (b) y, situação A; (c) y, situação B Fig Envolvente das tensões de flexão na guia da cabine geradas pelo sismo tipo 1: (a) situação A; (b) situação B Fig Envolvente dos deslocamentos da guia da cabine gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B Fig Envolvente dos deslocamentos da guia da cabine gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B Fig Envolvente dos deslocamentos da guia do contrapeso gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B xvii

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19 ÍNDICE DE TABELAS Tabela 2.1. Sistema de segurança de elevadores Tabela Principais danos sísmicos observados nos elevadores de tracção e hidráulicos Tabela Classificação dos componentes de elevadores em função da sua sensibilidade Tabela Duas abordagens de definição do zonamento sísmico do território Francês Tabela Valores mínimos de aceleração do solo (m/s 2 ) em função da zona e da classe Tabela Classificação dos equipamentos Tabela Valores de R p em função da deformabilidade do elemento Tabela Objectivos de desempenho para instalações hospitalares Tabela 5.6 Derivas máximas Tabela Valores de PGA para as zonas sísmicas dos EUA Tabela 5.8: Características geométricas das guias de secção transversal em T Tabela 5.9- Valores máximos da massa do sistema de contrapeso em função do tipo de guia Tabela Requisitos de instalação dos empalmes Tabela Acelerações horizontais (a h ) e verticais (a v ) produzidas pelas forças de dimensionamento sísmico para elementos rígidos e que não estão sujeitos a forças de impacto Tabela Dispositivos de segurança sísmica Tabela Classe de sistemas de elevadores sujeitos a eventos sísmicos Tabela Valores de coeficientes de segurança (S t ) em função da extensão do material Tabela 6.1 Características geométricas da caixa do elevador Tabela Dimensões da caixa e poço do elevador Tabela Características geométricas das secções das guias simples (dimensões definidas de acordo com os parâmetros identificados na Fig. 6.9) Tabela Características geométricas dos empalmes Tabela 6.5- Massa e carga nominal da cabine (valores em quilograma) Tabela Período e frequência de cada modo de vibração para os dois modelos Tabela 6.7 Factores de participação modal de massa do modelo idealizado Tabela Comprimento dos vãos das guias simples ordenados da base para o topo do edifício. 122 xix

20 Tabela Caracterização dos comportamentos da cabine e contrapeso nas guias admitidos no estudo Tabela Coeficiente de distribuição vertical de massa da cabine e do contrapeso na respectiva guia Tabela Massa da cabine e do contrapeso ao nível de cada guiadeira para uma guia (valores em toneladas) Tabela 6.12 Altura entre guiadeiras (L) consideradas na definição da acção sísmica Tabela Parâmetros para a definição da acção de dimensionamento prescrita no FEMA Tabela Acelerações máximas na guia associadas ao movimento dos pisos, obtidos em cada análise para a situação A (sismo 1) Tabela Acelerações máximas na guia associadas ao movimento dos pisos, obtidos em cada análise para a situação B (sismo 1) Tabela Limites máximos e mínimos do comprimento dos vãos e dos momentos de inércia da secção transversal da guia respectivamente de acordo com o estipulado no ASME A17.1 (sem apoios intermédios) Tabela 6.17 Momentos flectores máximos na guia obtidos em cada análise para a situação A (sismo 1) Tabela Momentos flectores máximos na guia obtidos em cada análise para a situação B (sismo 1) Tabela 6.19 Tensões de flexão máximas na guia obtidas em cada análise para a situação A (sismo 1) Tabela Tensões de flexão máximas na guia obtidas em cada análise para a situação B (sismo 1) Tabela 6.21 Deslocamentos máximos na guia (associados à sua deformação local) obtidos em cada análise para a situação A Tabela Deslocamentos máximos na guia (associados à sua deformação local) obtidos em cada análise para a situação B Tabela Valores do coeficiente de importância para diversos elementos não estruturais (γ a ) Tabela Valores do coeficiente de comportamento para diversos elementos não estruturais (q a ) Tabela 9.3 Valores dos parâmetros definidores do espectro de resposta de projecto Tabela Posições das guiadeiras consideradas na análise comparativa Tabela Frequências fundamentais do sistema de guias para cada posição (valores em Hz) xx

21 Tabela 9.6 Distribuição da massa ao nível das guiadeiras inferior e superior da cabine (valores em toneladas) xxi

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23 ÍNDICE DE ABREVIAÇÕES a d aceleração de dimensionamento sísmico do sistema de elevador: E módulo de elasticidade do aço; F h componente horizontal da acção sísmica; F v componente vertical da acção sísmica; F x-x força sísmica de dimensionamento das guias aplicada segundo o eixo x da guia; F y-y força sísmica de dimensionamento das guias aplicada segundo o eixo y da guia; g aceleração gravítica; I coeficiente relativo à importância, uso e risco de falha do edifício; I momento de inércia da tubagem do elevador hidráulico; I x momentos de inércia da guia segundo o eixo x; I y momentos de inércia da guia segundo o eixo y; K d factor de desempenho associado ao comportamento sísmico dos elementos secundários; K p coeficiente de amplificação dinâmica; l Espaçamento entre brackets (vão da guia); L distância entre os limitadores de movimento superior e inferior da cabine/contrapeso; Q factor correctivo da massa da cabine/contrapeso; Q coeficiente de comportamento do edifício q a coeficiente de comportamento do elemento. q a coeficiente de comportamento do elemento não estrutural S a coeficiente sísmico aplicável ao elemento não estrutural; W peso ou massa do contrapeso ou da cabine acrescida de 40% da sua capacidade nominal; W a massa do contrapeso ou da cabine afectado pelo factor de carga Q; W p massa do pistão hidráulico; W x massa máxima admissível do contrapeso, ou da cabine acrescida de 40% da sua capacidade nominal, para uma força normal ao eixo x; xxiii

24 W x W y W y massa máxima admissível por par de guias da cabine de elevadores hidráulicos para forças normais ao eixo x; massa máxima admissível do contrapeso, ou da cabine acrescida de 40% da sua capacidade nominal, para uma força normal ao eixo y; peso máximo admissível por par de guias da cabine de elevadores hidráulicos para forças normais ao eixo y; z x módulos de flexão da guia segundo o eixo x; zy módulos de flexão da guia segundo o eixo y; α coeficiente igual a 1 para a zona sísmica 3 ou superior e o valor 2 para a zona 2; β apresente o valor 1 para a zona sísmica 3 ou superior e o valor 0.5 para a zona 2. γ a factor de importância do elemento. xxiv

25 SIGLAS AN Anexo Nacional do Eurocódigo 8 ASME American Society Of Mechanical Engineers EC8 Eurocódigo 8 FEMA Federal Emergency Management Agency OPCM Ordinanza Presidenza del Consiglio dei Ministri PGA Peak Ground Acceleration REBAP Regulamento de Estruturas de Betão Armado e Pré-Esforçado ACSS Administração Central do Sistema de Saúde RSA Regulamento de Segurança e Acções para Edifícios e Pontes xxv

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27 1. INTRODUÇÃO 1.1. ÂMBITO E OBJECTIVOS Na sequência de terramotos registados em zonas urbanas, constata-se que o principal factor que compromete o funcionamento dos hospitais é a ocorrência de danos não estruturais [31] [41]. Os elementos não estruturais consistem em todos os componentes do edifício que não são considerados na avaliação da resistência estrutural, podendo ser classificados de acordo com as seguintes categorias [47]: Elementos arquitectónicos (paredes divisórias e tabiques, tectos falsos, chaminés, etc.); Equipamentos (equipamento eléctrico, mecânico e médico, mobiliário, estantes, etc.); Instalações básicas (redes de abastecimento, redes de gases medicinais, etc.). Estes danos provocam um impacto ao nível das instalações hospitalares, nomeadamente na manutenção da operacionalidade da estrutura, na segurança dos próprios utentes, ameaçada pela queda de equipamentos, e do elevado custo do material. Por esta razão, surge a necessidade de aperfeiçoar o comportamento sísmico destes elementos, com o intuito de criar um conjunto de objectivos de desempenho para os mesmos. Dada a ampla diversidade de elementos não estruturais existentes em instalações hospitalares, confere-se especial destaque aos sistemas de elevadores, nomeadamente eléctricos de tracção e hidráulicos. Actualmente, os elevadores desempenham um papel fundamental na dinâmica de funcionamento dos hospitais ao permitir o acesso vertical, de pessoas e equipamentos, aos diversos serviços médicos. Posto isto, torna-se legítimo questionar a vulnerabilidade destes sistemas quando a estrutura é sujeita a um evento sísmico. Em 1964, o terramoto do Alasca despertou a atenção de alguns investigadores para a vulnerabilidade sísmica destes sistemas. Contudo, só a partir de 1971, com o terramoto de San Fernando (EUA), é que se expressou uma séria preocupação com o desempenho sísmico dos elevadores, procurando-se recolher e registar, de forma sistemática e organizada, os danos sustidos por estes sistemas durante estes fenómenos naturais. Este procedimento despoletou no desenvolvimento de estudos que levaram, mais tarde, à introdução de mudanças no regulamento norte-americano de dimensionamento de elevadores. Com base na colectânea de danos e respectivas causas apresentada neste trabalho, é possível reconhecer a importância destes sistemas e identificar a sensibilidade sísmica dos vários componentes, em termos de aceleração e deriva 1, destacando-se o descarrilamento do contrapeso como o dano mais frequentemente observado. 1 Variável adimensional resultante do quociente entre o deslocamento horizontal relativo entre dois pisos sucessivos e a distância vertical entre os mesmos. 1

28 Durante um evento sísmico, os elevadores são fortemente afectados pelas deformações e acelerações do edifício, cujos impactos podem ser agravados pelo efeito de amplificação associado ao tipo de solo e à própria estrutura. A operacionalidade destes sistemas apresenta-se ainda condicionada pela manutenção da energia eléctrica. Contudo, é importante salientar que, de uma forma geral, os elevadores têm demonstrado um desempenho favorável na salvaguarda da vida humana. A falha destes sistemas pode conduzir à paralisação dos serviços hospitalares, comprometendo a prestação de cuidados de saúde, o que pode adquirir proporções críticas após um evento sísmico, com o natural aumento do afluxo de feridos. Como tal, o dimensionamento dos elevadores em hospitais, deve não só garantir a segurança dos ocupantes, mas também a limitação do nível de danos, de forma a assegurar a manutenção da sua operacionalidade após o terramoto. Por esta razão, o estudo do desempenho de elevadores e das características do seu comportamento durante o evento sísmico, tem sido alvo de um crescente interesse, resultando no desenvolvimento de inúmeras pesquisas nas últimas décadas. Actualmente, existem várias metodologias de dimensionamento sísmico de elementos não estruturais, baseadas essencialmente no cálculo das acelerações e forças de inércia e na limitação da deriva máxima. Porém, os EUA, Japão, e recentemente a Europa, procuram dar resposta às exigências sísmicas dos diferentes componentes que integram o sistema de elevador, com a introdução de códigos e normas mais específicas. Contudo, os danos verificados em terramotos recentes revelam ainda algumas debilidades presentes nestas regulamentações, o que leva à necessidade do desenvolvimento de medidas mais rigorosas, destinadas a aperfeiçoar o desempenho destes sistemas. Portugal carece de recomendações de instalação e de dimensionamento sísmico específicas para estes equipamentos. Este aspecto pode adquirir contornos gravosos, nomeadamente nas instalações que desempenham um papel importante nas acções de protecção civil num cenário pós-sismo. É no âmbito desta temática, associada às exigências de segurança e de manutenção da operacionalidade de elevadores em instalações hospitalares, e correspondendo a um pedido da ACSS ao ICIST/IST, que surge a presente dissertação que visa os seguintes objectivos: a descrição genérica dos componentes básicos que integram os sistemas de elevadores usualmente utilizados em instalações hospitalares (eléctricos de tracção e hidráulicos); a introdução do conceito de dispositivos de segurança sísmica, nomeadamente o interruptor sísmico e sensor de descarrilamento do contrapeso; a análise do desempenho sísmico dos elevadores e dos dispositivos de segurança, com o intuito de identificar as sensibilidades do sistema, de forma a informar e alertar a comunidade técnica para a vulnerabilidade destes elementos; 2

29 a abordagem de metodologias de dimensionamento sísmico e de instalação aplicáveis a nível internacional; a aplicação e confrontação dos procedimentos preconizados no ASME A17.1 [5] e pren81-77 [49] referentes aos sistemas de guias localizados em instalações hospitalares, de forma a aferir a sua adequabilidade no contexto nacional. Para tal, realiza-se uma análise dinâmica servindo-se para o efeito de um caso de estudo baseado no novo Hospital de Cascais. Este trabalho conta com a colaboração dos representantes de conhecidos fabricantes de sistemas de elevadores, tais como a KONE, a OTIS, a Schindler, a SICMALEVA e a ThyssenKrupp Elevadores ORGANIZAÇÃO DOS RESTANTES CAPÍTULOS Segue-se a síntese do tema abordado em cada um dos capítulos integrados na dissertação. O Capítulo 2 destina-se à apresentação dos principais sistemas de elevadores actualmente existentes, destacando-se os eléctricos de tracção e os hidráulicos. Nesta secção são descritos os principais componentes que integram os elevadores, o seu mecanismo de funcionamento e os sistemas de protecção. Em seguida, são referidos dois dispositivos de segurança sísmica com maior aplicabilidade a nível internacional designados por interruptor sísmico e sensor de descarrilamento. No Capítulo 3 avalia-se o comportamento sísmico dos sistemas de elevadores com base numa extensa recolha e análise de danos observados em terramotos ocorridos no último século, e na identificação das causas associadas. Este procedimento destina-se à identificação do conjunto de componentes que apresentam uma maior vulnerabilidade durante o referido fenómeno natural. O Capitulo 4 dedica-se a uma retrospectiva de investigações centradas na análise do comportamento sísmico dos elevadores, particularmente do sistema guia-contrapeso. No Capítulo 5 aborda-se um conjunto de normas e recomendações a nível nacional e internacional, destinados ao dimensionamento de elementos não estruturais e das suas ligações à estrutura face à acção sísmica, com especial destaque para o procedimento preconizado no ASME A17.1 [5] e pren81-77 [49] pela sua especificidade aos sistemas de elevadores. Finaliza-se com uma síntese de requisitos de dimensionamento sísmico para sistemas de elevadores. O Capítulo 6 destina-se ao caso de estudo, iniciando-se com uma breve descrição da estrutura do novo Hospital de Cascais e das opções consideradas na definição da estrutura hipotética. Segue-se a apresentação dos vários componentes que integram o sistema de elevador instalado no núcleo central do edifício. Procede-se à identificação dos pressupostos considerados na modelação do conjunto estrutura-sistema, e na quantificação dos parâmetros que definem a acção sísmica utilizada nas análises estática e dinâmica (espectro de resposta de projecto). Para a realização de uma análise comparativa de carácter viável, procurou-se garantir a coerência de pressupostos considerados nos 3

30 diferentes regulamentos. Os resultados são apresentados sob a forma de acelerações, momentos flectores (e tensões) e deformações. Sucede-se a discussão e comparação dos resultados obtidos pela aplicação das diferentes metodologias de dimensionamento, encerrando-se com a apreciação da sua adequabilidade para o caso de estudo. No Capítulo 7 são apresentadas as conclusões gerais da dissertação, resultantes da referida análise comparativa e ainda do desempenho sísmico dos elevadores nas últimas décadas. Finaliza-se com a sugestão de algumas recomendações a nível de dimensionamento e futuras pesquisas, com o intuito de minimizar a vulnerabilidade sísmica dos diversos componentes, de forma promover a manutenção dos sistemas de elevadores em instalações hospitalares. 4

31 2. SISTEMAS DE ELEVADORES 2.1. CONSIDERAÇÕES GERAIS Os elevadores constituem um complexo sistema mecânico e eléctrico [63], considerado essencial no acesso vertical em edifícios. O dimensionamento deste meio de transporte baseia-se essencialmente em dois parâmetros, a capacidade de carga e a velocidade nominal, os quais variam com a altura a atingir e a utilidade do edifício em que se insere. Para uma melhor compreensão do comportamento dos elevadores durante um evento sísmico, é imperativo possuir uma noção básica dos principais componentes integrantes, assim como, o modo de funcionamento destes sistemas. Como tal, no presente capítulo dá-se a conhecer os modelos de elevadores actualmente mais utilizados, salientando os sistemas de segurança incorporados, assim como os dispositivos de protecção sísmica mais conhecidos TIPOS DE ELEVADORES Actualmente, os elevadores podem ser classificados em função de várias características, sendo a principal e mais distinta, o seu mecanismo de funcionamento, associado a diferentes componentes, permitindo que cada sistema apresente características próprias com o intuito de garantir resposta às diferentes exigências do mercado. Com base neste aspecto, identificam-se os sistemas eléctricos e hidráulicos, cujos modelos se encontram identificados na Fig. 2.1 [34]. Elevadores Eléctrico Hidráulico Tracção Motor de Indução Linear SchindlerMobile Acção Directa Acção Indirecta Fig Tipos de sistemas de elevadores. Tendo em conta a vasta complexidade e sofisticação que envolve o mecanismo de funcionamento dos elevadores, apenas se abordará, de forma generalizada, os modelos mais frequentemente empregues em unidades hospitalares, destacando-se os eléctricos de tracção e hidráulicos, destinados ao transporte de passageiros, macas e equipamentos. 5

32 Elevadores de Eléctricos de Tracção Os sistemas tradicionais de tracção caracterizam-se, essencialmente, por uma cabine e um contrapeso suspensos por um sistema de cabos, ao qual é imposto o movimento de tracção. Os elevadores podem diferir entre si pela existência ou não de casa de máquinas, a qual constitui o compartimento onde se encontram instalados os equipamentos eléctricos de tracção e de comando. Comparativamente com os elevadores hidráulicos, estes sistemas (com casa de máquinas) caracterizam-se por menores gastos de energia devido à actuação do contrapeso e maiores velocidades de percurso, traduzindo-se numa vasta aplicabilidade, com particular interesse em estruturas altas Descrição Geral Os principais componentes integrantes de um típico sistema de elevadores de tracção encontram-se identificados na Fig. 2.2, os quais se podem localizar em três zonas distintas, denominadas por casa de máquinas, caixa e poço (extremidade inferior da caixa). Máquina de tracção Motor-gerador Painel de controlo Casa de Máquinas Cabo de tracção Guiadeiras da cabine Limitador de velocidade Cabo do limitador de velocidade Cabine Cabo de comando Guia da cabine Guia do contrapeso Guiadeiras do contrapeso Contrapeso Caixa Contrapeso Amortecedores Poço Fig Esquema do elevador eléctrico de tracção tradicional com casa de máquinas para transporte de pessoas (adaptado de [63]). 6

33 A cabine, destinada ao transporte de pessoas e outras cargas, caracteriza-se por uma plataforma sobre a qual assenta uma arcada de aço, composta por duas longarinas fixas, superior e inferiormente, por cabeçotes. O contrapeso consiste numa arcada metálica, constituída por duas longarinas fixas a dois cabeçotes, preenchida por blocos de ferro fundido ou betão, ou chapas metálicas. Estas massas encontram-se empilhadas e com o movimento restringido entre si por meio de travamentos fixos à arcada. Assim, o contrapeso consiste no componente mais pesado de todo o sistema, permitindo reduzir o trabalho produzido pela unidade motriz ao contrabalançar a cabine e cerca de 40% a 50% da sua capacidade de carga [net 1]. Estes componentes movimentam-se verticalmente e em direcções opostas, ao longo do comprimento da caixa do elevador, a qual é limitada por paredes de betão ou alvenaria, compostas, exteriormente, por portas, botoneiras de chamadas e indicadores electrónicos. Este compartimento comporta ainda um conjunto de quatro sistemas de cabos, designados por tracção, comando, cabo ou corrente de compensação e cabo do limitador de velocidade (o qual se abordará mais à frente). Os primeiros, permitem interligar e manter suspensos a cabine e o contrapeso ao passar pela polia de tracção constituinte da unidade motriz, sendo utilizados num conjunto mínimo de três cabos de aço de elevada resistência. Para garantir a segurança do sistema, recorre-se a um número de cabos superior ao realmente necessário. Actualmente, verifica-se uma tendência crescente para a substituição dos convencionais cabos de tracção por cintas de aço revestidas por poliuretano, esquematizados na Fig. 2.3, proporcionando alguns benefícios, nomeadamente em termos de dimensão das polias e motor de tracção, e ainda um transporte mais suave (menor desgaste e ruído) e com menor consumo de energia. As polias apresentam ranhuras especiais designadas por gornes (ver Fig. 2.4), destinadas à colocação dos cabos, que permitem diminuir o esforço do motor eléctrico em função do seu formato (U e V). (a) (b) Fig Cabos de tracção (a) convencional; (b) cinta de aço [net 6]. O cabo de comando apresenta uma das extremidades fixa à parte inferior da cabine e a outra na parede da caixa, prolongando-se até à casa de máquinas, permitindo a transmissão de sinais eléctricos entre a unidade de controlo e a cabine, nomeadamente, botões, luzes, interruptores, operador de porta, entre outros. 7

34 Fig Identificação dos gornes [18]. O sistema de cabos ou correntes de compensação estabelecem a ligação entre as partes inferiores da cabine e do contrapeso, com o intuito de equilibrar o peso dos cabos de tracção e limitar as vibrações destes componentes durante a frenagem. O movimento vertical da cabine e do contrapeso é orientado por pelo menos duas guias resistentes, geralmente uma em cada um dos lados opostos dos componentes. Estes elementos destinam-se a reduzir as vibrações no plano horizontal durante o movimento do elevador, prevenir a ocorrência de inclinações da cabine resultantes da excentricidade da carga e proporcionar uma superfície para a aplicação de um dispositivo de segurança (pára-quedas). As guias são constituídas por aço, caracterizado por uma tensão de cedência compreendida entre 370 a 520 MPa. [34], embora em alguns países possa ser adoptado outro material caso este constitua algum perigo [5]. Na Fig. 2.5 é possível observar a diversidade de secções transversais destes elementos, todavia, de uma forma geral, caracterizam-se por um formato em T, cujas dimensões encontram-se definidas em vários regulamentos. Fig Tipos de secções transversais de guias [net 2] [net 3] [net 4]. As guias são dispostas verticalmente na caixa do elevador e fixas em cadeiras, também designadas por brackets, por meio de braçadeiras e grampos, em intervalos regulares ao longo da altura do edifício (ver Fig. 2.6). Por sua vez, os brackets são soldados ou aparafusados a vigas de aço ou directamente às paredes da caixa. Geralmente, quando a caixa é constituída por alvenaria, as guias são fixas ao nível das lajes. Como se verá mais adiante, a distância adoptada entre os brackets apresenta um papel condicionante no âmbito da vulnerabilidade sísmica das guias. 8

35 Fig. 2.6 Esquema do sistema de suporte e fixação de guias (adaptado de [net 5]). Alguns regulamentos defendem o reforço das guias do contrapeso por meio de apoios intermédios, caracterizados por um formato em U ou duplo U, esquematizados na Fig. 2.7, colocados a meio vão ou a 1/3 dos apoios principais. Estes elementos, para além de aumentarem a rigidez do sistema por restrição do movimento, proporcionam a distribuição de esforços entre as guias gerados pelas vibrações horizontais do componente. Desta forma, os apoios intermédios contribuem substancialmente para uma maior segurança de sistemas de contrapeso instalados em zonas de elevada sismicidade. A cabine e o contrapeso deslocam-se ao longo do sistema de guias através de um conjunto de guiadeiras fixas às extremidades inferior e superior da arcada. Em função da velocidade operada pelo elevador, estes dispositivos podem ser denominados por roçadeiras (velocidade inferior a 3 m/s) ou rodadeiras (velocidade entre a 3 a 12 m/s), expostas na Fig As primeiras deslizam através de um sistema de corrediças de ferro fundido envolvidas por um material com um baixo coeficiente de atrito e com uma elevada resistência ao desgaste, sendo necessário garantir a lubrificação das guias. Alternativamente, é possível recorrer a um material plástico de natureza auto-lubrificante. Na utilização destes dispositivos verifica-se a ocorrência de oscilações no plano horizontal, devido à folga existente entre estes elementos e a guia. Fig Esquema de duas configurações de apoios intermédios. 9

36 As rodadeiras são constituídas por um conjunto de pelo menos três rodas revestidas por uma película de borracha ou poliuretano, não exigindo qualquer lubrificação. Cada roda é suportada por um veio móvel associado a uma mola em aço helicoidal pré-tensionada, garantindo o contacto permanente com a guia. Estes dispositivos proporcionam uma viagem mais suave e com menores gastos de energia associado a um menor atrito [63]. (a) (b) Fig Guiadeiras: (a) roçadeira; (b) rodadeira [net 7]. As vibrações induzidas pelo contrapeso ou pela cabine, ao sistema de guias, nomeadamente durante um evento sísmico, podem resultar em deslocamentos excessivos e, consequentemente, no desencaixe e descarrilamento do componente. Para prevenir esta situação alguns regulamentos exigem a instalação dos designados position restraints, doravante identificados por limitadores de movimento, fixos à arcada. Na prática, estes elementos consistem em placas metálicas aparafusadas à arcada sob as guiadeiras, como se encontra esquematizado na Fig Na casa de máquinas encontram-se instalados diversos equipamentos, nomeadamente, motor eléctrico, máquina de tracção, painel de controlo, limitador de velocidade, entre outros, geralmente fixos ao chão ou à parede. Normalmente, este compartimento localiza-se sobre a caixa e, como tal, os equipamentos aí existentes são sujeitos a vibrações sísmicas geralmente mais intensas comparativamente com os pisos inferiores Legenda: 1 Limitador de movimento; 2 Base da guiadeira; 3 Guia; 4 Bracket; 5 Arcada. Fig. 2.9 Esquema da placa de restrição de movimento (retainer plate). O painel de controlo consiste num conjunto de elementos destinado ao armazenamento de informações, captando o sinal de chamada do utilizador através da botoneira de pavimento e do interior da cabine. Este equipamento é ainda responsável pelo comando da movimentação do elevador (partida e paragem), estabelecendo a prioridade e o sentido do atendimento. 10

37 A máquina de tracção encontra-se apoiada num chassis conectado ao piso por meio de ligações flexíveis, constituindo um isolador de vibração. Este dispositivo contribui para a redução de vibrações transmitidas do equipamento para o edifício, tornando-o, no entanto, vulnerável a acções horizontais. A unidade motriz pode apresentar duas configurações consoante o motor se encontra, ou não, acoplado a uma caixa de engrenagem, correspondendo aos sistemas geared e gearless respectivamente. O movimento de rotação gerado na unidade motriz é transmitido ao sistema pela polia de tracção através dos cabos de tracção, os quais se encontram pressionados na polia pela cabine e contrapeso, permitindo assim o movimento vertical destes componentes. Para redireccionar os cabos provenientes da polia de tracção recorre-se a polias de desvio. Nos sistemas cujo motor eléctrico não se encontra acoplado a uma caixa de engrenagem gearless este impõe directamente o movimento rotativo à polia de tracção, resultando num transporte mais suave, com menor ruído e de fácil manutenção. Estes mecanismos permitem operar a velocidades superiores a 2,5 m/s, apresentando uma maior aplicabilidade em edifícios altos e que exijam uma elevada capacidade de carga. Nos sistemas geared, o motor impõe o movimento rotativo à polia de tracção através do sistema de engrenagem ao qual se encontra acoplado. Estes elevadores exigem menores potências, podendo atingir velocidades compreendidas entre 1,75 a 2,5 m/s. De uma forma geral, os sistemas geared não são utilizados em edifícios altos. A alteração da velocidade do elevador é obtida por variação da corrente eléctrica no motor, sendo a paragem realizada por meio de um freio instalado na polia de tracção Elevadores Hidráulicos Actualmente, os elevadores hidráulicos constituem um dos meios de transporte vertical mais utilizados em edifícios médio e baixos. Este aspecto pode dever-se ao menor número de componentes, traduzindo-se numa maior simplicidade no processo de instalação e num menos custo em termos construtivos e de equipamentos. Contudo, também existem sistemas hidráulicos sem casa de máquinas [13] [14]. O mecanismo de funcionamento dos elevadores hidráulicos baseia-se no Princípio de Pascal, sendo constituído pelos equipamentos: cilindro, pistão, cabine, unidade hidráulica e unidade de controlo, não apresentando, usualmente, um contrapeso. Estes modelos podem ainda diferir entre si em função do número e localização dos pistões, os quais podem ser compostos por um ou vários troços, neste caso designados por telescópios, permitindo atingir alturas mais elevadas. Os elementos de guiamento são similares aos existentes nos sistemas de tracção, pelo que não se fará novamente referência. 11

38 Comparativamente com os elevadores de tracção, estes sistemas caracterizam-se por um vasto conjunto de vantagens para edifícios com um reduzido número de pisos, destacando-se o menor custo inicial do equipamento e da sua manutenção. Também apresentam uma maior eficiência e flexibilidade na utilização do espaço do edifício, pois não impõe quaisquer cargas verticais à estrutura, o que permite reduzir as dimensões dos pilares na zona da caixa, e a localização da casa de máquinas pode ser bastante diversa, devido ao recurso de tubagens hidráulicas, que constituem as ligações mecânicas entre esta e o elevador. Estes sistemas permitem ainda menores gastos de energia no movimento descendente da cabine, associado ao aproveitamento da acção gravítica Descrição Geral Acção Directa Analogamente aos elevadores de tracção, o sistema hidráulico encontra-se distribuído ao longo da casa de máquinas, caixa e poço. Na Fig é possível visualizar os componentes básicos que constituem o mecanismo hidráulico de acção directa. Guia da cabine Cabine Pistão Tubagem Hidráulica Unidade hidráulica e de controlo Cilindro Fig Esquema do elevador hidráulico de acção directa (adaptado de [net 8]). Estes sistemas caracterizam-se por uma cabine directamente assente sobre a extremidade superior do cilindro. Em função da posição deste elemento, existem os seguintes modelos (ver Fig. 2.11): Convencional ou In-Ground; Holeless (sem furo). 12

39 Comummente utilizados em estruturas com 2 a 7 pisos, os elevadores in-ground comportam um cilindro que se estende para o interior do solo, sob o poço, exigindo a execução de perfurações. A profundidade do furo está directamente relacionada com a altura de elevação a atingir. Geralmente, nestes modelos o cilindro é revestido por PVC, para evitar a ocorrência de vazamentos. Os principais problemas típicos dos sistemas in-ground consistem na corrosão do cilindro, pois a inacessibilidade associada a este componente (e do pistão), impede a realização de inspecções visuais e, por conseguinte, a detecção de vazamentos do fluido hidráulico. Esta situação pode gerar consequências bastante graves, tais como a corrosão química e electrolítica do cilindro ou mesmo a contaminação do terreno. Contudo, estes riscos podem ser minimizados através de sistemas de monitorização de vazamento e de protecção de corrosão. Nos elevadores holeless o cilindro encontra-se acima do solo, dispensando a realização de furos para alojar o componente. Estes modelos, geralmente aplicados a edifícios com 2 a 4 pisos, constituem uma alternativa aos in-ground quando as características do terreno tornam impraticável a execução de perfurações. (a) (b) Fig Esquema do sistema hidráulico de acção directa: (a) holeless (com pistão telescópico); (b) in-ground (adaptado de [net 9]). A unidade hidráulica, localizada na casa de máquinas, é composta por um reservatório, bomba eléctrica e sistema de válvulas (válvula de controlo). A bomba hidráulica, ao ser accionada por um motor, impulsiona o fluido armazenado na central para o cilindro através de um sistema de tubagens rígidas ou flexíveis (mangueiras). Para evitar a ocorrência de vazamentos em sistemas compostos por mangueiras de borracha, estas são constituídas por um conjunto de quatro camisas, caracterizadas por uma resistência de 200 a 300 bar, embora trabalhem apenas a 30 a 40 bar. A regularização da velocidade de percurso traduz-se no controlo do fluxo de óleo para o cilindro, o qual é realizado não só pela bomba hidráulica, como também pela válvula de controlo que impede o 13

40 fechamento do êmbolo do pistão. À medida que o cilindro é preenchido por óleo, o pistão é impelido vertical e ascendentemente, permitindo a elevação da cabine ao piso pretendido. Similarmente aos elevadores de tracção, a cabine é orientada por um par guias, geralmente com secção transversal em T, fixas às paredes da caixa do elevador. As guias percorrem toda a altura da caixa de elevador, para evitar que as guiadeiras se desencaixem, quando o êmbolo hidráulico se encontra totalmente comprimido ou distendido. Ao aproximar-se do piso solicitado o sistema de controlo emite sinais ao motor eléctrico para cessar, de forma gradual, o funcionamento da bomba hidráulica. Com a válvula fechada, o fluído fica retido na central e no cilindro, traduzindo-se na imobilização da cabine ao atingir o andar. Quando é necessário impor um movimento descendente à cabine, o sistema de controlo acciona a abertura da válvula. O efeito conjunto da acção gravítica e da capacidade de carga na cabine empurra o pistão, obrigando o fluido existente no cilindro a regressar para a central, permitindo um movimento descendente gradual. Procede-se, novamente, ao encerramento electrónico da válvula, cessando o movimento da cabine [net 10]. A unidade de controlo localiza-se na casa de máquinas, apresentando a função de coordenar o sistema como um todo, concentrando o processamento de chamadas, definindo a prioridade e sentido do movimento e activando o sistema hidráulico. A casa de máquinas pode situar-se em qualquer ponto próximo do elevador, optando-se, geralmente, pelo primeiro pavimento ou cave do edifício, o que constitui um aspecto benéfico relativamente à solicitação sísmica do equipamento. Contudo, estes sistemas acarretam alguns inconvenientes, tais como, o facto das variações de temperatura do óleo prejudicarem o desempenho da bomba, nomeadamente em sistemas sujeitos a um substancial esforço de elevação ou em casa de máquinas com uma inadequada ventilação. Também os custos associados ao acréscimo do esforço do motor para ascender a cabine aos vários pisos (modelos sem contrapeso), complementado pela possibilidade de inexistência de meios de armazenamento da energia necessária, o que condiciona a altura de elevação máxima proporcionada pelo sistema [13] [14] [19] Descrição Geral - Acção Indirecta Os elevadores hidráulicos de acção indirecta ou de cabo (roped) distinguem-se do modelo acima descrito pela suspensão da cabine e a sua ligação ao pistão por intermédio de um sistema de, pelo menos, dois cabos (e polias) por êmbolo hidráulico. Na Fig são identificados os componentes típicos destes sistemas. 14

41 Guias da cabine Sistema de cabos e polia Pistão Cilindro Unidade de controlo Unidade hidráulica Fig Esquema do elevador hidráulico de acção indirecta (adaptado de [net 10]). Nos elevadores de acção indirecta, o cilindro não se prolonga para o interior do solo, abrangendo apenas modelos do tipo holeless. Uma das vantagens associadas a estes sistemas consiste na possibilidade de atingir maiores alturas, nomeadamente edifícios de 8 a 10 pisos, sem grandes acréscimos de custo Sistema sem Casa de Máquinas (MRL) Em 1995, foi introduzido o revolucionário sistema eléctrico de tracção sem casa de máquinas, também conhecido por sistema MRL (Machine Room Less). Este engenho constitui o resultado de uma crescente evolução tecnológica, a qual permitiu desenvolver motores eléctricos e polias com menores dimensões. A unidade motriz encontra-se instalada sobre vigas colocadas no topo da caixa de elevador, apoiadas em duas a quatro guias robustas. Desta forma, o peso da unidade motriz é suportado directamente pelas guias, minimizando a transmissão de vibrações às paredes da caixa e à restante estrutura. Os dispositivos de comando encontram-se repartidos pela cabine, botoeiras de chamadas dos pavimentos e interior do batente da porta do último piso servido pelo elevador. 15

42 Áustria Bélgica Suíça Alemanha Dinamarca França Finlândia Itália Luxemburgo Turquia Noruega Holanda Portugal Espanha Suécia Grécia Reino Unido MÉDIA Instalações (%) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais Comparativamente com o sistema convencional, este modelo permite optimizar a gestão do espaço, proporcionando uma maior flexibilidade e versatilidade a nível de projectos de edifícios. Permite ainda realizar percursos mais suaves e silenciosos e com menor consumo de energia. Na Fig é possível observar a forte aderência a este tipo de modelo em vários países europeus em Hidráulico Trac. MRL Tracção Fig Percentagem de instalação de elevadores na Europa em 2004 (adaptado de [30]). Dada a forte dominância dos modelos de tracção MRL na comercialização de elevadores, desenvolveram-se os sistemas hidráulicos sem casa de máquinas, com a principal vantagem de reduzir as dimensões da caixa. Nestes sistemas a unidade hidráulica localiza-se no interior da caixa ou no poço e o sistema de controlo encontra-se instalado exteriormente à caixa, junto à porta do elevador, ao nível do piso de paragem mais inferior, como se pode observar na Fig Relativamente ao sistema de tracção MRL, este modelo caracteriza-se por um processo de instalação mais simples. (a) (b) Fig Sistemas de elevador MRL: (a) eléctrico de tracção [net 11]; (b) hidráulico [net 12]. 16

43 Sistemas de Segurança Para garantir um máximo de segurança durante o movimento, o elevador é dotado de um sistema de segurança redundante, destinado a executar paragens de emergência da cabine e/ou do contrapeso em situação de queda livre, excessiva velocidade ou perda de tensão dos cabos. Na tabela que se segue são identificados alguns dos principais dispositivos de segurança dos elevadores, assim como os modelos que os comportam. Tabela 2.1. Sistemas de segurança de elevadores. Dispositivo de Segurança Definição Elevador de Tracção Elevador Hidráulico Pára-Quedas Garra metálica localizada na cabine (e opcionalmente no contrapeso), que se fixa às guias de forma instantânea ou progressiva, resultando na paragem do elevador. Note-se que o funcionamento deste dispositivo não requer energia eléctrica. X X Limitador de Velocidade Composto por duas polias (uma, na casa de máquinas, alinhada verticalmente com a uma outra localizada no fundo do poço), cabo de aço ligado à cabine e interruptor. Caso o elevador ultrapasse a velocidade limite pré-estabelecida, o limitador activa o pára-quedas e desliga a parte eléctrica do motor simultaneamente, conduzindo assim à paragem do elevador. X X* Limites de Percurso Os interruptores de limite final constituem sensores electromagnéticos localizados nos fins de curso superior e inferior, sendo responsáveis por interromper o funcionamento do elevador sempre que este exceder a posição dos mesmos. X X Interruptor de Afrouxamento de Cabos Válvula de Rotura Corta o fornecimento de energia eléctrica ao motor e acciona o pára-quedas quando pelo menos um dos cabos de tracção perde tensão relativamente aos restantes. Localizada no ponto de entrada e saída do fluído do cilindro. Interrompe o circuito hidráulico, com consequente imobilização do elevador, quando ocorre uma variação brusca de pressão no interior do cilindro correspondente à descida repentina da cabine, geralmente devido a uma fuga na tubagem hidráulica. No caso de elevadores com dois pistões laterais a válvula é instalada de forma equidistante, sendo a sua interligação realizada por meio de tubagens X X* X Amortecedor Caso os dispositivos de segurança acima referidos falhem, existe ainda um conjunto de amortecedores instalados no poço, para a cabine e o contrapeso, os quais absorvem parte do impacto, prevenindo o choque directo destes componentes com o fundo da caixa. X X *Apenas obrigatório em sistemas hidráulicos de cabo 17

44 2.3. DISPOSITIVOS DE SEGURANÇA SÍSMICA Os EUA e o Japão constituem os pioneiros no desenvolvimento de medidas de aperfeiçoamento do comportamento sísmico destes sistemas, desempenhando um papel fundamental na optimização da sua segurança. Actualmente, no âmbito da segurança de elevadores face a um evento sísmico, nomeadamente eléctricos de tracção, existem essencialmente duas operações de controlo, uma associada ao interruptor sísmico também conhecido por seismic switch (modo sísmico) e outra ao detector de descarrilamento do contrapeso. Contudo, existem regulamentos que defendem o uso de apenas um dos dispositivos, enquanto que outros requerem ambos. Por questões de segurança, estes equipamentos só devem ser reiniciados por técnicos autorizados, após garantida a ausência de qualquer perigo, através da realização de inspecções adequadas. Este processo é bastante importante, pois permite evitar a ocorrência de danos com maior severidade, os quais podem colocar em perigo a vida de futuros ocupantes. Em Portugal, só muito recentemente se começou a expressar algum interesse na utilização destes dispositivos, no entanto, a sua aderência permanece bastante escassa Interruptor Sísmico O interruptor sísmico consiste num sensor electrónico que detecta movimentação do edifício sob a forma de um determinado parâmetro, geralmente acelerações verticais e/ou horizontais segundo dois ou três eixos (ver Fig. 2.15). O modo sísmico é activado pelo interruptor sísmico quando este detecta uma determinada aceleração, superior à previamente estabelecida. Este limite deverá corresponder às primeiras ondas sísmicas (ondas P), cujo valor deverá ser inferior ao limiar de ocorrência de danos. Desta forma, a cabine em movimento é direccionada para o piso disponível mais próximo, as portas abrem-se para permitir a saída dos passageiros, e segue-se o encerramento de todo o sistema. Esta operação tem como principal objectivo antecipar a chegada das ondas mais destrutivas ao edifício (ondas S). No entanto, em situações de elevada proximidade ao epicentro, as ondas podem chegar à edificação quase simultaneamente, comprometendo a eficácia do sensor e a segurança nos elevadores. Actualmente, a maioria dos interruptores sísmicos registam a data, o tempo, a duração e a aceleração de pico em cada eixo para cada terramoto detectado. Esta informação constitui um elemento fundamental no desenvolvimento de futuros estudos referentes ao comportamento sísmico de elevadores. Para garantir um desempenho adequado, estes dispositivos requerem a realização de uma manutenção periódica. 18

45 Porém, verifica-se que a localização a adoptar para este dispositivo não é consensual. As opiniões dividem-se entre a casa de máquinas [5], localizada no topo do edifício onde, geralmente, são registadas vibrações mais intensas, ou ao nível do poço [49], permitindo detectar mais rapidamente as acelerações sísmicas, embora sem o efeito de amplificação associado ao próprio edifício. Evidentemente que a localização do interruptor sísmico, deverá ter implicações na calibração do nível de disparo. A adequada definição do valor de activação do sensor, desempenha um papel importante na prevenção de danos, devido a eventos sísmicos. Em 1972, os EUA adoptaram o limite de aceleração vertical de 0,03g com uma frequência de 1 a 10 Hz, todavia este valor tem sofrido modificações incrementais ao longo dos anos e alguns regulamentos exigem também a consideração da aceleração horizontal. Em Portugal desconhece-se o valor adoptado. Fig Exemplo de um interruptor sísmico [net 13] Detector de Descarrilamento do Contrapeso O sensor de descarrilamento do contrapeso tem como função interromper o funcionamento do elevador, quando detectado o deslocamento do contrapeso, para fora do seu plano normal de curso. Este dispositivo desempenha um papel bastante importante na segurança do sistema, face à acção sísmica, uma vez que, como se verá mais adiante, o descarrilamento do referido componente constitui o dano mais frequente, aquando um terramoto. O sistema de detecção consiste, usualmente, na montagem de dois cabos paralelamente às guias do contrapeso e carregados com uma corrente eléctrica. Este sistema denomina-se por ring-on-a-string, uma vez que cada fio atravessa um anel metálico, fixo em cada lado da respectiva arcada, como se pode observar na Fig Assim, se o contrapeso se deslocar, um dos cabos entra em contacto com o anel, fechando o circuito e gerando-se um sinal eléctrico que é amplificado e interpretado pela unidade de controlo, como sinal de paragem por desalinhamento do componente. Durante este 19

46 processo, caso o elevador se encontre em movimento, a cabine pára e, em seguida é orientada para o piso disponível mais próximo a uma velocidade reduzida, de valor pré-definido. Estes dispositivos distinguem-se dos sensores sísmicos, na medida em que identificam, primeiramente, a posição da cabine e depois a do contrapeso, procedendo-se à decisão de enviar o elevador para os pisos superior ou inferior, com a ordem base em garantir o distanciamento entre ambos os componentes. Quando a cabine é imobilizada, sucede-se a abertura das portas, para garantir a libertação dos passageiros e o encerramento do sistema. O sensor de descarrilamento do contrapeso pode apresentar várias configurações. Uma outra consiste num único fio a atravessar um anel localizado no topo e na base da arcada do contrapeso. Relativamente ao fio utilizado existem duas variações possíveis. Numa, o fio metálico liga a arcada a um interruptor que activa o dispositivo mesmo aquando a sua rotura, não ocorre contacto com o anel. Na outra, recorre-se a um fio em zig-zag que percorre o edifício em altura, verificando-se a perda de continuidade quando o descarrilamento ocorre. Neste último, o dispositivo é denominado por detector de colisão, sendo geralmente aplicado em elevadores de velocidade reduzida. Fig Sensor de descarrilamento do contrapeso (Ring on a String) [net 14]. 20

47 3. RETROSPECTIVA DE DANOS RESULTANTES DE EVENTOS SÍSMICOS 3.1. CONSIDERAÇÕES GERAIS Durante um evento sísmico, os elevadores, sendo elementos integrantes do edifício, são sujeitos a deformações e acelerações induzidas pela própria estrutura. Como tal, este meio de transporte vertical pode suportar maiores vibrações devido ao efeito amplificador da edificação e do próprio solo onde se encontra assente. Na sequência de danos sofridos durante terramotos, os elevadores têm sido sujeitos a um contínuo aperfeiçoamento, com a principal preocupação em criar sistemas operacionais e seguros, face às acções sísmicas. Para o desenvolvimento de medidas destinadas a mitigar a vulnerabilidade sísmica dos elevadores, é imprescindível avaliar o seu desempenho aquando um terramoto. Neste capítulo, procede-se à análise do comportamento destes sistemas em oito terramotos, com a recolha exaustiva dos respectivos danos e a identificação das causas associadas. Esta informação é obtida com base em relatórios sustentados por inspecções, inquéritos e entrevistas a empresas responsáveis pela instalação e/ou manutenção de elevadores em edifícios localizados nas regiões sismicamente afectadas. Note-se que muitas das inspecções realizadas depararam-se com algumas limitações em termos de acessibilidade, particularmente nos pisos mais altos dos edifícios DANOS EM ELEVADORES RESULTANTES DE EVENTOS SÍSMICOS Terramoto do Alasca (EUA) M w 2 = 9,2 Em 1964, o Alasca sofreu um dos sismos mais fortes alguma vez registados na América do Norte, originando avultados prejuízos devido, essencialmente, a danos não estruturais. Pela primeira vez, observaram-se danos extensivos nos elevadores, constituindo, para alguns engenheiros de elevadores, o despertar para a inerente vulnerabilidade sísmica destes sistemas. Ayres [6] fornece uma análise qualitativa dos danos observados nos 100 elevadores existentes em Anchorage (tracção e hidráulicos aproximadamente em igual número). Os sistemas de tracção apresentaram falhas bastante severas, destacando-se em praticamente todos os sistemas desta tipologia, o descarrilamento do contrapeso, associado, maioritariamente, à deformação das rodadeiras. Estas foram identificadas como os elementos de ligação mais vulneráveis à acção sísmica, devido às colisões entre o contrapeso e as guias. Em algumas ocorrências de descarrilamento, o contrapeso chegou a oscilar livremente na caixa de elevador, embatendo e danificando a viga de distribuição onde as guias se encontravam apoiadas. Descreve-se ainda a 2 Magnitude de Momento 21

48 flexão e deformação severas das guias do contrapeso e dos brackets, e ainda emaranhamento dos cabos. Devido à maior rigidez, característica das guias da cabine, estas foram pouco afectadas. Os sistemas de guias também foram danificados pela queda de fragmentos do elevador e do material constituinte das paredes da caixa. A inexistência de geradores de emergência levou à interrupção do funcionamento destes sistemas durante as falhas de energia eléctrica, resultando na redução do número de colisões entre contrapesos e cabines. Na casa das máquinas constatou-se que a causa de pelo menos 80% das falhas no equipamento deveu-se ao deslizamento ou derrubamento da unidade motriz, originado por uma deficiente fixação entre o piso, o isolador de vibração e o equipamento. Este tipo de falha foi observado em cinco unidades de tracção do Hospital Elmendorf ABF, e ainda em outros equipamentos eléctricos localizados na casa de máquinas. Um elevado número de painéis de controlo, entre os quais o existente no referido hospital, tombaram por falta de fixação. Na Fig. 3.1 é possível visualizar alguns dos danos ocorridos nos sistemas de tracção. (a) (b) Fig. 3.1 Danos sísmicos em elevadores: (a) queda da guia direita e da rodadeira do canto superior esquerdo do contrapeso; (b) derrubamento da unidade motriz [6]. A maioria dos elevadores hidráulicos (acção directa) comportou apenas danos mínimos, associados à queda de fragmentos das paredes da caixa, resultando no bloqueio do movimento da cabine. Numa situação, a ocorrência de assentamentos diferenciais levou à formação de fendas no chão, cuja propagação chegou atingir o poço do elevador, provocando a inclinação do cilindro. Constatou-se ainda que o maior elevador hidráulico da cidade, instalado num hospital de 6 pisos, não apresentava qualquer tipo de falha, retomando a sua operacionalidade assim que a energia foi restabelecida. Terramoto de San Fernando (EUA) - M w = 6,6 Em 1971, a grande devastação resultante do terramoto de San Fernando no estado de Califórnia, nomeadamente ao nível não estrutural, suscitou, pela primeira vez, a preocupação em recolher e 22

49 registar, de forma sistemática e organizada, a informação quantitativa e qualitativa relativa às falhas sustidas pelos elevadores devido a fortes terramotos [7] [63]. Este procedimento levou à formulação das primeiras propostas de aperfeiçoamento das metodologias de dimensionamento destes sistemas. Mais tarde, algumas destas recomendações foram incluídas nos códigos da Califórnia e da ASME, das quais se destacam as seguintes [63]: utilização de guias mais pesadas do que as de secção em T de 12 kg/m; utilização de brackets menos espaçados, sugerindo ainda a soldagem de placas de forma a reforçar as suas zonas angulosas; instalação de apoios intermédios; aparafusar os isoladores de vibração da unidade motriz ao piso; utilização de dispositivos de segurança sísmica [6] e [38]. Desta feita, em 1975 a Califórnia foi o primeiro Estado Norte-Americano a incorporar medidas de protecção sísmica, no respectivo código de elevadores. Em 1981 estas foram adicionadas ao Código Nacional Segurança de Elevadores e Escadas Rolantes [17]. A cidade de Los Angeles constituiu a zona mais afectada a nível de sistemas de elevadores, chegando mesmo a constituir em alguns edifícios, os únicos danos existentes. Note-se que dos aproximadamente 9000 elevadores existentes no Norte da cidade, cerca de 1000 ficaram afectados. A falha mais frequentemente observada nos elevadores de tracção consistiu no descarrilamento do contrapeso, perfazendo um total de 674 registos, dos quais 109 resultaram na colisão com a cabine [63]. Numa destas situações, o elevador transportava um passageiro, o qual foi projectado contra as paredes da cabine e, num outro caso, o ocupante observou o contrapeso a trespassar a própria cabine. Verificaram-se ainda 18 descarrilamentos da cabine, quebra ou perda de 286 rodadeiras, 9 roçadeiras partidas, 49 sistemas de guias deformadas ou facturadas, 174 brackets danificados. No Hospital de Olive View, quatro elevadores ficaram severamente afectados devido à flexão e descarrilamento da arcada do contrapeso. Na caixa, cerca de 22 portas deslocaram-se da sua posição. Os danos observados no sistema de cabos deveram-se aos elementos salientes existentes na caixa do elevador, resultando na retenção ou rotura de 20 cabos de limitador de velocidade e 7 cabos de comando, e no deslocamento para fora dos gornes de 100 cabos de compensação. Na casa das máquinas verificou-se o deslocamento ou derrube dos equipamentos aí existentes devido a uma fixação inadequada. A ocorrência de falhas de energia levou à interrupção do funcionamento de um elevado número de elevadores, uma vez que o recurso a geradores de emergência não era obrigatório. Este aspecto pode ter estado na origem da paragem da cabine entre pisos numa unidade hospitalar, resultando no enclausuramento de dois doentes, os quais acabaram por falecer. Relativamente aos danos verificados em elevadores hidráulicos não foi possível encontrar qualquer informação disponível. 23

50 Terramoto de Miyagi (Japão) - M w = 7,4 Em 1978, o terramoto de Muyagi constituiu o primeiro grande evento sísmico no Japão onde se verificou a recolha do tipo e extensão de danos sofridos pelos sistemas de elevadores. Este processo permitiu o desenvolvimento de medidas de segurança sísmicas e a sua inclusão no regulamento Japonês de sistemas de elevadores, onde se destaca a instalação de sensores sísmicos e a definição de forças sísmicas a suportar pelos componentes localizados na caixa e na casa das máquinas. De acordo com Suarez e Singh [63], dos 5462 elevadores existentes nas seis províncias afectadas, aproximadamente 483 apresentavam algum tipo de dano. A província de Miyagi constituiu a zona mais lesada, com cerca de 18% dos seus sistemas de tracção danificados. Mais uma vez, constatou-se que a falha mais frequente consistiu no descarrilamento do contrapeso, registando-se cerca de 282 ocorrências, referentes a este ou à cabine. Relativamente às caixas dos elevadores, verificou-se cerca de 40 brackets flectidos, 23 cabos danificados e 54 guiadeiras deformadas. É importante salientar que a maioria dos danos observados nas cabines resultou do descarrilamento do contrapeso. Na casa das máquinas verificou-se o deslocamento ou derrubamento de cerca de 53 motoresgeradores e 11 painéis de controlo. Neste terramoto não houve quaisquer registos de feridos ou vítimas mortais. A nível de sistemas hidráulicos, não foi possível obter qualquer informação referente aos respectivos danos. Terramoto de Whittier Narrows (EUA) - M w = 5,9 Em 1987, o terramoto de Whittier Narrows constituiu o primeiro evento sísmico a provocar danos significativos nos elevadores após terem sido implementadas as recomendações impostas pelo código da Califórnia. Contudo, muitos dos requisitos não se aplicavam aos sistemas já existentes. De uma forma geral, verificou-se que o desempenho dos sistemas de tracção foi bastante positivo, comparativamente com o de São Fernando. Não foi possível encontrar qualquer informação disponível relativa ao comportamento dos elevadores hidráulicos. Com base no levantamento de danos executado por Schiff [57], destaca-se o descarrilamento do contrapeso como o mais observado, tendo-se registado pelo menos 91 ocorrências, das quais 11 resultaram na colisão com a cabine. No sistema do contrapeso constatou-se ainda 19 casos de guias danificadas, 10 casos de falha dos sistemas de fixação e suporte das mesmas, dos quais se salienta a ocorrência de parafusos a saltarem das paredes da caixa, e ainda uma arcada deformada. Todavia, o autor associou a falha do sistema de fixação de guias à construção dos edifícios originais dos anos

51 Na casa das máquinas reportaram-se poucos danos associados à deficiente fixação dos equipamentos. Note-se que não houve quaisquer registos de danos relativos aos painéis de controlo e aos sistemas de cabos. No que diz respeito aos dispositivos de protecção sísmica, verificou-se que nem todos os seismic switches chegaram a disparar, traduzindo-se no contínuo funcionamento dos elevadores aquando e após o terramoto. Foram ainda registados 11 casos de descarrilamento, resultantes da reiniciação dos dispositivos de segurança, sem a realização da inspecção exigida, permanecendo o sistema operacional com o contrapeso fora das guias. Após a reiniciação dos interruptores sísmicos, alguns destes voltaram a disparar devido a uma forte réplica, o que exigiu uma nova inspecção. Aparentemente, os detectores de descarrilamento do contrapeso apresentaram um desempenho mais favorável, comparativamente com os interruptores sísmicos, pois, na maioria dos casos reportados, estes dispositivos activaram-se quando o contrapeso se deslocou para fora das guias, no entanto, verificaram-se duas situações de rotura do fio metálico do sensor. De uma forma geral, o desempenho destes dispositivos não atingiu na íntegra os objectivos propostos, contudo, conduziram a uma redução significativa dos danos. Apenas se observou um caso de hospitalização, devido ao pânico de um passageiro retido no elevador durante o corte de energia. Terramoto de Loma Prieta (EUA) - M w = 6,9 Em 1989, o terramoto de Loma Prieta constituiu o segundo fenómeno a provocar danos significativos nos elevadores após a incorporação das medidas de segurança sísmica. A maioria dos prejuízos registados deveu-se ao descarrilamento do contrapeso, tendo sido inicialmente reportados cerca de 286 ocorrências. As possíveis causas indicadas para este tipo de dano consistiram na deformação das guias, brackets e respectivos parafusos de fixação [17]. Salienta-se o facto de grande parte dos descarrilamentos observados estarem associados a sistemas de guias de 12 kg/m, e tenderam a ocorrer no topo dos edifícios. Porém, várias guias deste tipo resistiram ao sismo sem apresentar qualquer dano, ao contrário de algumas de 16,5, 18 e 22,5 kg/m. Os danos registados em cabines resultaram, essencialmente, das colisões com o contrapeso, após o restabelecimento do funcionamento do elevador, depois de o componente ter-se deslocado para fora das guias. Uma destas situações teve lugar num hospital, na qual o contrapeso trespassou o tecto da cabine. Apenas existem registos de um descarrilamento da cabine. Perante as evidências, Ding e Arnold [17] sugeriram que os elevadores existentes em edifícios de estrutura metálica encontravam-se sujeitos a maiores cargas dinâmicas, associadas a uma maior flexibilidade da estrutura ou ao facto das frequências fundamentais do edifício e do sistema do contrapeso apresentarem valores muito próximos. 25

52 Relativamente à caixa do elevador verificou-se a queda de parte do reboco das paredes e a danificação das portas. Constatou-se ainda o emaranhamento dos cabos do limitador de velocidade em torno de protuberâncias. Apesar do número de danos registados, verificou-se que uma quantidade substancial de interruptores sísmicos, não chegou a disparar. Além disso, constatou-se para um mesmo edifício, o accionamento de apenas parte dos sensores aí instalados. Alguns detectores de descarrilamento, embora poucos, activaram-se sem o componente se ter deslocado para fora das guias, o inverso também ocorreu (10 casos). Observaram-se várias situações em que os geradores de emergência não entraram em funcionamento, aquando os cortes de energia. Comparativamente com o sismo de Whittier Narrows, um total de 34 elevadores hidráulicos sofreram danos mais significativos devidos, essencialmente, a fenómenos de liquefacção do solo. Este facto resultou na ascensão do cilindro no poço (sistemas in-groud), e ainda num caso de vazamento nas tubagens flexíveis. Nos 77 elevadores hidráulicos existentes na Universidade de Stanford, quatro unidades ficaram danificadas. A diversidade de danos observada nestes sistemas, resume-se a vazamentos na tubagem hidráulica, aparentemente devido à própria vibração, e ainda danos nas portas da caixa e da cabine [55] [63]. Terramoto de Northridge (EUA) - M w = 6,7 Em 1994, o terramoto de Northridge abalou a cidade de Los Angeles, com valores de aceleração de pico do solo raramente registados nas áreas urbanas da América do Norte. Apesar da introdução de medidas mais rigorosas nas revisões do código de sistemas de elevadores, verificou-se a ocorrência de danos mais severos, comparativamente com os resultantes do terramoto de Whittier Narrows e o de Loma Prieta [63]. O evento sísmico afectou cerca de 968 elevadores eléctricos. Mais uma vez, o descarrilamento do contrapeso consistiu no principal dano, perfazendo um total de 688 ocorrências. Verificou-se ainda a deformação das guias e a destruição dos sistemas de rodadeiras do contrapeso. A colisão entre as massas do contrapeso e a respectiva arcada são apontados como um mecanismo de falha não considerado no código, associando-o ao espaçamento existente entre estes e a arcada, resultando na sua deformação [29]. Este dano foi observado no Hospital de Olive View, também em 1971, no entanto, sem ocorrer o descarrilamento do contrapeso. Na caixa de elevadores reportou-se o emaranhamento de cabos de comando em torno dos dispositivos de limite de curso e ainda o deslocamento das portas da caixa e da cabine. Cerca de 97 elevadores hidráulicos sofreram algum tipo de falha, nomeadamente vazamentos nas tubagens de abastecimento. 26

53 Posteriormente ao terramoto de Northridge, o Departamento Estadual de Planeamento e Desenvolvimento de Saúde (Office of Statewide Health Planning and Development - OSHP) do estado Californiano demandou a elaboração de estudos referentes ao impacto da acção sísmica nos sistemas de elevadores [63]. Finley et al. [27] analisaram o desempenho de 100 e 14 sistemas de tracção e hidráulicos respectivamente, localizados em nove instalações hospitalares. As unidades dimensionadas e instaladas de acordo com a regulamentação, datada anteriormente à implementação das medidas sísmicas no código da Califórnia, ficaram bastante afectadas. Do conjunto de danos observados em sistemas de tracção destaca-se o descarrilamento do contrapeso, a queda dos painéis interiores do tecto da cabine, a rotura das fixações do limitador de velocidade e o emaranhamento dos cabos do limitador em torno das saliências da caixa. Concluiu-se que os requisitos sísmicos regulamentados no Título 24 3, parte 7, da Califórnia California Elevator Safety Construction Code eram suficientes para o dimensionamento e instalação dos elevadores em hospitais, devendo-se ainda introduzir algumas modificações, nomeadamente, a adaptação de antigos elevadores de acordo com a nova regulamentação. No que diz respeito aos elevadores hidráulicos salienta-se a ocorrência de falhas ao nível das tubagens, do cilindro e da ancoragem do equipamento e das guiadeiras da cabine, e ainda de danos no seu interior. Terramoto do Golfo de Eilat-Aqaba (Golfo de Eilat-Aqaba) - M w = 7,1 Em 1995, Israel foi atingida pelo terramoto de Eilat-Aqaba por um sismo de 6.2 na escala de Richter. Refere-se que os sistemas de elevadores instalados neste país aquando o sismo, encontravam-se dimensionados e instalados de acordo com a norma SI-24, baseada na norma Europeia de elevadores EN-81, a qual não comporta quaisquer requisitos sísmicos. Levy et al. [36] apresenta uma colectânea de danos suportados por elevadores de tracção existentes em Israel, nomeadamente na região centro e sul onde existiam 882 e vários milhares de sistemas operacionais respectivamente. No cenário geral, cerca de 141 unidades sofreram um total de 201 falhas resultantes do evento sísmico. Mais de metade dos danos registados consistiram no descarrilamento do contrapeso (57%), perfazendo um total de 115 ocorrências, das quais 43 (12%) resultaram na colisão com a cabine. Em algumas situações, a causa associada a este dano consistiu, essencialmente, no funcionamento do elevador sem a activação do dispositivo de segurança sísmica. Observaram-se ainda sete situações de descarrilamento da cabine. O segundo dano mais frequente consistiu na flexão das guias, tendo-se verificado 28 unidades afectadas. Os autores identificaram o sistema de guias como o principal responsável pela ocorrência de descarrilamento, relacionando este tipo de falha com o comportamento elástico ou elasto-plástico 3 O California Code of Regulations (CCR) é constituído por 28 Títulos. O Título 24, ou também denominado por California Building Standards Code é reservado para os regulamentos estaduais que regem requisitos de dimensionamento e construção de estruturas, instalações e equipamentos. O código foi publicado pela California Building Standards Commission, sendo aplicado a todos edifícios existente neste estado. A edição trianual de 2007 do Título 24 comporta um total de 12 partes correspondentes a cada tema específico. Note-se que a parte 7, correspondente aos sistemas de elevadores passou a ser incorporada no Título 8 [net 15]. 27

54 das guias. A frequente utilização de guias de contrapeso de 3,73kg/m (T50/A), caracterizadas por um reduzido momento de inércia e por uma maior leveza, comparativamente com as de 12kg/m utilizadas nos EUA,, promove a ocorrência de descarrilamento na fase elástica. Levy et al. [36] chega mesmo a afirmar que as guias, usualmente utilizadas em Israel, não resistem ao terramoto do Golfo de Eilat-Aqaba de Terramoto Chi-Chi e Min-Shong (Taiwan) M L = 7,3; M L 1022 = 6,4 No ano de 1999 Taiwan foi bastante afectada pelos sismos Chi-Chi (Setembro - 921) e Min-Shong (Outubro 1022). Yao [72] expõe um leque de falhas sofridas pelos cerca de 1600 sistemas de tracção existentes na cidade de Chia-Yi. Aproximadamente 20% dos elevadores apresentavam algum tipo de dano, destacando-se, como as falhas mais frequentes, o descarrilamento do contrapeso, seguido pelo emaranhamento dos cabos. Em pelos menos dois hospitais o contrapeso deslocou-se para fora das guias, colidindo com a cabine. Cerca de 95% dos descarrilamentos registados ocorreram em sistemas compostos por guias de 5 kg/m, as quais são referidas como as mais utilizadas em edifícios baixos. As causas associadas a 60% e 40% dos descarrilamentos consistiram na indução de vibrações sísmicas no plano da arcada do contrapeso e perpendicularmente a este respectivamente. O embate entre as massas e a arcada provocaram a deformação desta, com consequente libertação de grande parte dos pesos que se encontravam posicionados a meia altura do contrapeso. No entanto, tal não se verificou em componentes com as massas restringidas por meio de um par de travamentos fixos à arcada. Também se observou a rotura dos cabos de controlo e do limitador de velocidade, devido ao seu emaranhamento em elementos proeminentes da caixa. Relativamente à casa das máquinas, constatou-se que os danos nos painéis de controlo estavam associados a uma instabilidade da corrente eléctrica nos instantes inicias de funcionamento do gerador de emergência, provocando o curto-circuito das placas de circuito. Todavia, de acordo com a ACSS, os geradores de emergência actuais apresentam características que permitem controlar essa instabilidade SUSCEPTIBILIDADE À ACÇÃO SÍSMICA Identificação dos Principais danos Atendendo a gama de danos comportados pelos diversos componentes dos sistemas de elevadores, durante os eventos sísmicos analisados e outros, tais como o de Umbria-Marche (1997) [65], Kobe (1995) [63], Perú (2001) [10] e de Sichuan (2008) [18], é possível sintetizar as principais falhas, apresentadas na Tabela Magnitude Local de Richter 28

55 Tabela Principais danos sísmicos observados nos elevadores de tracção e hidráulicos. Eléctrico de Tracção Hidráulico - descarrilamento do contrapeso; - descarrilamento da cabine; - desprendimento das massas do contrapeso; - colisão do contrapeso ou dos próprios pesos com a cabine; - flexão das guias; - danificação dos sistemas de suporte das guias; - vazamentos na tubagem hidráulica; - deslocação ou derrubamento do equipamento - deslocação ou perda de verticalidade do cilindro e existente na casa das máquinas; pistão; - deslocação dos cabos para fora dos gornes das - perda de equilíbrio do reservatório. polias; - danificação dos cabos devido ao seu emaranhamento em protuberâncias da caixa; - perda de referência espacial por desalinhamento do sensor electromagnético responsável pela identificação da posição da cabine; - falha dos dispositivos de segurança sísmica. - deformação das portas da cabine e da caixa; - queda de material constituinte das paredes da caixa de elevador; - deformação ou quebra das guiadeiras; - danos no interior da cabine. A notória discrepância quantitativa e qualitativa de danos observados entre ambos os sistemas, permite distinguir a susceptibilidade dos elevadores eléctricos de tracção. Constata-se ainda que as falhas verificadas nos elevadores hidráulicos constituem apenas uma pequena fracção das registadas em sistemas de tracção [12]. Este facto pode ser justificado pela ausência de um contrapeso na maioria dos modelos hidráulicos, uma vez que este, como já foi referido, caracteriza-se por ser um dos componentes mais vulneráveis à acção sísmica. Uma outra razão consiste na instalação destes sistemas em edifícios, geralmente, com menos de sete pisos e, portanto, sujeitos a menores forças de inércia, associado ainda ao facto da casa de máquinas localizar-se nos pisos mais baixos, onde as acelerações são, geralmente, menores, comparativamente com os pisos de topo. Também o menor número de componentes integrados no sistema reduz a possibilidade de falha. Desta forma, é possível afirmar que muitas dos danos observados em elevadores de tracção não se verificam nos hidráulicos. Posto isto, os sistemas hidráulicos aparentam ser bastante menos susceptíveis a eventos sísmicos (ver Fig. 3.2). 29

56 (a) (b) Fig. 3.2 Identificação das forças de inércia geradas num elevador durante um evento sísmico: (a) sistema de tracção; (b) sistema hidráulico [12]. Contudo, reconhece-se, nos diversos relatórios consultados, a escassez de informação relativa às falhas comportadas pelos elevadores hidráulicos devido a eventos sísmicos. Procede-se à sumarização dos componentes mais afectados pela acção sísmica, com a identificação das possíveis causas. Sistema do Contrapeso e Guiadeiras É perfeitamente expectável que o contrapeso consista no elemento mais vulnerável à acção sísmica, uma vez que, sendo o componente mais pesado de todo o sistema, é sujeito a elevadas forças de inércia aquando um terramoto. Este facto encontra-se em concordância com a informação recolhida, uma vez que o descarrilamento do contrapeso consiste no dano mais observado em qualquer um dos sismos acima analisados. Comparativamente com a acção imposta perpendicularmente, as vibrações sísmicas induzidas no plano da arcada promovem consequências mais penalizadoras, traduzindo-se na colisão entre o contrapeso e as guias, com consequente flexão ou rotura das guias, danificação das guiadeiras, deformação da arcada e possível libertação das massas (ver Fig. 3.3 e Fig. 3.4). Este conjunto de danos promove a ocorrência de descarrilamento do contrapeso, com possível colisão com a cabine ou as paredes da caixa, ou ainda o seu emaranhamento nos sistemas de cabos. Contudo, a utilização de guias de maiores dimensões e de dispositivos que restrinjam o movimento dos pesos para fora da arcada constituem propostas que poderiam melhorar o desempenho deste sistema. 30

57 Bracket Paredes da caixa Guia da cabine Cabine Viga de distribuição Contrapeso Guia do contrapeso Guia da cabine Fig Esquema do descarrilamento do contrapeso com consequente embate na viga de distribuição e nas paredes da caixa (adaptado de [6]). Fig Descarrilamento do contrapeso [18]. Sistema da Cabine e Caixa Comparativamente com o sistema do contrapeso, as guias da cabina são bastante menos afectadas, este aspecto pode dever-se a uma maior rigidez, uma vez que estes elementos são dimensionados para resistir a cargas dinâmicas excêntricas associadas à carga e descarga da cabine e a forças de frenagem impostas pela acção do pára-quedas. Fig Danos na porta e parede da caixa do elevador [18]. Os deslocamentos dos pisos originam a deformação da caixa do elevador, com consequente danificação das portas desta e da cabine, e dos cabos eléctricos. Esta ocorrência leva à interrupção da funcionalidade do sistema, uma vez que os elevadores actuais impedem a 31

58 movimentação das portas, quando estas não se encontram devidamente posicionadas. A deformação deste compartimento também resulta na fendilhação, desprendimento e queda de materiais constituintes das paredes de circulação do elevador, danificando assim os elementos existentes na caixa e no poço. Estudos revelam que o material constituinte das paredes da caixa apresenta um papel aparentemente bastante significativo na extensão de danos do elevador durante um evento sísmico, uma vez que reagem de forma diferente. Também a localização da caixa no edifício e o número de paragens do elevador, ou seja a sua altura, afectam a vulnerabilidade do sistema [65]. Sistema de Guias, Brackets e seus Suportes As cargas impostas pelo impacto da cabine ou do contrapeso nas guias devido às vibrações sísmicas, associadas às deformações da estrutura, podem provocar a flexão ou rotura da própria guia e/ou dos respectivos bracket, como se pode observar na Fig Estes danos podem resultar no descarrilamento do contrapeso ou da cabine. Fig Deformação do bracket [18]. Sistema de Fixação A falha dos sistemas de fixação dos componentes foi observada no poço, no interior da cabine e, essencialmente, na casa das máquinas (ver Fig. 3.7). A deficiente ou inadequada ancoragem dos equipamentos à laje ou à parede, como é o caso da unidade motriz e de controlo, reservatório e sistema de bombas, constitui a principal razão para a ocorrência do deslizamento, derrubamento ou desalinhamento dos mesmos. Fig Derrubamento de equipamento eléctrico localizado na casa das máquinas [22]. A unidade motriz encontra-se instalada sobre um isolador de vibração, tornando o equipamento vulnerável às vibrações sísmicas (acções horizontais) as quais são, geralmente, superiores ao nível do último piso, onde é frequente instalar-se a casa de máquinas. A ausência de fixações entre o isolador e o equipamento, e entre este e o chão constituiu a principal causa para o seu 32

59 deslizamento ou derrubamento. Note-se que este problema não se verifica nos sistemas MRL. A inadequada ancoragem das tubagens ou mesmo dos elementos que interligam, resulta no deslocamento e rotura destes componentes, com consequente vazamento do fluído hidráulico (ver Fig. 3.8). Também a deficiente fixação dos elementos existentes no interior da cabine, resulta na queda do tecto e em estragos dos elementos decorativos, do sistema de abertura de portas, do painel de operação e do dispositivo de indicador de posição. (a) (b) Fig. 3.8 Danos no elevador hidráulico: (a) deslocamento da unidade hidráulica; (b) rotura das mangueiras hidráulicas [22]. Sistema de Cabos A vibração da estrutura durante um evento sísmico, pode induzir oscilações excessivas nos cabos (tracção, limitador de velocidade ou comando). Este facto pode resultar na sua deslocação para fora dos gornes, deformação (ver Fig. 3.9) ou no seu emaranhamento em componentes existentes na caixa, provocando, caso o elevador prossiga viagem, a rotura dos cabos e/ou danificação dos elementos aos quais se encontram presos. Também a ocorrência de descarrilamento do contrapeso ou da cabine pode levar à rotura ou emaranhamento dos cabos. A deficiente fixação da máquina de tracção na casa das máquinas, pode provocar o seu deslizamento, com consequente embate dos cabos entre si e/ou o seu desgaste ao roçarem nas arestas da abertura da laje que permite a passagem vertical dos mesmos. No Fig Cabo danificado [18]. 33

60 caso do respectivo isolador de vibração também se movimentar, pode se verificar o corte dos cabos à sua passagem [9]. Cilindro e Pistão Segundo a SICMALEVA, o pistão, ao encontrar-se sujeito aos deslocamentos horizontais dos pisos, flecte exercendo uma pressão nas paredes do cilindro resultando em eventuais problemas na ligação pistão-cilindro ou mesmo na base do cilindro. A perda de verticalidade destes componentes pode ainda comprometer o funcionamento do elevador. Dispositivos de Segurança Sísmica O dano mais comum associado aos dispositivos de segurança sísmica, nomeadamente do interruptor sísmico, consiste no restabelecimento da operacionalidade do sistema após a sua imobilização por acção dos sensores, sem a realização de uma inspecção por um técnico. Esta acção pode resultar em maiores danos no sistema, por exemplo, caso tenha ocorrido o descarrilamento do contrapeso, pondo em risco a vida de futuros ocupantes. Em acrescento, os interruptores sísmicos sem baterias incorporadas deixam de funcionar na ausência de electricidade. Os elementos de memória volátil chegam mesmo a auto-reiniciar-se quando a electricidade é restabelecida. Também se levantam algumas questões relativamente à eficácia dos interruptores sísmicos baseados no parâmetro das acelerações, uma vez que no sismo de 1983 ocorrido no Japão, as vibrações induzidas a um edifício alto provocaram oscilações de elevada amplitude no piso de topo e nos sistemas de cabos, resultando no seu emaranhamento. No entanto, o interruptor sísmico não disparou, pois a aceleração de pico do solo (0,016g no período de 5 segundos) era inferior ao valor de activação do dispositivo (0,03g). Meses mais tarde, um outro sismo atingiu o mesmo edifício com acelerações máximas do solo de 0,033g no período de 0,33 segundos, activando o sensor. Contudo, os deslocamentos registados no piso superior foram substancialmente menores, aproximadamente menos de 1/100 [63]. O incorrecto funcionamento do sensor de descarrilamento pode ser justificado pela rotura do fio durante o mecanismo de falha ou mesmo pela corrosão do próprio dispositivo, inviabilizando a conexão eléctrica entre o fio e o anel. Geralmente, os sismos de média intensidade chegam a activar os sensores sísmicos, sendo também bastante frequente o accionamento do detector de descarrilamento mesmo sem este ocorrer [17]. Outras causas associadas à falha dos dispositivos de segurança devem-se à ausência de uma manutenção periódica, nomeadamente, no caso dos interruptores sísmicos, ajustes mecânicos e substituição de baterias, ou mesmo uma incorrecta calibração do nível de disparo. Como já foi referido, a activação dos dispositivos de segurança sísmica requer a realização de uma inspecção prévia ao restabelecimento do funcionamento do elevador por um técnico. Porém, a 34

61 saturação da capacidade de resposta dos técnicos na inspecção dos vários sistemas de elevadores, associada aos eventuais congestionamentos de tráfego verificados após o terramoto, pode resultar em longos períodos de espera, mesmo em instalações consideradas prioritárias, como é o caso dos hospitais. Nestas instalações, em que a afluência aumenta substancialmente na fase pós-sismo, a inutilização dos elevadores pode comprometer fortemente a operacionalidade dos serviços médicos, nomeadamente no transporte entre pisos de doentes em condições críticas. Por outro lado, o interruptor sísmico pode ser activado por vibrações de origem não sísmica, provenientes, por exemplo, de uma obra próxima. Assim, a actividade do elevador é interrompida, afectando o funcionamento da instalação hospitalar. Uma possível solução para este problema ou mesmo para situações de emergência, consiste no desenvolvimento de um procedimento que forneça a orientação necessária para que um indivíduo, sem conhecimentos técnicos, consiga reiniciar o sensor e restabelecer o funcionamento do elevador a uma velocidade reduzida. Contudo, de uma forma geral, é unânime a eficácia demonstrada pelo desempenho destes dispositivos na mitigação dos danos em sistemas de elevadores quando sujeitos a um evento sísmico. No entanto, é inegável a necessidade de desenvolvimento de mais estudos focados no aperfeiçoamento destes sensores. Energia Eléctrica As frequentes, e geralmente prolongadas, perdas de energia que se verificam durante e após os terramotos, obrigam, na ausência de geradores de emergência, à imediata paragem do elevador, com consequente enclausuramento dos seus ocupantes e invalidação dos dispositivos de segurança sísmica. Também o confinamento a espaços pequenos e sem iluminação, associado aos fortes receios que a ocorrência de um sismo suscita, constituem alguns dos factores que definem o nível de terror vivido pelas pessoas presas no interior da cabine. Estas situações são particularmente graves em hospitais, caso estes passageiros consistam em doentes que necessitem de cuidados médicos. Estas ocorrências geralmente exigem operações de salvamento, as quais, se não realizadas por pessoas que conheçam o processo adequado de abertura das portas do elevador, podem tornar-se perigosas e resultar na danificação das mesmas [56] Sensibilidade Sísmica De uma forma geral, os dois factores responsáveis pela falha dos componentes de elevadores devido a fenómenos sísmicos, resumem-se à aceleração e deformação induzidas no sistema através da estrutura. Assim, em função da sensibilidade dos elementos face aos efeitos da acção sísmica, estes podem ser classificados como sensíveis à aceleração, sensíveis à deriva, ou sensíveis à aceleração e deriva. 35

62 A gama de propriedades intrínsecas dos componentes integrantes dos elevadores, impossibilita a inserção destes sistemas numa única categoria. Desta forma, Taghavi e Miranda [64] sugerem uma classificação dos mesmos, apresentada na Tabela 3.2. Tabela Classificação dos componentes de elevadores em função da sua sensibilidade. Sensibilidade Definição Componente Aceleração Elementos que podem sofrer perda de equilíbrio devido às forças de inércia ou que não podem sofrer acelerações acima de um determinado valor, destacando-se os equipamentos pesados simplesmente apoiados ou elementos associados a fixações deficientes. Equipamento existente na casa das máquinas Deriva Aceleração e Deriva Elementos afectados pela deformação da estrutura, nomeadamente pelo deslocamento relativo entre pisos, uma vez que são obrigados a acompanhar a edificação por se encontrarem fixos a esta em vários pontos, pela rigidez incompatível entre o edifício e o componente, pela interacção entre sistemas adjacentes estruturais e não estruturais. Elementos afectados pelas acelerações e deformações entre pisos. Cabine Guias e Contrapeso Note-se que não são referidos os componentes específicos dos elevadores hidráulicos. Contudo, com base nos dados recolhidos, aponta-se as tubagens e os reservatórios como elementos sensíveis à deriva e aceleração respectivamente CONSIDERAÇÕES FINAIS Durante os terramotos, existe uma evidente discrepância ao nível do comportamento dos sistemas de tracção e hidráulicos, o que aponta para uma menor sensibilidade destes últimos (sem contrapeso). Contudo, aquando a realização deste trabalho constatou-se uma escassez de informação referente ao desempenho sísmico dos elevadores hidráulicos, o que pode comprometer significativamente a avaliação da sua vulnerabilidade sísmica. 36

63 O sistema do contrapeso-guia apresenta-se como o mais vulnerável à acção sísmica devido, essencialmente, à elevada massa do contrapeso, sendo mesmo o componente mais pesado do conjunto. Chama-se a atenção para o facto dos relatórios elaborados, não apresentarem uma informação detalhada das causas associadas aos danos registados, assim como a localização e caracterização dos edifícios que incorporam os elevadores afectados. Estas omissões impossibilitam estabelecer uma correlação entre os danos observados e a vibração sísmica induzida aos sistemas. A inutilização dos elevadores, devido a cortes de energia ou à activação dos dispositivos de segurança sísmica, associados aos atrasos na realização de inspecções para o restabelecimento da operacionalidade do sistema, pode afectar gravemente a capacidade de resposta dos hospitais. Posto isto, e dada a extensão de danos observados em sismos recentes, verifica-se ainda a necessidade de melhorar o desempenho dos sistemas de elevadores, nomeadamente em hospitais. 37

64 38

65 4. RETROSPECTIVA DE TRABALHOS DE INVESTIGAÇÃO 4.1. CONSIDERAÇÕES GERAIS O terramoto de San Fernando constitui um ponto de viragem na evolução de elevadores na temática da segurança sísmica, despertando a atenção para a vulnerabilidade inerente destes sistemas em edifícios, nomeadamente hospitais, quando sujeitos a fortes movimentos do solo. Este facto conduziu a uma crescente preocupação na limitação e mitigação de danos, traduzindo-se na elaboração de diversos estudos, centrados no comportamento sísmico deste meio de transporte. Neste capítulo são apresentados um conjunto de estudos com base em diferentes modelos e pressupostos, focados essencialmente na resposta sísmica do sistema do contrapeso-guia. A escolha do objecto de estudo deve-se facto dos danos associados a este sistema constituírem, num cenário sísmico, a causa mais significativa na falha de elevadores [71]. Em nenhuma das pesquisas seguidamente apresentadas, se considera a hipótese de ocorrência de corte de energia, o que resultaria na interrupção do funcionamento do referido transporte vertical e de outros dispositivos SISTEMA DO CONTRAPESO-GUIA A forte susceptibilidade dos elevadores face à acção sísmica fomentou contínuas pesquisas do seu comportamento dinâmico, com particular destaque do sistema contrapeso-guia associado a rodadeiras. Contudo, a complexidade inerente deste sistema, gera inúmeras dificuldades na elaboração de modelos que reproduzam de forma fidedigna a sua resposta sísmica O profundo conhecimento da mecânica e dinâmica do sistema constitui uma ferramenta indispensável na identificação das características do seu comportamento e a sua inclusão nos modelos de estudo, nomeadamente as não linearidades introduzidas durante as vibrações. Estas podem apresentar as seguintes origens [61]: cedência das guias ou do sistema de suporte. Porém, pode coincidir com o descarrilamento do contrapeso resultante, possivelmente, da flexão da alma. Desta forma, o estudo do sistema em fase pós-cedência não apresenta grandes vantagens; compressão total das molas das rodadeiras, que pode ser evitada com base num adequado dimensionamento; forças introduzidas pelo contacto entre as guiadeiras ou limitadores de movimento e as guias (vibrações induzidas no plano da arcada do contrapeso e/ou perpendicularmente a este); forças introduzidas pelo contacto entre a arcada e as guias (vibrações contidas no plano do contrapeso). 39

66 De acordo com Singh et al. [61], é bastante plausível admitir que, para sismos de média intensidade, o sistema é dotado de um comportamento linear. Porém, para fortes movimentos do solo as não linearidades são introduzidas pelos contactos entre os referidos elementos (dois últimos pontos). Estudos revelam que o comportamento do sistema contrapeso-guia é fortemente afectado pela intensidade da acção sísmica, pelos espaçamentos entre elementos, pelas características dinâmicas do sistema e pela localização do contrapeso. Assim, a introdução das não linearidades em sistemas com distintas características e sujeitos a diferentes acções sísmicas, aparentam constituir factores fundamentais numa correcta avaliação do desempenho sísmico dos elevadores [61]. As várias investigações realizadas no âmbito do comportamento do sistema contrapeso-guia num cenário sísmico, recorrem a um leque de metodologias, nomeadamente empíricas, analíticas e numéricas. Estas últimas apresentam uma vasta aplicabilidade uma vez que permitem recorrer a programas de cálculo automático para modelar o sistema de acordo com o grau de complexidade pretendido. Neste contexto destaca-se o conhecido método de elementos finitos que se baseia na equação de equilíbrio dinâmico: (4.1) Sendo, [M] matriz de massa do sistema; [C] matriz de amortecimento; [K] matriz de rigidez; vector de acelerações do sistema; vector de velocidades; vector de deslocamentos (e rotações); vector das forças aplicadas. As forças aplicadas estão associadas à aceleração imposta pelo edifício ao sistema ( e às acções introduzidas pelas não linearidades ( ). Posto isto, a resposta do contrapeso sujeito a uma acção sísmica pode ser determinada pela seguinte expressão [61]: (4.2) Procede-se a uma breve descrição de alguns modelos utilizados no estudo da resposta sísmica do sistema contrapeso-guia. 40

67 4.3. ANÁLISES DINÂMICAS DO SISTEMA CONTRAPESO-GUIA Em 1983, Yang e seus colaboradores [71] elaboraram uma análise comparativa do comportamento dinâmico não linear do sistema contrapeso-guia, com base num modelo físico e um numérico, quando sujeito a uma acção imposta no plano da sua arcada. O modelo físico é composto por dois veios de secção circular, destinados a orientar horizontalmente o movimento de uma plataforma, a qual se encontra conectada a uma mesa sísmica. A plataforma suporta o modelo do contrapeso e das respectivas guias, as quais consistem em duas barras metálicas horizontais, de secção rectangular. O contrapeso foi modelado por um par de placas conectadas às extremidades de uma barra central e a dois elementos flexíveis que simulam a arcada. Os pesos são representados por um conjunto de massas ligadas perpendicularmente ao elemento central. Cada canto da arcada foi apoiado por uma mola representativa das rodadeiras. Este modelo foi assim utilizado para a medição do deslocamento da arcada do contrapeso e do meio vão das guias, através de um conjunto de transdutores, quando o sistema é sujeito a uma aceleração harmónica imposta na direcção indicada na Fig. 4.1, caracterizada por um leque de frequências de 0,5 Hz a 20 Hz. No modelo de elementos finitos, o sistema contrapeso-guia foi modelado com base num modelo de viga simplesmente apoiada, através de elementos de barra, como se encontra esquematizado na Fig A arcada do contrapeso consiste num elemento de barra com as extremidades elasticamente apoiadas. Os pontos de contacto entre a arcada e as guias durante a imposição da acção sísmica foram simulados através de molas de comportamento não linear. Estes elementos caracterizam-se por uma elevada rigidez durante o contacto, traduzindo um movimento conjunto dos dois componentes, sendo nula na situação contrária. Para a determinação da resposta dinâmica recorreu-se ao método de integração directa, com a definição de dois intervalos de tempo, ΔT 1 e ΔT 2, durante o contacto entre a arcada e a guia e na situação contrária respectivamente. Note-se que ΔT 2 é muito reduzido, devido à elevada rigidez das molas não lineares. As matrizes de amortecimento da arcada e das guias foram definidas com base no amortecimento de Rayleigh 5 e considerando um coeficiente de amortecimento de 2%. Foi imposta uma aceleração harmónica traduzida pela seguinte equação: (4.3) Com A 0 igual a 0,16 g e f a frequência da acção excitadora comportando os valores 2, 3 e 4 Hz, pois, com base numa análise anterior, verificou-se que os deslocamentos do contrapeso, sem a influência das guias, apresentam uma amplitude máxima para 4 Hz, uma vez que constitui o valor mais próximo da frequência fundamental do contrapeso (7 Hz). 5 A matriz de amortecimento de Rayleigh é estabelecida por [C]=α[M]+β[K], sendo [C] a matriz de amortecimento, [M] a matriz de massa, [K] a matriz de rigidez e α e β constantes definidas em função do coeficiente de amortecimento. 41

68 Para reduzir o elevado período de processamento e evitar que os deslocamentos do contrapeso excedessem os verificados nas guias, aplicaram-se duas técnicas. A primeira consistiu na diminuição da rigidez das molas não lineares, implicando um aumento de ΔT 2, e a imposição de deslocamentos relativos nulos sempre que era estabelecido o contacto entre dois pontos nodais da guia e do contrapeso. A segunda técnica consistiu na colocação de amortecedores paralelamente às molas de comportamento não linear, caracterizados por um elevado coeficiente de amortecimento durante o contacto entre o contrapeso e a guia, sendo nulo na situação contrária. Como ambos os modelos não apresentam as mesmas características físicas, apenas foi possível comparar qualitativamente as formas gerais das respostas dos sistemas de cada modelo, isto é, sem ter em conta as respectivas amplitudes, constatando-se a concordância de resultados dos modelos. Direcção da Excitação Suporte das guias Guias Guia k 1 k k k Arcada do contrapeso k 1 k 1 Guia k k k k 1 Pesos Arcada (barra central) Plataforma k 1 Mola linear k Mola não linear Fig Esquema do modelo físico do sistema contrapeso-guia (adaptado de [71]). Fig Esquema do modelo de elementos finitos do sistema contrapeso-guia (adaptado de [71]). Tzou e Schiff [66] [68] recorreram a um modelo de elementos finitos semelhante ao utilizado por Yang [71], para realizar uma análise dinâmica não linear do sistema contrapeso-guia, considerando a acção contida no plano do referido componente. Este estudo focou-se nos impactos entre a arcada, as rodadeiras e as guias. Na modelação do contrapeso apenas se considerou a rigidez de um dos lados da arcada, pois as vibrações impostas no plano das guias provocam o contacto das massas com um dos lados da arcada. Assim, admitiu-se o contacto permanente da arcada e das massas, desprezando-se a influência introduzida pela colisão entre estas. Para simular o peso do contrapeso, consideraram-se cinco massas concentradas, ligadas ao elemento de modelação da arcada, dispostas ao longo dos 2/3 inferiores da altura desta. As extremidades da barra central encontram-se apoiadas em quatro molas lineares, correspondentes às rodadeiras. As guias foram modeladas como vigas simplesmente apoiadas, adoptando-se um pequeno espaçamento entre estas e a arcada. Os pontos de contacto dinâmico entre a arcada e as guias foram modelados por molas de comportamento bilinear e amortecedores viscosos. Assim, quando o 42

69 deslocamento relativo entre a guia e a arcada excede o espaçamento entre estas, a segunda secção da mola (não linear) é automaticamente activada. Este processo introduziu elevadas forças de contacto no sistema, as quais podiam ser bastante destrutivas. A adição do amortecedor viscoso, em paralelo com a mola de contacto, permitiu reduzir as frequências de oscilação das massas concentradas e estabilizar os resultados obtidos pelo processo de integração numérica. Na Fig. 4.4 é possível observar um esquema do modelo utilizado na análise dinâmica. Elemento de contacto não linear Guia Contrapeso (arcada e massas) Guia Fig Esquema de uma única massa do sistema do contrapeso (adaptado de [68]). No estudo considerou-se o contrapeso localizado entre pisos, modelando-se um único vão da guia. A acção imposta consistiu numa aceleração harmónica, com uma amplitude de 0,4g e frequências de 1,2, 0,5 e 0,3 Hz. Constatou-se que o número de contactos consecutivos aumenta com a diminuição da frequência da acção imposta, e que, os esforços resultantes destes contactos eram bastante superiores à acção de cálculo em vigor na altura. Verificou-se ainda que a utilização do apoio intermédio em U, permite reduzir substancialmente (cerca de 40%) a força transmitida pelas colisões entre os referidos componentes, e ainda limitar o deslocamento relativo entre guias, evitando o desencaixe das guiadeiras e, consequentemente, o descarrilamento do contrapeso. Massas Guias Espaçamento Acção Imposta Contrapeso Mola da rodadeira Fig Esquema do modelo de elementos finitos do sistema do contrapeso (adaptado de [68]). Para avaliar os esforços resultantes do contacto entre os pesos e a arcada do contrapeso num cenário sísmico, Tzou e Schiff [69] [67] modelaram a guia e a arcada do contrapeso como uma única viga combinada, e introduziram grandes espaçamentos entre as massas e a arcada. Esta alteração, inicialmente proposta pela empresa Hitachi Elevator, surgiu do pressuposto de que, se os pesos e a 43

70 arcada estivessem bastante afastados entre si, não estabeleceriam contacto quando o sistema fosse sujeito a uma acção sísmica. Assim, esta modificação permitiu aperfeiçoar o desempenho sísmico do contrapeso quando não é verificado contacto. No entanto, as massas ficam sujeitas a maiores forças de inércia devido à aceleração gerada pelo aumento do referido espaçamento, resultando no incremento da acção de contacto, comparativamente com o obtido no modelo de espaçamento reduzido [68]. Contudo, a não consideração da influência do atrito entre os pesos, pode levar a uma majoração da força de contacto calculada. Viga combinada (Guia e Arcada) Espaçamento Acção Imposta Fig Esquema do modelo de elementos finitos do sistema do contrapeso com espaçamentos elevados (cerca de 15 centímetros) (adaptado de [67]). Singh et al. [62] [61] procuraram analisar analítica e numericamente as características do comportamento sísmico do sistema contrapeso-guia no plano da arcada e perpendicularmente a este, de forma a apreciar a influência da inclusão das não linearidades e avaliar a eficácia dos apoios intermédios. O contrapeso foi modelado como um corpo rígido na arcada, caracterizado por cinco graus de liberdade, correspondentes a duas translações horizontais e três rotações relativas ao eixo vertical e dois horizontais, traduzindo a resposta do sistema no plano do contrapeso e perpendicularmente a este. Considerou-se cada canto do contrapeso apoiado por molas em série representativas da flexibilidade do sistema proporcionada pelas guias, brackets e rodadeiras, nomeadamente, as molas helicoidais e o revestimento de borracha dos rolamentos. A rigidez do sistema guias-brackets depende da localização do contrapeso. Considerando apenas as linearidades do sistema, Singh et al. [62] determinaram as rigidezes das guiadeiras, pressupondo o contacto permanente entre a rodadeira e a guia. Neste estudo considerou-se o elevador instalado em dois edifícios de características dinâmicas distintas, para definir as diferentes acelerações transmitidas ao sistema pelos diversos apoios da guia, ao longo da altura do edifício. Assim, admitiu-se duas estruturas de 10 e 24 andares, caracterizadas por 3 e 1 graus de liberdade por piso respectivamente, em que a primeira apresenta uma forte componente de torção. Para ambos os edifícios assumiu-se um amortecimento de 5%. Recorreu-se ao amortecimento de Rayleigh para o sistema contrapeso-guia, admitindo-se um coeficiente de amortecimento de 2%. Com base em acelerogramas impostos aos edifícios realizaram-se análises no 44

71 domínio do tempo, para determinar a acção imposta ao sistema do contrapeso, através dos quatros pontos de contacto com a guia. Com base nos resultados obtidos, foi possível identificar os principais factores que influenciam a resposta do sistema contrapeso-guia durante um evento sísmico, e que apresentam um particular interesse no âmbito do seu dimensionamento. Neste sentido, destacam-se os seguintes aspectos: características dinâmicas da estrutura afectam a resposta do sistema, uma vez que tensões máximas nas guias não ocorrem necessariamente no topo do edifício, onde as acelerações são superiores; efeito simultâneo de ambas as componentes horizontais da acção sísmica na análise do comportamento dinâmico do sistema contrapeso-guia, uma vez que as tensões geradas no banzo são afectadas por ambas as direcções. Esta consideração torna-se particularmente importante, em edifícios caracterizados por uma elevada componente de torção; tensões geradas nas guias devido às vibrações contidas no plano do contrapeso tendem a ser superiores às resultantes da acção aplicada na direcção perpendicular, devendo ser dotadas de particular atenção no dimensionamento destes componentes; selecção de um adequado coeficiente de rigidez do sistema da rodadeira, pois se este for pouco rígido pode gerar elevadas tensões, nomeadamente, nas guias de reduzidas dimensões. No entanto, o aumento da rigidez poderá ter repercussões negativas na qualidade do transporte. Assim, a utilização de rodadeiras com mais de três rodas e com uma superfície mais flexível poderá minimizar as tensões nas guias, sem deteriorar o conforto da viagem; dimensionamento dos brackets tendo em conta as dimensões das guias, pois, geralmente, o uso de secções transversais de maiores dimensões para o mesmo sistema, resulta em maiores esforços nos apoios. Os autores comprovaram ainda a eficácia dos apoios intermédios instalados a meio vão das guias, na minimização da vulnerabilidade sísmica do contrapeso, constatando-se uma redução de cerca de 25% nas tensões máximas de flexão geradas na alma. A utilização de mais do que um apoio intermédio, num único vão, permite incrementar a redução dos esforços nas guias. Num estudo posterior, Singh et al. [61] procuraram incluir as não linearidades do sistema contrapeso-guia, provenientes do contacto entre o limitador de movimento e a guia e, entre esta e a arcada do contrapeso, traduzindo-se em grandes alterações da rigidez do conjunto. Na primeira situação, a rigidez do sistema foi proporcionada essencialmente pela guia e os brackets, a qual apresenta-se bastante superior, comparativamente com a das guiadeiras, uma vez que após o contacto estas funcionam como um corpo rígido, verificando-se assim um aumento da rigidez do sistema. Na análise numérica considerou-se o contrapeso a deslocar-se descendentemente ao longo do piso de topo do edifício de 10 andares, definido no estudo anterior. 45

72 Neste estudo, os autores procuram avaliar a influência dos espaçamentos máximos entre os referidos componentes. Mais uma vez, os resultados permitiram constatar que as tensões máximas nas guias podem ocorrer nos pisos baixos. Os valores máximos de tensões nas guias e de forças nos apoios crescem com o aumento da distância entre a guia e os limitadores de movimento, embora em proporções diferentes, até atingir um valor de pico, decrescendo à medida que esse espaçamento continua a aumentar. A distância entre guia e os limitadores de movimento correspondente ao referido valor de pico é superior ao estabelecido no código norte-americano (5 milímetros). Estes espaçamentos influenciam a frequência (e intensidade) das forças de impacto. Este facto aponta para a necessidade de incluir estas acções na metodologia de dimensionamento destes elementos. Os resultados obtidos indicaram uma maior frequência de colisões entre as guias e a arcada para espaçamentos inferiores a 13 milímetros (valor estabelecido no ASME A17.1) SISTEMAS DE PROTECÇÃO DO SISTEMA CONTRAPESO-GUIA FACE À ACÇÃO SÍSMICA Durante terramotos de média a forte intensidade, o contrapeso, sendo o componente mais pesado de um elevador, pode induzir excessivos esforços às respectivas guias. Com o intuito de minimizar a acção transmitida ao sistema contrapeso-guia e, por conseguinte, optimizar o desempenho sísmico do sistema, é possível recorrer a apoios intermédios, aumentar as secções das guias ou variar os espaçamentos entre a arcada, guia e limitador de movimento. Contudo, estas modificações podem introduzir outros factores que podem comprometer o comportamento do elevador, como é o caso da qualidade de transporte depender dos espaçamentos referidos. Dadas as exigências impostas aos elevadores em instalações hospitalares, nomeadamente na manutenção da sua operacionalidade após o evento sísmico, a utilização de sistemas de protecção mais desenvolvidos, destinados a melhorar o desempenho do transporte vertical, constitui uma opção bastante vantajosa. Actualmente, é bastante comum a utilização de sistemas de dissipação de energia e de isolamento de base no dimensionamento estrutural de edifícios, destinados a minimizar os efeitos dinâmicos da acção sísmica na edificação. Posto isto, é perfeitamente lógico considerar mecanismos semelhantes para reduzir a resposta sísmica de sistemas mecânicos e aperfeiçoar o desempenho dos elevadores aquando terramotos. Neste contexto, Tzou [67], Ridolva e Singh [52] [53] analisaram a eficácia e respectivas limitações dos seguintes métodos de dissipação de energia no sistema do contrapeso: amortecedores viscosos; amortecedores de material viscoelástico; amortecedor de massa sintonizado em modo passivo ou activo. 46

73 Amortecedores Viscosos Ridolva e Singh [52] consideraram pequenos amortecedores viscosos (sistema de controlo passivo) acomodados em espaços restritos. Os autores verificaram que um aumento do coeficiente de amortecimento do sistema de 2% para 5%, permite optimizar significativamente a sua capacidade de dissipação de energia e consequentemente, minimizar a resposta sísmica do sistema. Contudo, o reduzido espaço disponível para a instalação destes dispositivos pode comprometer o seu desempenho. Uma possibilidade consiste na sua instalação paralelamente às molas das rodadeiras. Esta opção apenas se apresenta (pouco) eficaz quando não é estabelecido contacto entre as guias e os limitadores de movimento Amortecedores de Material Viscoelástico Tzou [67] avaliou a eficiência de amortecedores de material viscoelástico (sistema de protecção passivo), instalados entre as massas e a arcada do contrapeso, na minimização do contacto dinâmico entre estes, e na dissipação de parte da energia de vibração. Os amortecedores de material viscoelástico podem ser definidos analiticamente com base num modelo viscoelástico linear padrão, caracterizado por uma mola em paralelo com uma combinação em série de uma mola e um amortecedor viscoso. Na análise de elementos de finitos foram modelados com uma mola não linear e um amortecedor. O recurso a amortecedores permitiu obter uma redução significativa da força de contacto na guia, desde que seja seleccionado um coeficiente de rigidez adequado, ou seja, suficientemente rígido para evitar a colisão entre as massas e o elemento de modelação da arcada e guia (viga combinada), e suficientemente flexível para não restringir o movimento dos pesos. Apesar das desvantagens associadas ao recurso destes elementos num sistema de contrapeso, nomeadamente o custo de instalação e a modificação da configuração do sistema existente, os autores consideraram estes dispositivos uma mais-valia para elevadores instalados em hospitais, uma vez que os benefícios da sua utilização poderiam compensar o respectivo custo Amortecedor de Massa Sintonizado (TMD) O amortecedor de massa sintonizado (TMD Tuned Mass Damper) consiste num oscilador de um grau de liberdade cuja frequência fundamental é seleccionada de forma a coincidir com a do sistema. Este dispositivo destina-se a receber a energia transferida pelo componente do elevador, com o intuito de diminuir a deformação deste por aumento da deformação do TMD. 47

74 Para reduzir os níveis de vibração do contrapeso, Ridolva e Singh [52] propuseram a utilização da parte superior do conjunto formado pelos pesos do contrapeso como a massa de um amortecedor de massa sintonizado, recorrendo-se a uma de mola e um amortecedor entre a massa e a arcada. Também é possível recorrer a um TMD activo, com a introdução de um actuador, como se pode observar na Fig. 4.6, que introduz uma força de controlo no dispositivo A utilização dos amortecedores de massa sintonizados comporta algumas dificuldades que, podem inviabilizar esta abordagem, das quais se destacam: reduzido espaço livre existente entre os pesos e arcada do contrapeso, podendo não acomodar o movimento da massa do TMD ou condicionar a dimensão do actuador e, consequentemente a força imposta ; dificuldades na selecção da frequência de sintonização, uma vez que a frequência do sistema varia com a posição do contrapeso, com a intensidade da acção sísmica e com a ocorrência de contacto entre as guiadeiras, ou a arcada do contrapeso, e a guia, e entre esta e o limitador de movimento. Note-se que estes dispositivos apenas são eficazes na minimização da resposta sísmica do sistema no plano da arcada. Contundo, no capítulo anterior constatou-se que as vibrações induzidas no plano do contrapeso resultam em consequências mais severas. Com base em modelos utilizados em estudos anteriores (acima referidos), e considerando o contrapeso inserido num edifício de 10 pisos, os autores analisaram numericamente o desempenho dos TMD de diferentes massas (10, 20, 30 e 40% da massa do contrapeso) e frequências. A acção imposta consistiu em acelerogramas. Para o modo passivo, constatou-se que o valor óptimo das frequências de sintonização encontra-se no intervalo de 80 a 100% da frequência do sistema quando ambos os limitadores de movimento (superior e inferior) estão em contacto com a guia. O estudo comprovou a eficácia destes dispositivos, traduzida pela redução das tensões geradas nas guias, associada a deslocamentos da massa aceitáveis. Porém, o desempenho dos TMD pode ser substancialmente melhorado com a sua utilização em modo activo, nomeadamente para os dispositivos mais leves (10%), exigindo, no entanto, uma maior força introduzida pelo actuador [52]. 48

75 Fig Esquema do contrapeso com parte dos pesos a actuar como um TMD [52] CONSIDERAÇÕES FINAIS A vulnerabilidade do sistema do contrapeso-guia durante um evento sísmico, resultou no desenvolvimento de inúmeras pesquisas, centrados no estudo do seu desempenho e das características do seu comportamento. Os estudos analisados visam aperfeiçoar e desenvolver metodologias de instalação e dimensionamento, destinadas a mitigar as perdas humanas e materiais. Reconhece-se a eficácia dos amortecedores de material viscoelástico e dos TMD na redução da resposta do sistema, revelando-se uma hipótese a considerar a nível dos sistemas de elevadores, nomeadamente em instalações hospitalares. 49

76 50

77 5. RETROSPECTIVA DE METODOLOGIAS DE VERIFICAÇÃO DE SEGURANÇA 5.1. CONSIDERAÇÕES GERAIS Os sistemas de elevadores constituem elementos não estruturais e, como tal, não são considerados na avaliação da resistência estrutural da edificação onde se encontram instalados. Porém, comportam uma importância inquestionável na capacidade das instalações hospitalares desempenharem as suas funções. A sensibilidade própria dos componentes integrados no elevador, em termos de acelerações e/ou de deslocamentos entre pisos (Tabela 3.2), pode condicionar a respectiva integridade e, consequentemente, a sua operacionalidade aquando um evento sísmico. A este propósito apresenta-se um conjunto de normas e recomendações de dimensionamento de elementos não estruturais. Também são abordados regulamentos específicos para os elevadores, abrangentes os seus vários componentes, com a definição de acções de dimensionamento sísmico e disposições construtivas, a limitação das tensões e deformações e a imposição de dispositivos de segurança ESTIMATIVA DA FORÇA DE INÉRCIA OU ACELERAÇÃO DEVIDO À ACÇÃO SÍSMICA O dimensionamento dos elementos sensíveis à aceleração baseia-se em expressões empíricas para estimar a força de inércia (ou acelerações) que se desenvolve no elemento. A força de inércia gerada num componente durante um evento sísmico, resulta do produto entre a sua massa e a respectiva aceleração, traduzindo um requisito de dimensionamento sísmico exigido para cada elemento, dependente de uma gama específica de parâmetros. Assim, tem-se observado um contínuo esforço no desenvolvimento de expressões que melhor reproduzam a acção sísmica gerada nos equipamentos, com o intuito de dimensionar as suas ligações à estrutura ou verificar da sua estabilidade. Desta forma, estas metodologias destinam-se a prevenir derrube ou deslocamento dos componentes do elevador durante o sismo, nomeadamente das guias, dos equipamentos existentes na casa de máquinas, etc. Contudo, dada a diversidade de componentes que integram os elevadores e respectivas localizações na estrutura hospitalar, os valores de aceleração de dimensionamento sísmico devem ser considerados meramente indicativos. 51

78 Guia de Instalação de Equipamentos para Unidades de Saúde em Zonas Sísmicas A Associação Francesa de Engenharia Sísmica (AFPS) desenvolveu o Guia de Instalação de Equipamentos para Unidades de Saúde em Zonas Sísmicas com o intuito de optimizar o funcionamento dos principais elementos não estruturais e garantir a sua operacionalidade após a ocorrência de sismos. No território francês, a avaliação do risco sísmico necessária para a definição das zonas sísmicas baseia-se numa metodologia empírico-estatística. Todavia, verifica-se uma tendência para a transição de uma abordagem probabilística destinada à aplicação do EC8 [23]. Com base na metodologia actualmente implementada, existem cinco níveis de sismicidade: 0, Ia, Ib, II e III. Em 2005 foi publicado um novo mapa de zonamento sísmico, o qual baseia-se numa avaliação probabilística do risco sísmico, permitindo estimar, em qualquer ponto do território, o nível de aceleração do solo com maior probabilidade de ocorrer para um determinado intervalo de tempo [51]. Tabela Duas abordagens de definição do zonamento sísmico do território Francês. Empírico-Estatística Zona Sísmica Nível de Sismicidade Zona Sísmica Probabilística Aceleração (m/s 2 ) 0 Insignificante 1 < 0,7 Ia Muito Fraco 2 [0,7; 1,1[ Ib Fraco 3 [1,1; 1,6[ II Média 4 [1,6; 3,0[ III Forte 5 3,0 Em função da gravidade das consequências resultantes da ocorrência de terramotos, a legislação Francesa classifica as edificações em duas categorias, risco normal e risco especial. A primeira engloba estruturas, equipamentos e instalações cujos danos resultantes de eventos sísmicos (com uma probabilidade de ocorrência de 10% em 50 anos) apenas afectam os seus ocupantes e as estruturas existentes nas proximidades, definindo-se um total de quatro classes, A (não sujeita a medidas de dimensionamento sísmico), B, C e D, as quais correspondem às categorias de importância I, II, III e IV respectivamente, definidas no EC8 6. Na categoria de risco especial, os efeitos sísmicos não se limitam apenas às imediações das instalações e equipamentos abrangendo uma área mais vasta, como é o caso de barragens e instalações nucleares. 6 Excepção ao nível das escolas, uma vez que encontram-se inseridas na classe B no regulamento Francês e na categoria III no EC8. 52

79 Desta forma, com base no zonamento e na classe de importância socioeconómica conferida à estrutura, o documento define os seguintes valores mínimos de aceleração a considerar no cálculo da acção sísmica, para o dimensionamento de estruturas e equipamentos pertencentes à categoria de risco normal. As instalações hospitalares encontram-se inseridas na classe D. Tabela Valores mínimos de aceleração do solo (m/s 2 ) em função da zona e da classe. Zona Sísmica 0 Classe A B C D Ia 1,0 1,5 2,0 Ib 0 1,5 2,0 2,5 II 2,5 3,0 3,5 III 3,5 4,0 4,5 Actualmente, tal como se verifica em Portugal e em muitos outros países europeus, França não apresenta qualquer regulamento específico para o dimensionamento sísmico de elevadores. Todavia, para uma informação mais detalhada, o referido documento recomenda a consulta dos regulamentos dos EUA e do Japão, os quais serão abordados nesta dissertação. De acordo com os seus níveis de exigência de desempenho, os equipamentos existentes nas unidades de saúde são classificados em quatro categorias definidas na Tabela 5.3. Esta distinção é definida com base na hierarquização das funções essenciais a realizar, nos riscos associados às falhas dos equipamentos, e ainda nos efeitos da interacção entre os mesmos. Como seria expectável, para os sistemas de elevadores é exigida a manutenção da sua operacionalidade após um evento sísmico, inserindo-se na classe E1. Tabela Classificação dos equipamentos. Classe E1 E2 E3 E4 Equipamentos Para os quais é necessário garantir a sua operacionalidade após o sismo, ou seja, manter as suas funções activas. Para os quais é necessário garantir a sua estabilidade e integridade, ou seja, manter as suas funções passivas. Para os quais é necessário garantir apenas a sua estabilidade; ou seja, evitar o seu colapso (total ou parcial). Todos os equipamentos não pertencentes a nenhuma das categorias anteriores. 53

80 Abordam-se três metodologias de dimensionamento dos elementos e respectivas ligações. O primeiro método reside em garantir a segurança às tensões geradas pela força sísmica determinada pela equação (5.1), a actuar no centro de massa do equipamento. A acção é aplicada segundo a direcção que traduz a situação mais desfavorável em conjunto com a acção da força gravítica. (5.1) Sendo, F S força de dimensionamento sísmico aplicada no centro de massa do equipamento (N); a N aceleração do solo (m/s 2 ); g aceleração gravítica (m/s 2 ); P peso do equipamento (N). No entanto, esta expressão considera o efeito de amplificação de forma constante, traduzido por um coeficiente de valor 3, desprezando a variação da aceleração sísmica com a altura, a influência da frequência do equipamento e da estrutura, pois a aceleração a que um equipamento está sujeito depende das frequências próprias deste e da estrutura, cujo efeito de amplificação máxima está associado ao fenómeno de ressonância. Desta forma, estabelece uma expressão pouco rigorosa, independente da localização do equipamento dentro do edifício e das características dinâmicas da estrutura e do equipamento. O AFPS 90 [3] estabelece a seguinte expressão para a determinação da aceleração sísmica ao nível do equipamento: (5.2) Sendo, A f estimativa da aceleração sísmica ao nível do equipamento; S f ordenada do espectro definido na Fig. 5.1; a N aceleração do solo; q coeficiente de comportamento de valor igual a 1,5; h altura do equipamento em relação à base do edifício ; h t altura da cobertura do edifício. 54

81 S f ,5 0,67 1,5 2 0,1 1,6 3,1 4,6 T/T b Fig Espectro normalizado (adaptado de [40]). Com base na relação entre o período do equipamento (T) e o período fundamental do edifício (T b ), o espectro definido na Fig. 5.1 permite considerar a amplificação da aceleração no equipamento correspondente ao efeito de ressonância traduzida pelo valor de pico (S f = 6). Caso não exista qualquer tipo de restrição sísmica, os blocos hospitalares, geralmente, caracterizam-se por um período fundamental de 0,2 a 0,4 segundos [16]. Posto isto, observa-se a não ocorrência de amplificação (S f = 1) para equipamentos rígidos (T = 0) ou muito flexíveis (T > 2T b ) e uma amplificação máxima para equipamentos usualmente caracterizados por períodos fundamentais de 0,5 a 0,6 segundos. O coeficiente de comportamento definido é idêntico para todo o tipo de equipamentos hospitalares, não considerando as características de rigidez das ligações dos elementos à estrutura Sf=1 Sf=6 A f /a N ,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 h/h t Fig Evolução de A f/a N com h/h t. Observando a Fig. 5.2, constata-se que a equação (5.2) incorpora o aumento linear das acelerações sísmicas com a altura a que o equipamento se encontra no edifício. Contudo, caso ocorra o fenómeno de ressonância, os equipamentos instalados no topo do edifício, como é o caso de grande parte de 55

82 sistemas eléctricos de tracção com casa de máquinas, são afectados por acelerações sísmicas bastante elevadas. Comparativamente com outros regulamentos, como se verá mais à frente, verifica-se uma acentuada discrepância de amplificação de acelerações, atingindo valores aparentemente excessivos, os quais poderão não ter em conta as limitações de desempenho característica de cada elemento. Alternativamente, é possível recorrer a uma análise dinâmica para determinar as acelerações em cada piso (ver 5.2.4) FEMA 450 (e ASCE 7-0.5) O regulamento FEMA 450 [26] consiste num conjunto de recomendações destinadas a edifícios novos, as quais definem critérios de dimensionamento sísmico de elementos não estruturais, respectivos suportes e fixação, conectados de forma permanente à estrutura. Este documento serviu de base à formulação da norma norte-americana ASCE 7-05 [4], a qual estabelece requisitos gerais de dimensionamento do sistema estrutural e não estrutural, para vários tipos de acções, entre as quais se destaca o cenário sísmico. Com base num estudo desenvolvido pelo National Center for Earthquake Engineering Research (NCEER), centrado na recolha de registos de acelerações de elementos sujeitos a fortes movimentos do solo, o FEMA 450 [26] define a seguinte equação para determinar a força sísmica num determinado componente não estrutural: (5.3) Sendo, F p força sísmica aplicada horizontalmente no centro de gravidade do elemento não estrutural e distribuída em função da distribuição da massa do mesmo; a p factor de amplificação dinâmica do elemento que depende do elemento considerado; S DS valor máximo da aceleração do espectro de resposta de dimensionamento dividido pela aceleração gravítica; W p peso próprio do elemento não estrutural; R p coeficiente de comportamento do elemento; I p coeficiente de importância do elemento; T p período fundamental do equipamento; z altura do ponto de ligação do elemento à estrutura (0 z h); 56

83 h altura da cobertura do edifício. Os coeficientes a p e R p permitem considerar a rigidez do equipamento e a ductilidade do sistema de ligação, contudo, não abrangem a variabilidade de rigidezes e massas associadas à gama de componentes e modelos de elevadores existentes, com consequente influência no respectivo comportamento face à acção sísmica. Na Tabela 5.4 encontram-se estipulados os valores do coeficiente de comportamento, assumindo-se uma deformabilidade moderada para os elevadores. Tabela Valores de R p em função da deformabilidade do elemento. Deformabilidade R p Baixa 1,5 Moderada 2,5 Elevada 3,5 Salienta-se o facto do coeficiente de comportamento estabelecido para os sistemas de elevadores no FEMA 356 [24] apresentar o valor de 3,0 e, portanto superior ao estipulado no FEMA 450 [26], traduzindo-se numa maior exigência de ductilidade do sistema do elemento. O coeficiente a p traduz a amplificação da força de dimensionamento associado ao comportamento dinâmico do equipamento e/ou dos seus suportes. A quantificação deste parâmetro baseia-se na classificação do elemento não estrutural em função da sua flexibilidade. Os elementos designados por flexíveis apresentam, em conjunto com as suas ligações, um período fundamental superior a 0,06 segundos, caso contrário são considerados rígidos. Assim, o FEMA 450 sugere o valor unitário de a p para elementos rígidos ligados rigidamente e considerando que não existe perigo de ressonância, e, em geral, 2,5 para componentes e ligações flexíveis. Note-se que este último valor apresenta-se bastante inferior ao valor correspondente à ocorrência de ressonância definido no APFS 90 [3], com consequente impacto no dimensionamento das ligações. A não contabilização do efeito de ressonância, traduzido pela relação entre frequências fundamentais do componente e da estrutura, pode conduzir a valores de F p não conservativos ou excessivamente conservativos caso a frequência fundamental do equipamento e da estrutura sejam idênticas ou distintas respectivamente [32]. Apesar de não ter sido incluída na metodologia proposta, a NCEER definiu o coeficiente de amplificação dinâmica em função da relação entre o período fundamental do equipamento e da estrutura, representado na seguinte figura. 57

84 Fig Evolução do factor a p em função do período do elemento, T p, e do da estrutura, T (figura retirada do FEMA 369 [25]). Para os sistemas de elevadores estabelece-se um único coeficiente de amplificação, de valor unitário. Desta forma, o referido documento não considera as características dinâmicas dos diferentes componentes, definindo o sistema como rígido ou rigidamente fixo, mesmo para equipamentos instalados na casa de máquinas sobre apoios relativamente flexíveis. 3 2,5 Elemento Rígido (ap=1,0) Elemento Flexível (ap=2,5) [(F p / W p ). (I p /R p )]/S DS 2 1,5 1 0, ,2 0,4 0,6 0,8 1 z/h Fig Evolução de S/S DS em função de z/h. Pela Fig. 5.4, facilmente se constata que a equação (5.3) tem em conta um aumento linear em altura das acelerações sísmicas na estrutura, apresentando valores no intervalo entre 0,4.S DS (base) e 1,2.S DS (cobertura) para elementos rígidos e entre 1,0.S DS e 3,0.S DS para componentes flexíveis. Assim, expressão (5.3) apenas admite a aceleração de pico do solo ao nível da base do edifício, desprezando a influência dos modos de vibração. 58

85 Para sistemas de elevadores instalados em hospitais (Seismic Use Group III 7 ) e que cuja interrupção pode prejudicar o funcionamento da instalação, atribui-se um coeficiente de importância I p igual a 1,5, uma vez que é importante garantir a sua operacionalidade após um evento sísmico. Alternativamente, é possível recorrer a uma análise modal para determinar as acelerações sísmicas máximas a que um determinado componente encontra-se sujeito, permitindo considerar os efeitos de torção da estrutura através do factor A x. Desta forma, a acção sísmica é determinada através da seguinte expressão: (5.4) (5.5) Sendo, A x factor de amplificação de torção; a i aceleração no nível i obtida por análise modal. δ max deslocamento máximo no piso x; δ avg média dos deslocamentos em pontos extremos da estrutura no piso x Devido a uma deficiente precisão nas estimativas das acelerações dos pisos inferiores do edifício, impõe-se a necessidade de definir o seguinte limite mínimo à força de dimensionamento F p : (5.6) No entanto, não necessita de apresentar valores superiores a: (5.7) A força sísmica F p deverá ser aplicada em cada uma das duas direcções ortogonais horizontais [26], em conjunto com as acções de serviço associadas ao componente. A aplicação deste regulamento deverá ainda ser complementada com as disposições estabelecidas no código ASME A17.1 [5], o qual será abordado mais à frente, referentes aos limitadores de movimento, interruptor sísmico e ao modo de operação do sistema após a activação dos dispositivos de segurança sísmica. Contudo, o interruptor sísmico deverá comportar dois eixos ortogonais no 7 As estruturas compostas por instalações vitais as quais necessitam de permanecer em funcionamento após a ocorrência de um sismo ou contêm substâncias perigosas. Os hospitais encontram-se inseridos neste grupo. 59

86 plano horizontal, e apresentar um nível de disparo de 0,3g no caso de edifícios cujo funcionamento seja imprescindível, como é o caso das instalações hospitalares Eurocódigo 8 (e OPCM 3431) Com base no nível de importância conferido ao elemento, o Eurocódigo 8 [23] estabelece dois procedimentos para a verificação da segurança dos mesmos e suas ligações à estrutura, face à acção sísmica. Para os elementos não estruturais de elevada importância ou que podem constituir algum tipo de perigo, o EC8 [23] estabelece a realização de uma análise modal com base num modelo da estrutura e de uma acção sísmica definida através de um espectro de resposta apropriado (ver secção 5.2.4). Nas restantes situações é possível determinar os efeitos da acção sísmica nestes elementos com base numa força (F a ) a actuar horizontalmente no centro de massa do elemento não estrutural, considerando a direcção mais desfavorável. Analogamente, esta metodologia também é adoptada pelo governo italiano através da Ordinanza 3431 [46]. (5.8) Sendo, F a força sísmica aplicada horizontalmente no elemento não estrutural; W a peso próprio do elemento não estrutural; S a coeficiente sísmico aplicável ao elemento não estrutural; γ a factor de importância do elemento; q a coeficiente de comportamento do elemento. Refere-se ainda a necessidade de considerar os efeitos locais de transmissão de forças do elemento não estrutural para a estrutura. Os valores dos coeficientes de importância para diferentes elementos não estruturais, assim como os limites máximos dos coeficientes de comportamento encontram-se tabelados (ver anexo A.1.1), embora estes últimos não variem com o tipo de ligação do componente à estrutura. Constata-se ainda que os valores definidos para estes parâmetros não fazem qualquer referência aos sistemas de elevadores. O coeficiente sísmico é determinado através da seguinte equação (5.9). 60

87 S a /αs Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais (5.9) Sendo, α quociente entre a aceleração de projecto em terreno tipo A (a g ) e a aceleração gravítica (g). O valor de a g é calculado como sendo o produto entre o coeficiente de importância (γ I ) e a aceleração de projecto em rocha para o período de retorno de 475 anos (a gr ); S factor de terreno de fundação; T a período fundamental do elemento não estrutural; T 1 período fundamental do edifício segundo a direcção considerada; H altura do edifício acima das fundações ou topo de uma cave rígida; z altura do elemento não estrutural acima do ponto de aplicação da acção sísmica. Reconhece-se que a acção sísmica definida pela expressão acima está associada ao Estado Limite Último, não assim considerando a manutenção da operacionalidade do elemento para um sismo correspondente ao Estado Limite de Utilização. O coeficiente sísmico permite compreender a variação linear da aceleração sísmica em altura (ver Fig. 5.5) e ainda a influência das características dinâmicas e de interacção entre o edifício e o elemento não estrutural traduzidas pela relação T a /T 1, a qual introduz o efeito de ressonância correspondente ao pico de aceleração representado na Fig. 5.6, tanto para a situação em que o equipamento ocupa uma posição na base do edifício ou na cobertura. Contudo, a equação (5.9) implica calcular o período fundamental de cada componente integrante do sistema de elevador, processo este que pode comportar algumas dificuldades. 6 5 Ta=0 Ta=T ,2 0,4 0,6 0,8 1 z/h Fig Evolução de S a/α.s em função de z/h. 61

88 S a /αs Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais 6 5 z=0 z=h T a /T 1 Fig Evolução de S a/α.s em função de T a/t 1. Com base nos gráficos acima expostos, observa-se que o coeficiente sísmico apresenta valores entre αs e 5,5αS Análise Modal com Espectros de Resposta A análise da resposta da estrutura, assim como os equipamentos que comporta, quando solicitada por uma acção sísmica definida com base em espectros de resposta, permite determinar com menor margem de erro, as acelerações e deslocamentos entre pisos. Os esforços e deformações gerados nos elementos do sistema de elevadores e na estrutura, quando o edifício é sujeito a uma acção sísmica, são determinados com base na modelação do equipamento dentro do modelo de cálculo da estrutura. O componente pode ser modelado como um sistema secundário de um grau de liberdade, consistindo numa massa concentrada, posicionada ao nível do centro de massa do elemento. A sua ligação é simulada por meio de um elemento caracterizado por uma rigidez correspondente à do equipamento e do respectivo sistema de fixação. Com base na análise global do sistema é possível obter os esforços gerados ao nível do elemento e a resultante das forças de ligação na estrutura. Esta metodologia constitui uma abordagem de dimensionamento sísmico mais rigorosa, permitindo considerar as acelerações espectrais correspondentes aos modos relevantes, assim como a respectiva configuração. 62

89 Fig Modelo da estrutura e do elemento não estrutural. Alternativamente, é possível recorrer a uma metodologia mais complexa correspondente à determinação do espectro de resposta da aceleração no piso. Desta forma, o equipamento é definido como um sistema estrutural o qual é submetido a uma aceleração na base correspondente à aceleração do piso. Geralmente, regista-se a aceleração nos pisos através da análise dinâmica com integração no tempo com base num conjunto de aceleragramas com as características da acção de cálculo. O espectro de resposta por piso é determinado através dos aceleragramas do piso, sendo posteriormente utilizado na análise modal do equipamento. Actualmente, existem vários métodos para a determinar o espectro de resposta de aceleração no piso. Este processo apresenta resultados mais fidedignos, tornando-o mais viável para estruturas com maiores exigências de segurança, como é o caso dos hospitais LIMITES DE DESLOCAMENTOS RELATIVOS ENTRE PISOS DEVIDO À ACÇÃO SÍSMICA Durante um evento sísmico, os componentes parcial ou integralmente fixos ao edifício podem apresentar susceptibilidade à deriva, pois encontram-se sujeitos às deformações da própria estrutura. Neste contexto e com base na Tabela 3.2, destaca-se a vulnerabilidade do sistema de guias, da cabine e das tubagens hidráulicas. Assim, as deformações impostas ao sistema dependem fortemente das características resistentes da estrutura da caixa do elevador. Posto isto, estes elementos devem ser alvos de um dimensionamento cuidado, o qual permita alcançar um maior controlo de danos de forma a garantir a sua estabilidade, integridade e, por conseguinte, a operacionalidade após o evento sísmico. Como tal, impõe-se a necessidade de limitar as deformações entre pisos, garantindo alguma compatibilização de deslocamentos entre o componente e a estrutura. 63

90 É importante referir que vários métodos de dimensionamento sísmico de estruturas, distinguem-se pela inserção do conceito de metodologias baseadas no desempenho, as quais conjecturam a definição e a verificação de um conjunto de requisitos (níveis de desempenho) que a estrutura, ou elemento não estrutural, deve satisfazer de forma a garantir um determinado comportamento, quer em termos de danos (estruturais e não estruturais), deformações, estabilidade (local e global), entre outros, em função da probabilidade de ocorrência de sismos e da importância do edifício. A relação entre estes três parâmetros permite definir os designados objectivos de desempenho. O conceito de Estados Limite, aplicado no território nacional, é bastante análogo ao de objectivos de desempenho. Contudo, este último não incorpora o parâmetro de coeficiente de importância, relacionando a importância da estrutura com o período de retorno do evento sísmico [39]. Desta forma, é possível afirmar que a definição de limites máximos de deriva com o intuito de confinar os danos em elementos não estruturais baseia-se no conceito de objectivos de desempenho. Estes deverão ter em conta não só as limitações do sistema estrutural, assim como dos elementos sensíveis à deriva. Contudo, muitos dos regulamentos actuais apenas consideram a susceptibilidade dos elementos arquitectónicos Eurocódigo 8 O EC8 [23] aborda a manutenção da operacionalidade face à acção sísmica associada ao Estado Limite de Utilização (probabilidade de ocorrência de 10% em 50 anos para edifícios correntes), com base na limitação dos deslocamentos entre pisos. Considerando os sistemas de elevadores como elementos não estruturais frágeis integrados em estruturas de betão armado, o EC8 estabelece o seguinte deslocamento relativo máximo entre pisos: (5.10) Sendo, d r deslocamento relativo máximo entre pisos; ν factor de redução que tem em conta o menor período de retorno da acção sísmica associada ao requisito de limitação de danos; h altura entre dois pisos consecutivos. O deslocamento d r é obtido pelo deslocamento relativo entre pisos gerado pela acção sísmica de cálculo correspondente ao requisito de não ocorrência de colapso, desafectado do coeficiente de comportamento da estrutura (q). 64

91 Objectivos de Desempenho Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais Vision 2000 O Vision 2000 define deslocamentos relativos máximos em função dos níveis de desempenho, independentemente do sistema estrutural ou dos elementos não estruturais da edificação. Para as instalações hospitalares são definidos os objectivos de desempenho apresentados na Tabela 5.5. Tabela Objectivos de desempenho para instalações hospitalares [net 17]. Perigosidade Sísmica Níveis de Desempenho Ocasional (50% em 50 anos) Totalmente Operacional Instalação com todos os seus serviços operacionais, permitindo a ocorrência de danos estruturais e não estruturais desprezáveis. Rara (10% em 50 anos) Operacional Instalação com a maior parte dos serviços e actividades operacionais, permitindo a ocorrência de danos ligeiros, os quais admitem uma ocupação segura da estrutura. Exige-se a protecção dos serviços essenciais e a reparação de alguns serviços não essenciais. Neste nível impõe-se que os elevadores permaneçam operacionais, admitindo que se encontra garantido o fornecimento de energia eléctrica. Muito Rara (10% em 100 anos) Salvaguarda de Vidas Instalação com determinados sistemas e equipamentos protegidos contra eventuais danos, permitindo a ocorrência de danos moderados, mas garantindo-se a estabilidade estrutural. A vida humana deverá ser protegida e poderá ser necessária a evacuação do edifício. Deverá também ser possível a reparação do edifício, embora com o risco de ser economicamente viável. Com base nos objectivos de desempenho estabelecidos para as instalações hospitalares, é possível definir os limites de deriva identificados na Tabela

92 Tabela 5.6 Derivas máximas. Perigosidade Sísmica Ocasional (50% em 50 anos) Rara (10% em 50 anos) Muito Rara (10% em 100 anos) Deriva máxima (%) 0,2 0,5 1,5 Contudo, para eventos sísmicos muito raros, correspondente a um período de retorno de 970 anos, o Vision 2000 define ainda um deslocamento residual máximo de 0,5%, o que pressupõe que o comportamento da estrutura entra em regime não linear, comportando deformações permanentes REGULAMENTOS ESPECÍFICOS Actualmente, os elevadores utilizados em Portugal são dimensionados e instalados de acordo com regulamentos baseados nas normas europeias EN81-1 (eléctricos de tracção) [20] e EN81-2 (hidráulicos) [21]. Todavia, estes documentos carecem de metodologias de dimensionamento sísmico e requisitos mínimos de segurança específicos para sistemas de elevadores, de forma a garantir a sua segurança e operacionalidade após a ocorrência de um sismo, nomeadamente em unidades hospitalares. Os códigos desenvolvidos pelos EUA e o Japão padronizam metodologias de dimensionamento sísmico específicas para os diversos componentes que integram o sistema de elevador, focando-se nos elementos com maior susceptibilidade sísmica. No domínio europeu, aborda-se a pren81-77 que, embora se encontra ainda em fase de desenvolvimento, introduz requisitos de dimensionamento e instalação face à acção sísmica Guide for Earthquake Resistant Design and Construction of Vertical Transportation (Japão) A Associação Japonesa de Elevadores desenvolveu o Guide for Earthquake Resistant Design and Construction of Vertical Transportation, com o intuito de garantir a operacionalidade dos sistemas de elevadores após a ocorrência de um sismo. A metodologia de dimensionamento sísmico e instalação dos respectivos componentes preconizada no referido documento visa os seguintes objectivos: limitar os esforços e deformações a que os equipamentos e materiais são submetidos; 66

93 evitar o deslizamento ou derrubamento dos equipamentos existentes na casa de máquinas; impedir a deslocamento dos cabos para fora das polias e o seu emaranhamento em protuberâncias da caixa. A inacessibilidade do referido documento obrigou à realização de uma breve descrição das principais recomendações estabelecidas para o dimensionamento sísmico dos elevadores de tracção com base no artigo de Boroschek e Muñoz [10]. i) Sistemas de Contrapeso e Cabine Não são definidas quaisquer disposições construtivas destinadas prevenir a colisão entre estes elementos. ii) Sistema de Guias Guia Para o dimensionamento das guias o documento estipula as seguintes equações para o cálculo das componentes horizontais e ortogonais da acção sísmica: (5.11) (5.12) Sendo, P x e P y forças sísmicas aplicadas horizontalmente segundo a direcção perpendicular e paralela à alma da guia respectivamente; W peso do contrapeso ou da cabine acrescida de 25% da sua capacidade; K h intensidade projecto do sismo, o qual depende da altura assim como de algumas características dinâmicas da estrutura e ainda da zona onde se enquadra. Para a verificação da segurança deste componente, são estabelecidas as expressões para o cálculo dos esforços e deformações geradas pela acção sísmica, impondo-se os respectivos limites máximos, com o intuito de evitar, respectivamente, a rotura e o desencaixe da cabine ou do contrapeso: (5.13) 67

94 (5.14) Sendo, ζ tensão de flexão nas guias devido à acção sísmica; δ deformação sofrida pelas guias ; P força sísmica de dimensionamento (P x ou P y ); l comprimento da guia entre apoios adjacentes; z módulo de flexão da guia; I momento de inércia da guia; E módulo de elasticidade da guia; β coeficiente de redução que depende das dimensões das guias e da existência de apoios intermédios, apresentando o valor unitário caso não existam; A norma estabelece uma tensão máxima admissível de 2400 kg/cm 2 depende da tensão de cedência do material constituinte das guias. ( 235 MPa), a qual não Para prevenir o desencaixe da cabine ou do contrapeso, as deformações são limitadas por um valor máximo correspondente ao comprimento de encaixe entre o safety shoe, que consiste numa roçadeira integrada num sistema de rodadeiras, e a guia decrescido de 1,5 cm Apoios O código comporta um conjunto de equações de dimensionamento sísmico dos apoios intermédios das guias do contrapeso. As vigas de apoio são dimensionadas considerando as particularidades de cada uma, estabelecendo limites máximos de deformações de 0,5 cm, e de tensões idêntico ao definido para as guias. iii) Cabos e Polias A norma define medidas de dimensionamento dos gornes de forma a prevenir a saída dos cabos para fora das polias. Assim, a profundidade destes deve ser pelo menos igual a metade do diâmetro do respectivo cabo 8. Caso estas disposições não sejam verificadas, o documento requer a instalação de um dispositivo de retenção de cabos distanciado de pelo menos 3 milímetros destes. Contudo, a profundidade dos gornes 9 deve ser igual a pelo menos 2/3 do diâmetro do cabo. 8 O documento original refere ainda que la altura del tope en el extremo debe ser mayor al diámetro. 9 O documento original refere ainda y la altura del tope de la polea. 68

95 O código estabelece ainda um conjunto de medidas de segurança destinadas a garantir a protecção dos cabos existentes na caixa do elevador, definidas em função da altura a que se encontram: até 15 metros: não se aplica qualquer medida de protecção; entre 15 a 30 metros: colocação de protecções nas extremidades dos apoios das guias do contrapeso e nos que se encontrem a um distância reduzida dos cabos de comando; entre 30 a 120 metros: como complemento às medidas anteriores, requer orientações para os cabos do limitador de velocidade; superior a 120 metros: instalação de um sistema de protecção, porém não é especificado. iv) Equipamento Eléctrico A acção sísmica a considerar no dimensionamento dos equipamentos eléctricos constituintes do sistema de elevador é estabelecida com base nas seguintes acções: (5.15) (5.16) Sendo, F h e F v forças sísmicas aplicadas no centro de gravidade do equipamento segundo a direcção horizontal e vertical respectivamente; W peso do equipamento eléctrico. A estabilidade dos equipamentos é verificada pela seguinte forma: (5.17) (5.18) A segurança ao derrubamento do equipamento é verificada de acordo com a equação (5.17), a qual define que o momento provocado pela acção sísmica horizontal, F h, não pode exceder o momento produzido pelo conjunto da acção gravítica, de F v e ainda da força de tracção admissível nos parafusos (F t ) que fixam o equipamento ao chão. Para evitar a ocorrência de deslizamento é necessário que a acção horizontal seja inferior à força de corte admissível gerada nos parafusos (equação (5.18)). 69

96 v) Dispositivos de Emergência O regulamento estabelece diferentes valores de acelerações referentes aos níveis de activação dos sensores sísmicos, em função da altura do edifício onde se encontra. Esse aspecto leva a pressupor que o sistema encontra-se instalado no piso de topo ASME A17.1: Safety Code for Elevators and Escalators (EUA) A Sociedade Americana de Engenheiros Mecânicos (ASME) desenvolveu o código ASME A17.1 [5], que comporta, essencialmente, requisitos de dimensionamento e instalação dos diversos componentes dos elevadores com base na aceleração sísmica. Como tal, o referido documento inviabiliza um rápido e contínuo acompanhamento dos avanços tecnológicos no contexto da segurança destes sistemas. Contudo, novos estudos resultaram no desenvolvimento do código ASME A17.7, fundamentado em requisitos de desempenho, o que permite dota-lo de um carácter mais flexível. No entanto, devido à dificuldade deparada no acesso a este regulamento, apenas se abordará o ASME A17.1 (versão de 2004) [5]. Actualmente, este código constitui uns dos regulamentos mais abrangentes e específicos no domínio dos sistemas elevadores, servindo de base ao seu dimensionamento, instalação, manutenção, alteração e reparação em função do zonamento sísmico, que abrange um total de quatro zonas distintas nos EUA. Manceaux [37] apresenta valores de PGA para cada zona sísmica, os quais são definidos para um meio de fundação do tipo rocha e para um período de retorno de 500 anos, sendo, portanto, muito semelhante ao de 475 anos do EC8 para edifícios correntes. Desta forma, com base nos valores da Tabela 5.7 e do Anexo Nacional [2] é possível estabelecer uma relação entre a definição das zonas sísmicas dos EUA e de Portugal. Tabela Valores de PGA para as zonas sísmicas dos EUA. Zona Sísmica PGA (g) 1 < 0,09 2 [0,09;0,19] 3 [0,19;0,29] 4 0,29 70

97 De acordo com a classificação norte-americana define-se o zonamento sísmico do território português, ilustrado nas figuras que se seguem, onde se constata que Portugal não apresenta qualquer zona de maior actividade sísmica (zona 4). O ASME A17.1 estabelece um conjunto de requisitos de dimensionamento e instalação face à acção sísmica para sistemas compostos por contrapeso ou hidráulicos de acção directa, localizados em zonas sísmicas 2 ou superior. Contudo, aparentemente o código não considera a funcionalidade e importância da estrutura em que estes elementos se encontram. Reconhece-se ainda que as expressões de dimensionamento sísmico estabelecidas no referido documento carecem de qualquer identificação e justificação dos pressupostos teóricos utilizados na sua formulação. Fig Zonamento sísmico de Portugal Continental de acordo com o regulamento norte-americano. Fig Zonamento sísmico do arquipélago da Madeira de acordo com o regulamento norte-americano. 71

98 (a) (b) (c) Fig Zonamento sísmico do arquipélago dos Açores de acordo com o regulamento norteamericano: (a) grupo ocidental; (b) grupo central; (c) grupo oriental. A) Elevadores de Tracção i) Sistema de Contrapeso e Cabine Elementos de Restrição de Posição As vibrações induzidas pelo contrapeso, ou cabine, ao sistema de guias, nomeadamente durante um evento sísmico, podem resultar em deslocamentos excessivos, com consequente desencaixe do componente. Como medida preventiva, tanto para a cabine como para o contrapeso, o código exige a instalação de limitadores de movimento, superior e inferior, fixos à arcada, cuja altura constitui o espaçamento vertical mínimo entre os elementos de restrição. Estes dispositivos, assim como as respectivas fixações à arcada, são dimensionados para resistir a uma força sísmica horizontal induzida pelo peso da cabine, acrescido de 40% da sua capacidade, ou do contrapeso gerada por uma aceleração de 0,25g para zona 2 ou 0,5g para zona 3 ou superior respectivamente. Estas acelerações de dimensionamento são superiores aos valores de PGA definidos na Tabela 5.7, o que pressupõe a incorporação de outros efeitos que amplificam a acção sísmica induzida aos sistemas de elevadores. Estes dispositivos podem ser integrados nas guiadeiras ou instalados separadamente, encontrando-se sujeitos aos seguintes requisitos de instalação (ver Fig. 5.11): profundidade de encaixe do limitador de movimento depende do tipo de guia, uma vez que deve ser superior à dimensão da sua face de deslize (z > n); quando a cabine ou o contrapeso encontram-se centrados entre as respectivas guias, o espaçamento máximo entre o limitador de movimento e a guia (d 1, d 2 e d 3 ) deve ser de 5 milímetros. Singh et al. [61] afirma que o uso de espaçamentos entre a guia e estes dispositivos inferior ao regulamentado pode conduzir a uma redução dos esforços nas guias, resultando, no entanto, na 72

99 n. z >5 d3 Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais possível degradação da qualidade de transporte, associado ao aumento do ruído devido ao contacto y metálico. y d1 d2 x x x x y y Fig Esquema do limitador de movimento (adaptado de [49]). Arcada (contrapeso) O dimensionamento sísmico da arcada e das massas do contrapeso, assim como a sua disposição, consiste em limitar a força máxima transmitida à guia pelo limitador de movimento inferior a dois terços da acção sísmica total induzida pelo peso do sistema do contrapeso, produzida por uma aceleração de 0,25g para zona 2 ou 0,5g para zona 3 ou superior. Disposições Construtivas Com o intuito de evitar possíveis colisões entre elementos, o código limita algumas distâncias horizontais: mínimo de 50 milímetros entre a cabine e o contrapeso, caso essa separação seja complementada por apoios intermédios, o valor mínimo é duplicado; mínimo de 50 milímetros entre o sistema de contrapeso e as paredes da caixa ou das vigas de apoio; mínimo de 25 milímetros entre o sistema de contrapeso e a obstrução mais próxima; espaçamento horizontal máximo de 13 milímetros entre a respectiva arcada e as guias, medido ao nível do ponto médio da altura entre as guiadeiras, destinado a evitar o desencaixe detas durante o sismo. Estudos [61] indicam que a utilização de espaçamentos entre a arcada do contrapeso e as guias inferiores ao regulamentado, apesar de promover a redução das tensões geradas nas guias, especialmente para intensos níveis de vibração, pode resultar no incremento dos esforços nos apoios sendo, provavelmente, necessário o seu reforço. 73

100 ii) Sistema de Guias As guias, assim como os seus elementos de apoio, fixação e ligação (brackets, grampos e empalmes), devem ser compostas por elementos de aço caracterizados por uma resistência à tracção mínima de 380 MPa. Guias: O código exige a utilização de guias, de secção transversal em T, de acordo com as características especificadas na Tabela 5.8, as quais foram convertidas da unidade aplicada nos EUA 10 (pounds/foot e inches) para o sistema SI. Todavia, é possível recorrer a outros formatos desde que apresentem um momento de inércia e módulo de flexão igual ou superior ao da correspondente secção em T e uma área de compressão suficiente para suportar os esforços associados à actuação do pára-quedas. As guias são dimensionadas para resistirem à força sísmica induzida pela massa da cabine acrescida de 40% da sua capacidade ou do contrapeso, considerando uma aceleração horizontal de 0,25g e 0,5g para a zona 2 e 3 (ou superior) respectivamente. Fig Secção transversal em T de uma guia. Tabela 5.8: Características geométricas das guias de secção transversal em T. Massa da guia por metro linear (kg/m) Dimensões (mm) A B C D E 12,0 61,9 88,9 31,8 16,5 18,0 22,5 27,5 108,0 114,3 38,1 7,9 15,9 88,9 44,5 127,0 50,0 12,7 19,1 33,5 101,6 139,7 28,6 50,8 14,3 44,5 127,0 31,8 57,2 17, lb/ft = 1,49 kg/m; 1 in. = 25,4 mm. [34] 74

101 Massa Máxima por Par de Guias (kg) Massa Máxima por Par de Guias (kg) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais A tensão gerada nas guias devido à acção sísmica não pode exceder 88% da tensão de cedência mínima do material. (5.19) Para determinar o espaçamento mínimo entre brackets a adoptar ou o valor máximo da massa suportada pelo par de guias, o código apresenta um conjunto de sete gráficos (ver Fig. 5.13) para cada uma das secções prescritas, que relacionam ainda o zonamento sísmico e o número de apoios intermédios. O regulamento defende que o recurso a estas curvas permite seleccionar sistemas de guias adequados, resistindo, sem danos, a acções sísmicas horizontais. No caso de guias reforçadas ou de maiores dimensões, o seu vão poderá exceder os valores previstos no gráfico. Zona Sísmica 3 Zona Sísmica 2 Um apoio intermédio Dois apoios intermédios Sem apoio intermédio Espaçamento dos Brackets (m) Fig Espaçamento entre brackets para guias de 12kg/m (adaptado de [5]). O aumento da rigidez do sistema de guias, associado à distribuição de esforços entre estas, obtido com a utilização de apoios intermédios, permite adoptar maiores espaçamentos entre brackets, como se pode observar na Fig Porém, caso a distância vertical entre os limitadores de movimento seja inferior a 65% da distância entre brackets (vão da guia), a massa do componente (W) deverá ser reajustada (W a ) através de um factor de correcção Q. Este processo permite considerar um cenário mais desfavorável, proporcionado pelo contrapeso ou cabine localizados num só vão, traduzido pelo acréscimo da massa considerada na determinação do espaçamento entre brackets. O coeficiente Q é determinado com base no gráfico apresentado na Fig. 5.14, o qual relaciona o razão entre a distância entre os limitadores de movimento superior e inferior (L) e o vão da guia (l). 75

102 (5.20) Sendo, W a Q W massa ajustada do contrapeso ou da cabine; factor de carga; massa do contrapeso ou da cabine acrescida de 40% da sua capacidade (kg). Q L/l Fig Factor de carga (Q). Para além dos gráficos supramencionados (Fig. 5.13), são estabelecidas as seguintes fórmulas de dimensionamento destinadas a avaliar a capacidade resistente das guias com base na massa máxima suportada por um par de guias em função dos mesmos parâmetros. Estas equações encontram-se definidas em função da direcção de aplicação da força sísmica, ou seja, paralelamente à alma da secção da guia (normal ao eixo x - W x ) ou ao banzo (normal ao eixo y - W y ), como se pode observar na Fig Guias da cabine e do contrapeso sem apoios intermédios: (5.21) (5.22) Guias do contrapeso com um apoio intermédio colocado a meio vão: (5.23) 76

103 (5.24) Guias de contrapeso com dois apoios intermédios igualmente espaçados entre fixações principais adjacentes: (5.25) (5.26) Sendo, W x e W y massa máxima do contrapeso ou da cabine acrescida de 40% da sua capacidade (kg) suportada por um par de guias para uma força normal ao eixo x e y respectivamente; l distância entre brackets (mm); z x e z y módulos de flexão da guia segundo o eixo x e y respectivamente (mm 3 ); α constante igual a 1 e 2 para a zona sísmica 3 (ou superior) e 2 respectivamente. Note-se que os coeficientes das equações de W y correspondem ao dobro dos de W x, uma vez que ambas as guias resistem à acção sísmica aplicada segundo a direcção x (ver Fig. 5.16). As elevadas massas características do sistema do contrapeso constituem um factor condicionante na selecção do tipo de guia. Como tal, são definidos valores máximos admissíveis da massa do referido componente para cada tipo de guia, apresentados na Tabela 5.9. Tabela 5.9- Valores máximos da massa do sistema de contrapeso em função do tipo de guia. Massa da Guia por metro linear (kg/m) Massa do Contrapeso (10 3 x kg) 12,0 7 16, , , , , ,

104 Salienta-se o facto da metodologia de dimensionamento acima apresentada apenas se aplicar às guias do contrapeso se a altura total das secções das massas seja igual ou superior a 2/3 da altura da respectiva arcada. Caso contrário, recorre-se ao valor máximo entre a massa efectiva (W e ) e a ajustada (W a ) do componente. O valor de W e corresponde à massa associada ao sêxtuplo e triplo da força transmitida à guia pelo limitador de movimento inferior para o sistema instalado na zona 2 e 3 (ou superior) respectivamente. 78

105 Suarez e Singh [62] procuram fundamentar os pressupostos considerados na definição das equações supramencionadas para sistemas instalados na zona sísmica 3. Como se sabe, o momento máximo admissível nas guias resulta do produto entre o módulo de flexão (z x ) e a tensão máxima admissível (ζ adm ), a qual corresponde a 88% do valor da tensão de cedência do material utilizado (ζ y ). (5.27) Pressupondo que a situação mais desfavorável consiste na arcada do contrapeso preenchida até 2/3 da sua altura, admite-se que o carregamento transmitido à guia através das guiadeiras superior (F s ) e inferior (F i ), correspondem a 1/3 e 2/3 da força sísmica induzida pelo peso do contrapeso (F) respectivamente. Assim, tem-se: (5.28) (5.29) O momento máximo numa viga contínua com vãos de comprimento constante (l) é determinado pela equação (5.30), sendo γ um coeficiente dependente do modelo da viga e da localização do respectivo carregamento. (5.30) Assim, relacionando as fórmulas (5.27) e (5.30), é possível determinar a massa máxima suportada pelas guias. (5.31) Contudo, considerando guias de aço caracterizado por uma tensão de cedência de 250 MPa e assumindo que a distância entre os limitadores de movimento é igual (ou inferior) a 65% do comprimento dos vãos (Q = 1), os autores obtiveram resultados diferentes dos definidos pelas equações definidas no código. O mesmo é verificado para outros modelos de vigas contínuas, variando o número de vãos e a posição ocupada pelo contrapeso. Deste facto, Suarez e Singh [63] propõem a redução dos coeficientes presentes nas equações (5.21) - (5.26). 79

106 Para garantir que as guias apresentam a rigidez necessária para resistir às deformações provocadas pela acção sísmica, o código estabelece as seguintes fórmulas que permitem determinar o limite mínimo dos momentos de inércia: (5.32) (5.33) Sendo, I x e I y momento de inércia da guia segundo o eixo x e y respectivamente (m 4 ); E módulo de elasticidade do aço (N/m 2 ); Δ deslocamento máximo admissível a meio vão, valores tabelados com base no tipo de guia utilizado (m); β constante igual a 1 e 0,5 para a zona sísmica 3 (ou superior) e 2 respectivamente. Note-se que o coeficiente estabelecido nas equações (5.32) e (5.33) corresponde à aceleração gravítica. Considerando a viga esquematizada na Fig. 5.15, na qual é aplicada uma carga F a uma distância de meio vão (l/2) do terceiro apoio. l/2 F l l Fig Esquema de uma viga de dois vãos sujeita a carga concentrada. A deformação no ponto de actuação da força é obtida pela seguinte expressão: (5.34) Sendo F a carga máxima transmitida pelas guiadeiras e considerando o elevador instalado na zona 3 ou superior, o valor de F é igual a (P i ). Assim, encontra-se demonstrada a equação (5.32) [63]. 80

107 Apoios Os brackets, apoios intermédios e elementos de suporte (vigas e paredes) são dimensionados para resistir a forças sísmicas impostas nas guias. Todavia, o regulamento estipula um conjunto de fórmulas ((5.35) ((5.38)) para calcular a acção sísmica horizontal a considerar no dimensionamento dos brackets. As expressões traduzem a força estática transmitida às guias pelos limitadores de movimento inferiores de acordo com a Fig Fx-x Fy-y Fy-y Fig Forças de dimensionamento sísmico dos brackets. Para : (5.35) (5.36) Para : (5.37) (5.38) Sendo, F x-x e F y-y forças sísmicas normais ao eixo x e y da guia respectivamente, esquematizadas na Fig (N); Constata-se que as forças F x-x correspondem ao dobro das F y-y, pois neste último caso as duas guias partilham o mesmo carregamento. Para o dimensionamento dos apoios intermédios recorre-se a metade das forças sísmicas impostas nos brackets. A tensão máxima gerada pela acção sísmica não pode exceder 88% da tensão de cedência do respectivo material. A deformação máxima admissível dos brackets é de 2,54 milímetros. 81

108 Segundo Suarez e Singh [63], as forças de dimensionamento dos apoios das guias são determinadas considerando o contrapeso imóvel e posicionado de acordo com as Fig (L l) e Fig (L < l),ou seja, com a sua extremidade inferior assente sobre o apoio inferior da guia (apoio direito na figura). Esta última é modelada como uma viga simplesmente apoiada, sobre a qual actua a força sísmica induzida pelo peso do contrapeso. Esta carga é aplicada a uma distância de l/3 do apoio inferior. Nos seguintes esquemas, admite-se o elevador situado na zona 3. l L/3 L/3 L/3 Contrapeso Pesos F =W.g/2 Limitador de Movimento Guia R =W.g/6 sup R =W.g/3 inf Fig Esquema do contrapeso cuja arcada apresenta um comprimento igual ao vão da guia (adaptado de [63]). l l-l L/3 L/3 L/3 F =W.g/2 R =(W.g/2)x(L/(3l)) sup R =(W.g/2)x(1-L/(3l)) inf Fig Esquema do contrapeso cuja arcada apresenta um comprimento inferior ao vão da guia (adaptado de [63]). Empalmes: A ligação entre dois troços de guias metálicas é realizada com recurso a empalmes metálicos, fixos com parafusos. Estes elementos devem ser dimensionados para resistir às forças sísmicas que actuam nas guias, sem que as tensões excedam os 88% da tensão de cedência do material. Na Tabela 5.10 apresentam-se os requisitos de instalação exigidos para os empalmes e respectivos parafusos de fixação. 82

109 Tabela Requisitos de instalação dos empalmes. Empalmes extremidades das guias a ligar têm de ser ajustadas com base no mecanismo de encaixe centrado na alma; momentos de inércia e módulos de flexão do empalme não podem ser inferiores aos da respectiva guia; largura do empalme tem de ser igual ou superior à do banzo da guia; espessuras mínimas tabeladas em função do tipo de guia. Parafusos utilizar no mínimo quatro parafusos para fixar os empalmes a cada extremidade da guia; diâmetros mínimos dos parafusos tabelados em função do tipo de guia; diâmetro do furo não pode exceder em mais de 2 e 3 milímetros o dos parafusos nas guias e empalmes respectivamente; plano de corte do conjunto guia-empalme não pode estar contido na zona roscada dos parafusos. iii) Cabos e Polias Para prevenir deslocamento dos cabos para fora das polias, o código impõe o uso de dispositivos de retenção de cabos (contínuos ou pontuais) nas polias instaladas nas zonas sísmicas 2 ou superior. O sistema deverá cobrir a polia ao longo de pelo menos dois terços do arco de contacto entre o cabo e a respectiva polia (ou tambor), não expondo mais do que um sexto do arco de contacto em cada extremidade do dispositivo. Alternativamente, é possível recorrer a dispositivos de retenção pontuais instalados no ponto médio do arco de contacto quando este é caracterizado por um ângulo não superior a 30º. Caso contrário, são colocados nas extremidades e ao longo do comprimento do arco, espaçados em intervalos inferiores a 30º. Para evitar o emaranhamento ou retenção dos cabos em saliências existentes na caixa do elevador, nomeadamente brackets, empalmes, e respectivas fixações, entre outros, estes deverão apresentar um sistema de resguardo. Este pode ser suprimido caso se adoptem as seguintes disposições: espaçamento entre a extremidade do cabo ou corrente de compensação do lado do contrapeso e os brackets do contrapeso deverá ser superior a 760 milímetros; espaçamento entre a porção da corrente de compensação ou do cabo de comando localizados na metade inferior do percurso do elevador e as protuberâncias da caixa deverá ser superior a 915 milímetros; espaçamento entre o cabo de limitador de velocidade e as protuberâncias da caixa deverá ser superior a 500 milímetros; espaçamento entre o cabo de suspensão e as protuberâncias da caixa deverá ser superior a 300 milímetros. 83

110 iv) Equipamento Eléctrico Com o intuito de evitar o deslocamento ou derrube dos equipamentos, assim como o chassis de apoio da unidade motriz, estes elementos são ligados à estrutura do edifício por fixações, nomeadamente parafusos. As fixações consideradas rígidas e que não se encontram sujeitas a forças de impacto são dimensionadas para resistir simultaneamente a uma acção sísmica horizontal e vertical, geradas pelas acelerações estipuladas na Tabela 5.11 em função das zonas sísmicas. Caso sejam submetidas a forças de impacto, considera-se o dobro das acelerações. O limite máximo das tensões combinadas nas fixações é igual a 88% da tensão de cedência do respectivo material. Tabela Acelerações horizontais (a h) e verticais (a v) produzidas pelas forças de dimensionamento sísmico para elementos rígidos e que não estão sujeitos a forças de impacto. Zona Sísmica a h (g) a v (g) 2 0,50 0,25 3 1,00 0,50 v) Dispositivos de Emergência Para todos os elevadores de tracção cuja operacionalidade se caracteriza por uma velocidade não inferior a 0,75 m/s, o regulamento norte-americano impõe um modo de operação em caso de sismo associado à activação dos dispositivos identificados na Tabela Este requisito pode ser omitido caso o sistema de guias, guiadeiras e limitadores de movimento sejam dimensionados para resistir a uma acção sísmica correspondente à zona 3. 84

111 Tabela Dispositivos de segurança sísmica. Zona Dispositivos Descrição 2 3 Um sensor de deslocamento do contrapeso por cada elevador. Um botão de reset instantâneo devidamente identificado. Para além dos dispositivos indicados para zona 2, requer a instalação de pelo menos um interruptor sísmico por edifício. Activado pela ocorrência pela alteração da posição normal do contrapeso em qualquer parte da caixa, emitindo essa informação para o sistema de controlo. Contudo, não é especificado o modelo a adoptar. Durante a operação de emergência, o elevador pode ser operado a uma velocidade máxima de 0,75 m/s desde que este dispositivo não tenha sido accionado. Colocado no painel de controlo na casa das máquinas, permite restabelecer a operacionalidade normal do elevador caso o sensor de deslocamento não seja activado. Colocado na casa de máquinas e instalado de forma adjacente a um elemento estrutural vertical da edificação, este dispositivo é activado por acelerações verticais não superiores a 0,15g. A sua frequência de resposta deve ser de 1 a 10 Hz. O botão de reset é particularmente importante nas instalações hospitalares, uma vez que previne interrupções prolongadas do sistema devido à activação do interruptor sísmico em situações desnecessárias, permitindo ainda restabelecer o funcionamento dos elevadores em caso de emergência. O interruptor sísmico acima referido apenas considera as acelerações verticais, desprezando as horizontais e o seu efeito de amplificação. Este facto pode resultar em graves consequências caso as acelerações horizontais atinjam valores capazes de danificar os componentes dos elevadores. Além disso, os danos mais frequentes nestes sistemas, nomeadamente do contrapeso, devido a um evento sísmico encontram-se fortemente associados às vibrações horizontais. Note-se que aquando uma falha de energia eléctrica, caso o funcionamento do elevador tenha sido previamente interrompido pela activação de um dispositivo de segurança de memória volátil, o sistema deverá manter-se imóvel após restabelecimento de energia. 85

112 B) Elevadores Hidráulicos Para os elevadores hidráulicos o código estabelece um conjunto de requisitos para o dimensionamento sísmico dos seus componentes, exigindo, no caso de edifícios compostos por juntas, a instalação da casa de máquinas e da caixa no mesmo bloco. As acções impostas no sistema do contrapeso (quando existente) são idênticas às estabelecidas para os elevadores de tracção, pelo que apenas se fará referência ao sistema da cabine. i) Sistema de Contrapeso e Cabine Quando os elevadores apresentam contrapeso deve-se adoptar a metodologia de dimensionamento aplicada nos elevadores de tracção. ii) Sistema de Guias Guias: O dimensionamento sísmico do sistema de guias deve ser realizado conforme a metodologia estipulada para os elevadores de tracção. Porém, o código estabelece as seguintes fórmulas que permitem determinar o valor máximo da massa da cabine acrescida de 40% da sua capacidade, suportada pelo respectivo par de guias. Estas equações encontram-se definidas em função da direcção de aplicação das forças sísmicas no plano horizontal (x e y): (5.39) (5.40) Com i = x, y (5.41) Sendo, W x e W y massa máxima suportada por par de guias da cabine para forças normais ao eixo x e y respectivamente (kg); W p massa do pistão hidráulico (kg); z x e z y módulos de flexão da guia segundo o eixo x e y respectivamente (mm 3 ); α coeficiente que apresenta o valor 2 e 1 para a zona sísmica 2 e 3 (ou superior) respectivamente. 86

113 β constante igual a 0,5 e 1 para a zona sísmica 2 e 3 (ou superior) respectivamente. Os momentos de inércia mínimos exigidos pelo código são iguais aos estabelecidos para os sistemas de tracção, mas o valor da massa da cabine (W) deve ser acrescido de uma parcela de W p, como se encontra definido na equação (5.41), sendo metade para a direcção y. Apoios Os brackets são dimensionados para resistir às forças definidas para os elevadores de tracção, com a massa da cabine acrescida de 1/4 e 1/8 da massa do pistão para F x-x e F y-y respectivamente. ii) Tubagens Com o intuito de impedir o movimento transversal das tubagens hidráulicas, exige-se a colocação de elementos de suporte, nomeadamente próximo das zonas onde se verifica mudanças de direcção, pontos de ligação e válvulas. Estes elementos são dimensionados para resistir à acção sísmica definida para os equipamentos eléctricos dos elevadores de tracção. O código estabelece limites máximos de espaçamentos horizontais entre suportes adjacentes em função das dimensões das tubagens. A tensão combinada devido à flexão e ao esforço transverso não deve exceder o valor de 71,8 kpa. A flecha máxima a meio vão é de 2,5 milímetros. iii) Reservatório Para prevenir o deslocamento ou mesmo o derrube do reservatório, o código impõe a colocação de fixações, as quais são dimensionadas de acordo com definido para os equipamentos eléctricos (sistemas de tracção). iv) Dispositivos de emergência Para os sistemas cujas cabines não se encontram providas de dispositivos de pára-quedas, o código requer a instalação de válvula(s) de rotura na tubagem hidráulica, entre o cilindro e o reservatório. Este dispositivo destina-se a bloquear o caudal do fluído proveniente do êmbolo hidráulico (pistão e cilindro) quando excedido um valor previamente estabelecido. 87

114 pren 81: O Comité Técnico de Normalização Europeia (CEN/TC) encontra-se a desenvolver a pré-norma pren81-77 [49] a qual, utilizada em conjunto com as EN 81-1 [20] e EN 81-2 [21], prescreve regras de segurança de construção e instalação de novos elevadores (de passageiros e de mercadorias) eléctricos e hidráulicos face à acção sísmica. As medidas propostas destinam-se a garantir os seguintes objectivos: evitar a perda de vidas humanas, reduzir a extensão de ferimentos e impedir o enclausuramento dos ocupantes; reduzir o número de elevadores fora de serviço (aspecto de particular relevância nas instalações hospitalares); prevenir a ocorrência de danos nos componentes do elevador, os quais poderão resultar em problemas ambientais (elevadores hidráulicos). Uma das principais características que permite distinguir a pren81 77 [49] do conjunto de documentos abordados, nomeadamente do ASME A17.1 [5], consiste na definição de requisitos de segurança com base na classificação dos sistemas de elevadores em função da aceleração de dimensionamento sísmico (a d ). Na Tabela 5.13 são apresentadas as quatro categorias de elevadores, identificando-se a sombreado as que requerem medidas de segurança sísmica. Tabela Classe de sistemas de elevadores sujeitos a eventos sísmicos. Classe Aceleração de Dimensionamento Sísmico (m/s 2 ) (g) 0 a d < 1,0 a d < 0,10 1 1,0 a d < 2,5 0,10 a d < 0,25 2 2,5 a d < 4,0 0,25 a d < 0,41 3 a d 4,0 a d 0,41 Analogamente ao estipulado para a zona 1 do regulamento norte-americano, não são exigidos quaisquer requisitos de dimensionamento e instalação face à acção sísmica para elevadores inseridos na classe 0. Note-se que a aceleração mínima considerada no dimensionamento face à acção sísmica apresenta o valor de 0,1g e 0,25g, de acordo com o preconizado na pren81-77 e ASME A17.1 respectivamente. O procedimento proposto para determinar o valor de a d encontra-se exposto no Anexo C da pré-norma, o qual apresenta apenas um carácter informativo. Assim, a metodologia descrita baseia-se, essencialmente, nas equações estabelecidas no EC8 [23] para os elementos não 88

115 estruturais (art.º , abordado na secção da presente dissertação), sendo calculada através da seguinte expressão: (5.42) Sendo, a d aceleração de dimensionamento sísmico (m/s 2 ); S a coeficiente sísmico aplicável ao elemento não estrutural; g aceleração gravítica; γ a factor de importância do elemento; q a coeficiente de comportamento do elemento. O valor de γ a é igual a 1,0, embora possa ser superior para elevadores com funções especiais de segurança. Para o coeficiente de comportamento adopta-se o valor de 2,0. Assim, a abordagem proposta para a determinação da acção sísmica introduz um maior nível de rigor, uma vez que permite contabilizar os seguintes aspectos: zonamento sísmico; tipo de solo; funcionalidade da estrutura; importância do equipamento na operacionalidade do edifício; localização do componente no edifício; amplificação linear da aceleração com a altura; efeito de ressonância. Contudo, a referida expressão apenas incorpora a aceleração máxima ao nível do solo, desprezando assim as acelerações espectrais associadas aos modos relevantes que traduzem o comportamento expectável da estrutura. Em acréscimo, este método apenas considera a verificação da segurança ao requisito de não colapso, associado ao Estado Limite Último, o qual consiste em garantir que o edifício apresente alguma resistência residual após o evento sísmico caracterizado por um elevado período de retorno (475 anos para edifícios correntes), de forma a impedir o seu colapso. A este propósito, levanta-se alguma questões na necessidade de verificação a segurança ao requisito de limitação de danos, associado ao Estado Limite de Utilização, cujo objectivo visa a garantir a operacionalidade do sistema através da limitação de danos não estruturais, face a um sismo com um período médio de retorno reduzido (95 anos para edifícios correntes). 89

116 n. z >5 d3 Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais No dimensionamento sísmico dos componentes dos sistemas de elevadores considera-se que a acção sísmica gerada pela cabine ou contrapeso corresponde à força induzida pela massa da cabine acrescida de 40% (elevadores de passageiros) da sua capacidade de carga (Q) ou pela massa total do contrapeso respectivamente, gerada pela aceleração de dimensionamento (a d ). Atente-se ao facto da percentagem de capacidade de carga da cabine para elevadores de passageiros, considerada na definição da acção sísmica é idêntica à estipulada no ASME A17.1. i) Sistema de Contrapeso e Cabine Limitador de Movimento Analogamente ao prescrito no ASME A17.1 [5], a pré-norma estabelece a instalação de limitadores de movimento na parte superior e inferior das arcadas da cabine (classe 2 e 3) e do contrapeso (classe 1, 2 e 3). Estes elementos são instalados como componentes integrantes das guiadeiras ou junto destas, de forma a garantir uma distribuição de esforços similar à gerada por estas. Os limitadores de movimento são dimensionados para resistir às forças neles impostas, inclusive a acção induzida pela cabine ou contrapeso gerada pela aceleração de dimensionamento (a d ). No caso do contrapeso é também necessário considerar a distribuição vertical da massa dos respectivos pesos. A profundidade de encaixe do limitador de posição é fortemente condicionada pelo tipo de guia, uma vez que tem de ser suficientemente elevada para evitar a colisão entre o dispositivos e a guia durante um evento sísmico, mas sem ocorrer o seu desencaixe. Desta forma, a pren81-77 estabelece um espaçamento máximo de 5 milímetros entre estes elementos quando a cabine e contrapeso encontram-se centrados entre as guias, valor idêntico ao estabelecido no ASME A17.1 (ver Fig. 5.11). E impõe um comprimento mínimo de encaixe de 5 milímetros a garantir durante um terramoto, tal como se encontra esquematizado na Fig y y d1 d2 δ adm x x x x y y Fig Esquema do limitador de movimento durante um evento sísmico (adaptado de [49]). 90

117 Arcada As arcadas são dimensionadas para resistir às acções nelas impostas, assim como à força sísmica gerada por uma aceleração a d e tendo em conta a distribuição vertical da massa dos pesos no caso contrapeso. O referido documento exige ainda a aplicação das medidas necessárias para prevenir a saída das massas para fora da arcada do contrapeso. Disposições Construtivas A pren81 77 não define quaisquer requisitos de instalação destinados a prevenir possíveis colisões entre os componentes existentes na caixa durante eventos sísmicos. Contudo, as normas EN81-1 [20] e EN81-2 [21] estabelecem um espaçamento mínimo de 50 milímetros entre o sistema da cabine e do contrapeso. ii) Sistema de Guias As guias, fixações e empalmes (classe 1, 2 e 3) são dimensionados para resistir às forças nelas impostas, inclusive a acção gerada pela aceleração a d, com o intuito de garantir a segurança ao deslocamento vertical da cabine e do contrapeso. De acordo com o exemplo proposto, pressupõem-se que o dimensionamento do sistema de guias face à acção sísmica apenas é considerado para o elevador em movimento, ou seja, sem a activação de um dispositivo de segurança ou à entrada a saída de ocupantes. Desta forma, para além da acção sísmica, a pren81-77 considera ainda um carregamento transmitido às guias associado à inclinação da cabine ou do contrapeso devido às forças verticais neles impostas. Estas forças (peso, capacidade de carga e forças de suspensão) permitem ter em conta a posição do componente relativamente às guias e ao ponto de suspensão através das excentricidades das respectivas cargas a que estão associados, cujo cálculo encontra-se exposto no anexo A.2.1. As acções induzidas pela cabine e contrapeso devido à acção sísmica, segundo ambas as direcções horizontais, são determinadas de acordo com as seguintes equações: Cabine: (5.43) (5.44) 91

118 Contrapeso: (5.45) (5.46) O parâmetro X traduz a parcela da força sísmica transmitida através das guiadeiras ou limitadores de movimento superior e inferior, sendo facilmente calculado pela seguinte forma: Guiadeiras inferiores: (5.47) Guiadeiras superiores: (5.48) Note-se que a força sísmica aplicada segundo a direcção x (F x ) é menor do que em y, pois a acção é suportada por n e (n/2) guias respectivamente. Assim, o sistema de guias é dimensionado para suportar uma acção sísmica correspondente à seguinte soma. (5.49) (5.50) Sendo, F x,s, F y,s força sísmica aplicada na guia segundo a direcção x e y respectivamente F x,seism, F y,s acção associada às excentricidades das forças aplicadas na cabine/contrapeso durante o movimento do componente (Anexo A.2.1); a x, a y aceleração sísmica de dimensionamento aplicada segundo a direcção x e y respectivamente; Q sismo parcela da capacidade de carga da cabine considerada durante um evento sísmico para elevadores de passageiros, correspondendo a 40% desta; P massa da cabine vazia e de componentes responsáveis pela sua suspensão, tais como, parte dos cabos de comando e dos cabos ou correntes de compensação; m cw massa do contrapeso; n número de guias; h distância entre guiadeiras ou limitadores de movimento; 92

119 z altura do centro de massa da cabine ou do contrapeso. A pren81-77 estabelece equações simples para determinar os momentos de flexão e tensões resultantes das forças transmitidas pelas guiadeiras ou limitadores de posição, assentes nos seguintes pressupostos: guia consiste numa viga contínua simplesmente apoiada com vãos de comprimento l; resultante das forças transmitidas à guia localiza-se a meio vão; momentos de flexão actuam na linha neutra da secção transversal da guia. (5.51) (5.52) Assim, exige-se a verificação da segurança das tensões de flexão, compressão e encurvadura da seguinte forma: Flexão: (5.53) Flexão e Compressão (flexão composta e desviada): - Cabine: (5.54) - Contrapeso: (5.55) Flexão e Encurvadura: (5.56) Com Cabine: (5.57) (5.58) 93

120 Contrapeso: (5.59) (5.60) As equações acima expostas traduzem uma combinação simples das tensões, todavia a raiz da soma dos quadrados das tensões permite obter resultados mais condicionantes. As expressões (5.54) e (5.55) consistem na soma das tensões resultantes dos momentos flectores e da força de compressão da guia associada à cabine e equipamento auxiliar. A pré-norma prescreve a verificação da segurança da rigidez lateral da guia, considerando os efeitos combinados da tensão de flexão e de encurvadura associada aos esforços de compressão, através da expressão (5.56). Para o cálculo da tensão de encurvadura a pren81-77 propõe o denominado método ω (Anexo A.2.2). Contudo, o EC3 preconiza metodologias de cálculo que poderiam ser aplicadas neste contexto. O factor de impacto k 1 está associado à activação do dispositivo de segurança, enquanto que k 3 permite ter em conta o ressalto do contrapeso devido a uma paragem brusca da cabine. A tensão máxima admissível nas guias é definida pela expressão (5.61). O coeficiente de segurança a aplicar (S t ) depende da extensão (ε) do material constituinte das guias, correspondendo a um limite máximo de 56% e 33% da tensão de cedência para um coeficiente de segurança (S t ) de 1,8 e 3,0 respectivamente. Note-se que esta margem de segurança é bastante superior ao estipulado no ASME A17.1, contudo o valor de 88% apenas considera a actuação da acção sísmica. (5.61) Sendo, ζ adm tensão máxima admissível nas guias (N/mm 2 ); R m resistência à tracção das guias (N/mm 2 ); S t coeficiente de segurança. 94

121 Tabela Valores de coeficientes de segurança (S t ) em função da extensão do material. Extensão (%) S t ε 12 1,8 8 ε 12 3,0 A acção sísmica segundo x pode gerar elevados esforços na zona entre a alma e o banzo da guia, sendo necessário garantir a segurança à flexão deste último. Assim, a pren81-77 estabelece a seguinte verificação para guias compostas por secções em T: (5.62) Sendo, ζ x,s e ζ y,s M x,s e M y,s tensão de flexão na guia segundo o eixo x e y respectivamente; momento flector a meio vão da guia segundo o eixo x e y respectivamente; w x e w x módulo de flexão da guia segundo o eixo x e y respectivamente; l vão máximo da guia; ζ m tensão de flexão combinada na guia; ζ adm tensão máxima admissível; ζ S tensão de flexão e compressão; F k e F c força de encurvadura na guia da cabine e do contrapeso respectivamente; Q coeficiente que traduz a carga da cabine equilibrada pelo contrapeso; M força imposta na guia devido a equipamento auxiliar fixo à guia; k 1 e k 3 coeficientes de impacto (valores tabelados); A área da secção transversal da guia; ζ k tensão de encurvadura; ζ FS tensão de flexão no banzo; c largura da alma na ligação com o banzo. 95

122 Note-se que a equação (5.62) apenas considera as tensões no banzo da guia devido a vibrações impostas perpendicularmente ao plano da arcada. Contudo, as tensões geradas no banzo são fortemente afectadas pela acção sísmica aplicada segundo ambas as direcções horizontais [62]. Desta forma, a verificação da segurança desta secção da guia deve considerar ambas as componentes. Com o intuito de garantir o correcto funcionamento dos dispositivos de segurança (pára-quedas) e evitar a colisão da cabine ou contrapeso com outros componentes existentes na caixa, a pré-norma impõe limites máximos de deformações resultantes da acção sísmica. Desta forma, exige a seguinte verificação: (5.63) (5.64) A deformação máxima admissível da guia segundo ambas as direcções horizontais, incluindo os brackets e as vigas de apoio, deverá ser suficientemente elevada de forma a garantir um comprimento de encaixe com os limitadores de posição durante o evento sísmico de pelo menos 5 milímetros (segundo y). Para guias compostas por uma secção transversal em T adopta-se o seguinte limite: (5.65) Sendo z a profundidade de encaixe do limitador de movimento (ver Fig. 5.11). Note-se que o deslocamento total verificado durante um evento sísmico nunca poderá exceder os 40 milímetros. Contudo, as expressões (5.63) e (5.64) continuam afectadas pelo coeficiente de comportamento, o que resulta em deslocamentos inferiores aos reais. iii) Cabos e Polias Para elevadores do tipo 2 e 3, operados a velocidades superiores a 0,63 m/s, é necessário evitar os pontos de possível retenção dos cabos e correntes em elementos existentes na caixa, tais como brackets. No entanto, não são especificadas as medidas a adoptar para evitar estas situações. A pren81-77 requer a instalação de dispositivos que impeçam o deslocamento dos cabos para fora das polias (classe 1 a 3). Estes sistemas poderão ser instalados de forma contínua, cobrindo a totalidade do comprimento do arco de contacto entre a polia e o cabo, ou pontualmente ao nível de cada extremidade do arco de contacto e ao longo deste, em cada ângulo de 45º. 96

123 iv) Equipamento Eléctrico O equipamento eléctrico e as suas fixações são dimensionados com base nas forças neles impostas, incluindo a acção sísmica. No caso de edifícios compostos por juntas de dilatação, impõe-se a instalação destes equipamentos, assim como a própria caixa de elevador, no mesmo lado da junta, com o intuito de evitar deformações excessivas. Complementarmente aos elevadores hidráulicos, é imposta a utilização de tubagens flexíveis (mangueiras). v) Dispositivos de Emergência Para os elevadores hidráulicos a norma impõe a instalação de uma válvula de ruptura, destinada a evitar a ocorrência de vazamentos com consequentes problemas ambientais. A pren81-77 exige a aplicação de dispositivos de emergência apenas para os elevadores da classe 3. Em caso de falha de energia eléctrica, a qual é bastante frequente durante os terramotos, os elevadores devem deslocar-se para o piso mais próximo, com o intuito de evitar o enclausuramento de ocupantes na cabine. Para os elevadores compostos por um sistema de contrapeso, a pren81-77 requer a instalação de um sistema de detecção sísmica, o qual deverão ser colocado no poço, de forma adjacente a um elemento estrutural. As principais características exigidas para o sensor sísmico encontram-se especificadas no referido documento, destacando-se a utilização de um dispositivo composto por três eixos responsáveis pela medição das acelerações e uma frequência de resposta compreendida de 1 a 10 Hz. O respectivo valor de activação não pode ser superior a 1 m/s 2 (0,10g), em qualquer direcção, ou seja, a aceleração em cada eixo ou a raiz da soma dos quadrados nas duas ou três direcções. Para garantir o seu funcionamento durante cortes de energia, o dispositivo deverá ser provido de um sistema de alimentação de energia eléctrica de emergência. Este também deverá possuir um dispositivo eléctrico de reset, colocado fora da caixa, de forma a que se seja acessível apenas para pessoal autorizado, permitindo que o elevador retome a sua operacionalidade. Opcionalmente, os elevadores do tipo 3 podem ainda possuir um detector de ondas sísmicas primárias (P). Quando este sensor é activado pela chegada das ondas P, o elevador, caso se encontre num piso, deverá manter-se imóvel durante 60 segundos. Se durante este período o sensor sísmico não for activado o sistema restabelece o seu funcionamento, caso contrário, procede para o modo de operação associado a um evento sísmico. O detector de ondas P deverá caracterizar-se por um eixo para a medição da aceleração vertical e uma frequência de resposta compreendida de 1 a 10 Hz. O nível de disparo não pode ser superior a 0,10 m/s 2 (0,01g). 97

124 Este dispositivo aparenta desempenhar um papel fundamental, nomeadamente nas instalações hospitalares, prevenindo a interrupção do funcionamento do sistema de elevador devido a falsos disparos do interruptor sísmico ou, em caso de terramoto, antecipar a activação do modo de segurança, garantindo uma maior segurança para os seus ocupantes e um maior controlo de danos dos componentes. Como tal, deverá apresentar um valor de activação inferior ao do interruptor sísmico. No entanto, este dispositivo perde as suas vantagens quando se encontra próximo do epicentro SÍNTESE DE REQUISITOS DE DIMENSIONAMENTO E INSTALAÇÃO DE SISTEMAS DE ELEVADORES FACE À ACÇÃO SÍSMICA Com base no conjunto de danos observados durante um evento sísmico nos componentes dos sistemas de elevadores e nas metodologias de dimensionamento abordadas nos regulamentos supramencionados, apresenta-se uma síntese dos requisitos a exigir aos diversos elementos de elevadores instalados em hospitais, com a introdução de novas recomendações [10]: 1) Cabine e Contrapeso: Limitação das distâncias entre componentes e as paredes da caixa. Instalação de limitadores de movimento, dimensionados para resistir à acção sísmica imposta pelo peso da cabine ou contrapeso tendo em conta a distribuição vertical da massa. Estes elementos devem ainda ser posicionados de forma a evitar o contacto com a guia ou o seu desencaixe. Instalação de dispositivos de protecção no contrapeso que impeça o deslocamento das massas para fora da arcada. 2) Sistema de Guias: Dimensionamento com base na acção sísmica imposta pelo peso da cabine (e parte da sua capacidade de carga) ou do contrapeso e na deformação associada ao deslocamento dos pisos. Guias: Garantir a resistência à flexão e deformação gerados pela acção sísmica. Garantir a resistência à deformação imposta pelos deslocamentos entre pisos. Garantir a resistência do banzo à flexão, considerando ambas as componentes horizontais da acção sísmica. 98

125 Brackets e vigas de apoio: Garantir a resistência à flexão, corte e deformação gerados pela acção sísmica. Fixações: Garantir a resistência ao corte e deformação gerados pela acção sísmica. Empalmes (e fixações) Especificação do processo de instalação. Definição das características geométricas e resistentes em função do tipo de guia. Garantir a resistência à flexão, corte e deformação gerados pelo peso da cabine (e parte da sua capacidade de carga) ou do contrapeso. 3) Equipamentos Eléctricos: Garantir a estabilidade e integridade externa e interna dos equipamentos e seus componentes. Equipamento Dimensionamento com base na acção sísmica imposta pelo peso do equipamento. Fixações Dimensionadas para resistir à acção sísmica e deformações impostas pelo equipamento, de forma a garantir o equilíbrio do equipamento. Instalação da unidade motriz sobre uma estrutura ou um isolador sísmico para minimizar a transmissão de acções horizontais. 4) Cabos e Polias: Instalação de sistemas de retenção de cabos nas polias (contínuos ou pontuais) para impedir a saída dos cabos para fora dos gornes. Dimensionamento dos gornes de forma a prevenir o deslocamento dos cabos. Limitação das distâncias entre cabos e possíveis elementos onde possam ficar retidos. Controlo das vibrações induzidas aos cabos. Protecção dos elementos que possam reter os cabos. 99

126 5) Caixa: Dimensionamento com base nas acções e deformações impostas pelo sistema e pela estrutura (tipologia e material). Limitação das deformações, com o intuito de minimizar os danos das paredes e do equipamento que se encontra aí fixo (portas, brackets, etc.). 6) Operacionalidade em modo de emergência : Instalação de pelo menos um interruptor sísmico por edifício e um detector de descarrilamento do contrapeso por elevador. Instalação de um botão de reset associado ao interruptor sísmico, devidamente identificado. Especificação dos modelos e das características dos dispositivos em função das propriedades da estrutura (nível de disparo). Calibração do interruptor sísmico para um valor inferior ao limiar correspondente à ocorrência de danos. Interruptor sísmico composto por pelo menos dois sensores de acelerações, e sendo activado quando a aceleração numa direcção ou a soma vectorial destas atinge um valor previamente estabelecido. Instalação de um sensor que detecta as primeiras vibrações, permitindo a antecipação do evento sísmico ou prevenindo, em caso de falso alarme, a interrupção desnecessária do funcionamento do sistema por activação do interruptor sísmico. Instalação de geradores de emergência que permitam, em caso de falha de energia, que o elevador se desloque para o piso mais próximo, para a evacuação dos ocupantes. Garantir a iluminação da cabine de forma a atenuar o medo gerado pelo enclausuramento dos ocupantes. Disponibilização de orientações necessárias para que, em caso de extrema urgência, pessoas autorizadas, mas sem formação técnica, possam restabelecer em segurança a operacionalidade do elevador a reduzida velocidade, sem a realização prévia de uma inspecção, após a activação do interruptor sísmico. 100

127 5.6. CONSIDERAÇÕES FINAIS O EC8 (e pren81-77) e as metodologias definidas no regulamento francês apenas limitam inferiormente a aceleração de dimensionamento sísmico, correspondendo ao valor de pico do solo. No caso do EC8, este valor é ainda afectado pelo coeficiente de importância e de comportamento, considerando ainda a localização da estrutura (tipo de solo), do equipamento no interior do edifício, e o efeito do fenómeno de ressonância. O FEMA 450 tem em conta os mesmos parâmetros porém, estabelece um limite mínimo e máximo correspondente a 75% e ao quadruplo da aceleração verificada na base da estrutura respectivamente. Com excepção das análises modais com espectros de resposta e de espectros de aceleração dos pisos, as metodologias definidas para o cálculo das forças de inércia dos equipamentos constituem abordagens estáticas, não considerando as acelerações espectrais associadas aos modos relevantes. Refere-se ainda que as análises modais com espectros de resposta, permite ainda ter em conta a variação de rigidez e de massa. A pren81-77 e ASME A17.1 comportam um conjunto de especificações de dimensionamento e instalação que se estendem aos diversos componentes constituintes do sistema de elevador. Estes documentos distinguem-se essencialmente pela aceleração sísmica de dimensionamento definida. O ASME A17.1 define uma aceleração de cálculo constante, desprezando a variação deste parâmetro com a altura e a importância da estrutura. Porém, a pren81-77 não requer a instalação de um sensor de descarrilamento do contrapeso, este facto pressupõe que as medidas definidas são suficientes para prevenir o descarrilamento do contrapeso. Ambos os documentos omitem a questão referente à manutenção da operacionalidade dos componentes após o evento sísmico para uma acção sísmica correspondente ao Estudo Limite de Utilização. 101

128 102

129 6. CASO DE ESTUDO 6.1. CONSIDERAÇÕES GERAIS No âmbito de metodologias de dimensionamento sísmico de elevadores, apresenta-se o caso de estudo do sistema de transporte vertical tipo instalado no núcleo central do novo Hospital de Cascais. Este capítulo destina-se ao estudo comparativo da resposta do sistema de guias do elevador, quando solicitado por uma acção sísmica definida de acordo com os métodos de dimensionamento preconizados nos documentos abordados. Dado o acentuado grau de especificidade e importância, presta-se especial atenção aos procedimentos prescritos no EC8 [45], ASME A17.1 [5] e pren81-77 [49], recorrendo-se a uma análise dinâmica modal por espectro de resposta de projecto (EC8), como base de comparação às análises estáticas (ASME A17.1 e pren81-77). Para o desenvolvimento deste caso de estudo, consultou-se a seguinte documentação, fornecida pelas empresas JSJ e KONE, responsáveis pela elaboração do projecto da edificação e do sistema de elevador respectivamente, que constituem elementos essenciais para uma profunda compreensão dos mesmos: Memória Descritiva e Justificativa do projecto do edifício; Peças Desenhadas do edifício; Peças Desenhadas do sistema de elevador. Os presentes objectivos não visam a avaliação da adequabilidade do dimensionamento adoptado para os elevadores instalados na unidade hospitalar, mas sim, aplicar, analisar e confrontar as referidas metodologias. A este propósito, procura-se limitar o nível de complexidade do modelo numérico de elementos finitos do edifício, desenvolvido em SAP2000, com o intuito de focar o estudo numa estrutura hipotétical, não correspondendo na íntegra à edificação real. Da mesma forma, recorre-se a um modelo de elementos finitos simplista dos sistemas de guias, capaz de reproduzir um comportamento verosímil dos mesmos. É importante referir que o conjunto de hipóteses simplificativas considerado, e devidamente identificado, na modelação do sistema e na determinação dos resultados, é dotado de uma particular relevância, uma vez que é seleccionado com o rigor exigido de forma a não comprometer a credibilidade dos resultados expostos e utilizados na análise comparativa. O presente estudo restringe-se ao comportamento dos sistemas de guias da cabine e do contrapeso devido ao seu permanente contacto com a estrutura ao longo de grande parte da sua altura, encontrando-se sujeitos a deformações globais e locais induzidas pela edificação e pelos componentes respectivamente. 103

130 Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais 6.2. DESCRIÇÃO DA ESTRUTURA De acordo com a Memória Descritiva e Justificativa e as Peças Desenhadas do projecto da estrutura, o novo Hospital de Cascais, inaugurado em Fevereiro de 2010, apresenta em planta um formato aproximadamente quadrado e com uma área de cerca de m2, composta por vários pátios interiores e exteriores. A unidade hospitalar é constituída por um total de 9 pisos superiores e um semi-enterrado (piso 0). ALÇADO NORTE ALÇADO POENTE Bloco B Bloco C ALÇADO NASCENTE Bloco A N Bloco D ALÇADO SUL Fig Planta do edifício. Fig Localização dos blocos estruturais (piso 2). Fig Alçado sul do edifício. O edifício consiste numa estrutura reticulada definida com pórticos de betão armado, orientados nas duas direcções ortogonais principais (Norte-Sul e Este-Oeste), e alguns elementos de parede. A geometria em planta do edifício baseia-se numa malha regular de eixos dispostos segundo ambas as direcções, encontrando-se geralmente espaçados entre si de 7,3 metros. Em todos os cruzamentos formados pelos alinhamentos, cuja localização não apresente limitações do tipo arquitectónico, existem pilares caracterizados por larguras mínimas de 0,35 metros e comprimentos de 0,70 metros ou 0,80 metros no caso de elementos verticais situados no plano da fachada. A estrutura de betão armado apresenta um desenvolvimento irregular em planta, quer em termos de estruturais quer em ocupação do espaço, e em altura, constatando-se variações em planta até ao 104

131 quarto piso e a existência de vários alinhamentos de fachadas. Os andares superiores, destinados aos internamentos, prolongam-se ao longo de três ramos longitudinais. Esta irregularidade, associada à consequente dificuldade em definir subestruturas regulares, conduziu ao dimensionamento da estrutura com um número mínimo de juntas, com o intuito de garantir um bom comportamento global face a acções horizontais. Posto isto, o Hospital é constituído por um total de quatro blocos estruturais identificados na Fig. 6.1, dos quais três (A, B e C) se encontram separados do corpo principal (D), ao nível de alguns pisos, através de juntas sísmicas. O bloco D destaca-se pela sua homogeneidade, compacidade e extensão (comprimento máximo superior a 150 metros), encontrando-se subdividido com base em quatro juntas de retracção nos pisos 1 e 2 e uma outra nos pisos 2 e 3. Os corpos A, B e C caracterizam-se por uma geometria em planta regular, sendo compostos por um (A e B) e três (C) pisos e algumas paredes estruturais. As lajes e as vigas integradas nos pórticos são dimensionadas de forma a garantir a segurança aos requisitos regulamentares e um bom comportamento em serviço, nomeadamente no controlo das deformações para as cargas permanentes. Desta forma, as vigas caracterizam-se por uma altura de 0,65 e 0,80 metros no interior e na fachada do edifício, respectivamente, recorrendo-se a vigas maiores, até um máximo de 1,10 metros, nos pisos inferiores, em que a distância entre pisos é maior. Em geral, adoptaram-se lajes maciças de 0,18 metros de espessura, recorrendo-se, em algumas zonas, a lajes ou bandas maciças pré-esforçadas, com espessuras máximas de 0,22 e 0,65 metros respectivamente. O edifício é composto por um conjunto de núcleos destinados a facultar o acesso vertical entre os vários pisos, caracterizados por paredes estruturais com espessuras mínimas de 0,20 metros. O núcleo central, localizado no bloco D e no qual convergem as três alas principais, constitui o principal elemento estrutural de parede que se desenvolve ao longo de toda a altura do edifício, sendo composto por uma caixa de escadas, seis elevadores e aberturas para a passagem de diversos equipamentos. Em geral, este elemento estrutural é formado por vigas com as dimensões de 0,25x1,50 m, como se pode observar na Fig O posicionamento do núcleo central, caracterizado por um ângulo de 45º com o sistema de eixos principais, requer algumas alterações na malha estrutural com recurso a bandas maciças pré-esforçadas. A Sudoeste do elemento central, existe ainda um outro núcleo com acessos de elevadores até ao piso 3. As extremidades de cada ala comportam núcleos de escadas de emergência que se desenvolvem ao longo de toda a altura da estrutura. A estrutura apresenta fundações directas interligadas por uma malha ortogonal de vigas de fundação, definidas com base numa campanha de prospecção geológica e geotécnica. Estes elementos encontram-se assentes ao longo de dois níveis, permitindo a existência de dois pisos térreos. 105

132 Zona Pré-Esforçada Fig Planta estrutural do núcleo central (piso 2). Nos cálculos de estabilidade foi considerado a possibilidade de um futuro acréscimo em altura do edifício correspondente a mais um piso no topo da estrutura e um a três pisos nos blocos A, B e C. O dimensionamento dos pórticos em betão armado foi executado com base nas especificações estabelecidas no REBAP [50] para estruturas de ductilidade normal adoptando, sempre que possível, conceitos referentes a estruturas de ductilidade melhorada. A opção por um sistema estrutural baseado, de uma forma geral, em lajes vigadas (sistema porticado) associadas a elementos de parede deveu-se à sua reconhecida eficiência face à acção sísmica Materiais Os materiais utilizados na concepção da estrutura resumem-se aos seguintes: - Betão C30/37, em geral; - Aço A500 NR para as armaduras ordinárias; - Y1860 S7 para as armaduras de pré-esforço Acções As acções e respectivas combinações consideradas na fase de projecto da estrutura encontram-se de acordo com o disposto no RSA [54]. O dimensionamento da estrutura baseou-se nas seguintes acções: 106

133 Acções Permanentes: - Peso próprio do betão armado: 25,0 kn/m 3 - Peso próprio das paredes divisórias: zonas com paredes leves: 1,0 kn/m 2 zonas com elevada densidade de paredes em alvenaria de tijolo: 2,5 kn/m 2 - Peso próprio dos revestimentos e enchimentos: 1,5 kn/m 2 - Peso próprio das paredes das fachadas: 12,0 kn/m Sobrecargas: Para ter em conta uma possível ampliação dos serviços médicos, considera-se uma sobrecarga de dimensionamento mínima de 5 kn/m 2 que engloba as sobrecargas associadas aos serviços que se apresentam em seguida. Os coeficientes de redução considerados nas combinações de acções de sobrecargas consistem em ψ 0 =0,7, ψ 1 =0,6 e ψ 2 =0,4. - Unidades de Internamento (pisos 5, 6, 7 e eventual 8): 3 kn/m 2 - Em acessos e circulações: 5 kn/m 2 - Terraços acessíveis e coberturas não passíveis de alteração: 2 kn/m 2 - Zonas de arquivo (ψ 0 =0.8; ψ 1 =0.7; ψ 2 =0.6): 5 kn/m 2 - Bloco operatório (piso 3): 5 kn/m 2 - Piso Técnico (piso 4): 5 kn/m 2 No caso de serviços médicos associados a maiores sobrecargas recorre-se aos seguintes valores: - Cozinha e áreas anexas (piso 1): 7 kn/m 2 - Imagiologia, zona de equipamentos muito pesados (ex: TAC e Ressonância Magnética): 10 kn/m 2 Na fase de projecto também se considerou os efeitos associados à acção da temperatura, vento e fogo, no entanto, não são contemplados no presente estudo, uma vez que não apresentam qualquer relevância no âmbito do dimensionamento sísmico de sistemas de elevadores. Relativamente à acção sísmica apresenta-se uma breve descrição do processo de dimensionamento na seguinte subsecção Dimensionamento à Acção Sísmica Para o dimensionamento da estrutura ao sismo considera-se o edifício situado na zona A (α=1,0), assente sobre um terreno do tipo II. O coeficiente de comportamento (ε) adoptado apresenta o valor de 1,75 que corresponde ao utilizado para estruturas em pórtico de ductilidade normal (2,5) afectado por um coeficiente de redução associado à importância em garantir a operacionalidade da estrutura após a ocorrência de um sismo intenso. Segundo o art.º 33.4 do REBAP, este coeficiente apresenta o 107

134 Esc S. E. Esc m² OUTRAS TÉCNICAS POT.EVOC.ELECTROM m² 34 E.E.G m² GABINETE m² GABINETE m² ARM m² GABINETE 9.85 m² GABINETE 9.85 m² GABINETE m² ZONA DE BERÇOS m² 33 Bp65 B8 B8 Bp65 51 B8 Bp65 49 S. E. Bp65 B8 B8 B2 PREP. B1 36 Bp61 (0.35m) 7.65 m² m² PROVAS FUNC.RESPIR. 42 I.S.P m² R. L m² I.S.P m² ARM. MAT m² SUJOS m² CADEIRÕES Esc. 7 RECUPERAÇÃO PEDIATRIA m² GABINETE m² 31 DEP. EQUIP m² LIMPOS 7.80 m² 39 SACOS 4.90 m² M.L m² B.ASSIST m² B2 27 I.S.D m² BABY ROOM 3.65 m² I. S m² LIMPOS 9.25 m² SUJOS 9.15 m² m² S.AEROSSOIS m² S. PROVAS. ALERG. 25 B44 B1 ATM SACOS 4.05 m² 40 AREA DE OBSERV. PEDIATRIA I.S.D m² 28 TRIAGEM m² B B44 B1 B2 B2 B1 B44 B44 B1 B2 I.S.P. S.TRATAM m² 26 B1 B2 Bp m² CONS.TRIAGEM PEDIATRIA BOX BOX Z. ESPERA m² 24 Z. ESPERA m² m² m² OBSERV. / PREP m² BOX ESPIR m² 28 ENDOS. RESP m² m² SECTOR PEDIATRIA Bp61 (0.25m) B8 B2 Bp MAT. EST m2 DEP. EQ m2 MAT. CONS m2 B.ASSIST m² 46 ARM m² 44 PREP m² B R. L m m² GABINETE CONSULTA 17 REL m² Bp65 AEROSSOIS Bp65a 45 Bp61 (0.085m) m² SUJOS / LIMPOS 65 B2 8 I.S.D m² 7 B2 B1 TRAT m² Bp A.T.M m² m² CONSULTA ADULTOS m² GABINETE CONSULTA ESPERA m² m² 16 ENDOS. DIGEST m² REL m² 56 I.S.D m² B m² RECUPERAÇÃO ADULTOS m² ÁREA DE OBSERV. ADULTOS 41 AS. SOCIAL m² B2 Bp61 (0.55m) S. ESPERA m² 39 ENDOS. DIGEST m² COPA m2 PESSOAL m2 B m2 MACAS / CAD. RODAS B1 Bp I.S.D m² 10 I.S.D m² PREP m² B2 B1 64 B1 20 S. ECOCAR m² B1 Bp61 (0.225m) B m² S.TRATAMENTOS A.C m² 5 14 B Bp61 (0.30m) Esc. 2 B42 B1 B44 GABINETE CONSULTA m² I.S m² B S.E. ADUFA 7.25 m² ARM m² LAV m² I.S 5.75 m² GESSOS m² 82 TRATAMENTO ORTOPEDIA m² B7 Bp61 (0.335m) I.S.D m² GAB.APOIO 6.65 m² 6 RECEPÇÃ m² VESTIBULO 2 Q. ISOLAM m² I.S m² Asc. 7 Asc I.S.D m² I.S m² SEGURANÇA / POLÍCIA m² GABINETE CONSULTA m² ERGOMETRIA m² S. ESPERA m² 7.40 m² ARQ.REG.CLINICO I.S m² M.L m2 65 ZONA COBERTA PARAGEM DE AMBULÂNCIAS G A L E R I A A.C m² 3 GABINETE CONSULTA m² 8 26 HOLTER m² 19 S.SOCIAL m² M. C m² m² ESPERA CAMAS TELEMED m² 74 A. C m² 81 SACOS SUJOS 2.95 m² 80 I.S m² DIRECÇÃO ENF.CHEFE m² VESTIÁRIO m² 3 S.REUNIÕES m² 76 I.S.P m² CH.EQUIPA m² DESINFECÇÃO m² I.S.D m² 14 S.REUN./PAUSA 8.75 m2 B44 5 ATM 6.40 m² 76 ACOMPANHANTES E SAÍDA DOENTES Q.INDIV m2 GABINETE 8.75 m2 S.TRATAM m2 G.CONSULTA m m2 RECEP/SECRET. ESP. CAMAS S.ESPERA m2 VEST. 27 VEST. 35 I.S. VEST. VEST. ARMZ. 5.30m² I.S. VEST. VEST. VEST. Bp65a (0.20m) m2 BOXES TERAPIA 53 I.S.D m² 4 A. C m² 6 I.S.D m² 5 48 A.T.M m² RX GERAL m² COMANDOS m² m² PREP.DOENTES R.LIMPA 8.05 m2 21 RX GERAL m² 9.10 m² PREP.DOENTES ARM.GERAL 5.90 m m2 PREP.LIMPOS P.ENF./REG m2 A.C m m2 SUJOS/LIMPOS DEP.SACOS 4.05 m2 I.S.P m2 I.S.D m2 VEST m2 COPA 5.75 m2 B2 B1 B8 M.L m2 I.S.D m2 I.S.P m m² RAD.VASCULAR m² ENFERM. (cuidados) TELEM m² COMANDOS m² GABINETE m2 TAC m² 74 Bp66 (0.20m) Bp65a (0.20m) B2 Bp61 (0.35m) m2 SALA DE CULTO BABY ROOM ESPERA CRIANÇAS 8.20 m² INFORM m² RX GERAL m² RECEP./SEC m² CONTROLE 8.40 m² CONTROLE 8.00 m² I.S. Esc m² ARMZ.GERAL m2 SALA DE RESERVA EQUIPAM m² ADUFA 4.80 m² PREP m² I.S m² 55 ARMZ m² ARMZ m² VEST m2 LIMPOS/SUJOS m2 PREP. / DISTRIBUIÇÃO A.C m m² MAMOGRAFIA m² I.S m² ECOGRAFIA m² M.LIMPEZA 8.10 m I.S m2 ARMAZÉM m2 S.APOIO 8.05 m2 ESPERA ADULTOS m² m² m² 77 2 A.C m² M. E. GABINETE CONSULTA m² 72 7 SALA R.C.P. REANIMAÇÃO m² 19 P. CONTROL m² m² PEQUENA CIRURGIA 73 S. ACOMPANHANTES m² B Bp62 B2 1 S.ESPERA m2 B2 VEST. VEST. B1 Bp Bp65 Bp65 Bp60 Bp65 M. L m² B1 11 Bp VEST. VEST S.E. 44 S.E. I.S. 8 I.S m2 ATEND.PERSONAL. ARMZ m² I.S m2 VESTIÁRIOS 9.95 m2 VEST B2 18 CAD.RODAS m² I.S m² I.S m² ECOGRAFIA m² RELATÓRIOS m² 70 ARMEIRO 9.90m2 4 I.S m2 BOXE AD m2 BOXE AD. BOXE AD. BOXE AD m² DIGITALIZAÇÃO m² TRAB. TECN. R.LIMPA m² ARMZ m² RELATÓRIOS m² 60 M.LIMPEZA 6.65 m² m² LIMPOS/SUJOS m2 ÁREA INSTALAÇÃO I.S.D m BOXE PED m m2 BOXE ESPEC m2 RECEP./SECRET. DISTRIBUIÇÃO m m m2 I.S m2 5 3 S.CONTROLE m2 CENTRAL 9.45 m2 40 ESPERA m2 Esc. 1 A.T.M m² Asc. 3 I.S.D m² ECOGRAFIA m² 72 S.REUNIÕES m² S.E. S.PAUSA B44 B m² GABINETE m² GABINETE m² GABINETE m² 58 GABINETE m² m² S.RESERVA RESSON.MAGNÉTICA m I.S m ARR m2 2 S.E. 9 I.S. 13 Zona de refugio Esc A.C m² MACAS/CAD.RODAS 15 4 VEST m² CAFETARIA m² CAFETARIA m² 13 ZONA DE ESPERA m² 1 ATEND.INDIV m² 5 17 LIXOS EQUIP m² 2.15 m² LOJA m² 19 G.CHEFE 8.20 m² 18 6 BEBIDAS 5.90 m² m² 20 SECRET m² 3 LOJA m² 93 I.S.H m² 25 M.L m² 7 I.S.D m² I.S.H m² I.S.M m² TRAB.ADM m² ESTAR 4.15 m² I.S.M. ESPERA m² INFORM DIRECT m² 92 3 LOJA m² MC m² SERV.SOC m² HALL m² 1 91 DIRECÇÃO ESPERA m² GAB.(volunt.) 8.55 m² 27 1 OUTROS m² 90 M.L m² 6 96 ESTAR TRABALHO (volunt) m² REUNIÕES (volunt.) m² 28 A.C m² ARQUIVO 9.35 m² 31 REUNIÕES m² 89 SECRET m² PESSOAL m² I.S.P m² I.S.P m² m² CONSULTA (Ped) 7.40 m² CAD. RODAS PR. DOENTES m² ARQUIVO m² ESPERA m² m² m² SECRET m² B44 B2 A.C m² LOJA m² 24 LOJA m² 23 LOJA m² ASSIST m² m² ESPERA (Ped) m² REUNIÕES (assist social) ATEN.IND m² 82 Bp61 (0.115m) m² CONSULTA (Ped) COORD m² A.C m² E.P. 43 B1 B2 10 CRIANÇAS m² E.P. ESTAR 41 5 B m² SUJOS/LIMPOS ARREC m² PREPAR m² 7.70 m² CONTR./REG. 83 BEBÉS I.S.Crian m² 3.10 m² 81 B B2 B2 TRAT. (Derm) m² HOSP. DIA m² 79 B2 (0.335m) Bp65a (0.40m) 5.55 m² SACOS/SUJOS 13 8 ENFERM. Bp65 B m² Bp66 (0.335m) CARDIOTOCOGRAFIA m² m² CONSULTA (Obs/Gine) R.L m² m² OBSERV. (Obs/Gine) m² CONSULTA (Obs/Gine) m² CONSULTA (Obs/Gine) m² CONSULTA (Obs/Gine) Bp65 EDUCAÇÃO m² B1 GINÁSIO m² I.S.D m² 15 I.S.M m² 17 I.S.H m² 16 A.T.M m² B B41 18 Esc S.E. I.S.P m² 7.56m² DEP. SACOS I.S.P. 4.70m² I.S. ECOGR m² B m² SACOS/SUJOS APOIO 9.00 m² 76 CONSULTA (Orto) m² 59 APOIO m² CONTROLO 7.95 m² m² ESPERA (Esp.Cirur.) m² ESPERA (Esp.Méd.) Bp62 CONSULTA (Derm) CONSULTA (Cirurg) CONSULTA (Cirurg) CONSULTA (Cirurg) m² m² m² m² B B11 Bp61 Bp TRATAM. (Obs/Gine) m² 39 Bp62 B1 B Bp65 EXAMES (Oftom) m² m² EXAMES (Oftom) 52 Bp65 EXAMES (Oftom) m² 54 TRATAM. (Geral) m² 56 B2 B1 Bp62 CONTROLO 9.00 m² m² CONSULTA (Orto) R.L. Bp65 EXAMES 64 R.L. CONSULTA (Orl) m² m² GESSOS (Orto) m² B Bp61 (0.23m) ARM.(Orto) 5.70 m² m² LASER OFTALMOLOGIA m² ANGIOGRAFIA/RETINOGRAFIA m² CONSULTA (Oftalm.) m² m² m² EXAMES (Urologia) 63 I. S m² CONSULTAS (Urologia) m² m² CONSULTAS (reserva) S.E I. S m² I. S m² m² S. TRATAMENTOS 68 B1 Bp60 CONSULTA (Oftalm.) CONSULTA (Oftalm.) m² CONSULTAS UROLOGIA (reserva) m² CONSULTAS (reserva) Esc. 4 Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais valor de 0,7 no caso de instalações hospitalares. A acção sísmica foi definida com base nos espectros de resposta para os sismos 1 e Estrutura Hipotética Com o intuito de garantir uma modelação com um determinado grau de simplicidade, optou-se por se impor algumas modificações estruturais na edificação original do novo Hospital de Cascais, resumindo-se na redução da sua área em planta, com a supressão de alguns elementos de vigas, pilares e paredes. Impôs-se as modificações necessárias para garantir a segurança da estrutura à acção sísmica, nomeadamente com o aumento das secções de alguns dos elementos estruturais da fachada. As opções consideradas na definição da estrutura idealizada visam a optimizar a homogeneidade e a garantir um comportamento credível do núcleo face à acção sísmica, uma vez que não se pretende avaliar o sistema estrutural. Na verdade, o que se pretende obter é uma estrutura em que o núcleo apresente um comportamento semelhante ao do modelo original. Posto isto, considera-se um edifício hipotético, cuja área em planta é essencialmente definida pela localização das juntas, correspondendo a parte do bloco D. Na Fig. 6.5, a zona a vermelho identifica a planta da estrutura considerada, a qual abrange o núcleo central (assinalado a amarelo). Assim, admite-se um edifício de 10 pisos, dimensionado de acordo com o referido na secção 6.2. Optou-se ainda por adicionar um elemento de parede para reduzir os efeitos de torção associados à disposição do núcleo central. N POSTO AVANÇADO FARMÁCIA Asc. 1 Asc. 2 Asc. 4 Asc. 5 Asc. 6 y x Fig Identificação da área em planta da estrutura hipotética considerada no caso de estudo (piso 2). 108

135 6.3. DESCRIÇÃO DO SISTEMA DE ELEVADORES A informação referente às características dos sistemas de elevadores do novo Hospital de Cascais é obtida com base nas respectivas Peças Desenhadas. Os seis elevadores instalados no núcleo central consistem em sistemas eléctricos de tracção sem casa de máquinas (MRL), com a unidade motriz directamente apoiada numa guia combinada da cabine e do contrapeso. Estes modelos foram dimensionados de acordo com a norma europeia EN81-1. O sistema em estudo destina-se ao transporte de pessoas e macas a uma velocidade de 1,6 m/s e caracterizam-se por uma carga útil de 1600 kg, comportando um máximo de 21 pessoas. O elevador desloca-se ao longo de uma altura de 24,6 metros, composta por seis paragens, correspondentes do piso 1 ao 7, com excepção do piso 4. Na seguinte figura é possível observar um esquema do sistema utilizado. Polia D=600 mm Polia D=530 mm Contrapeso Cabine Polia D=530 mm Fig Esquema de um elevador do núcleo central do novo Hospital de Cascais. Caixa de Elevador A caixa do sistema em estudo é definida por um conjunto de paredes em betão armado, que se prolongam ao longo de um comprimento de 30,2 m, dos quais 6,24 m correspondem ao extracurso, ou seja, à altura do topo da caixa medida a partir do último piso servido pelo elevador (piso 7). As figuras e tabelas que se seguem permitem identificar as características geométricas da caixa e do poço. 109

136 Contrapeso Cabine (a) (b) Fig Esquema da caixa do elevador (dimensões em milímetros): (a) corte; (b) planta com cabine e contrapeso. Tabela 6.1 Características geométricas da caixa do elevador. Piso Altura da entrada da caixa (mm) Largura da entrada da caixa (mm) Cotas das entradas da caixa (m) Altura do Piso (m) 7 26,30 3, ,60 3, , ,40 4,50 8,20 2 * 6,20 4,50 1 1,70 *Piso Principal 110

137 Tabela Dimensões da caixa e poço do elevador. Elemento Dimensões (m) Poço Profundidade 1,70 Altura 30,20 Caixa Largura 2,20 Profundidade 2,90 Sistema de Guias A caixa do elevador apresenta um conjunto de três guias, cuja localização se encontra identificada na Fig A guia combinada destina-se a orientar, simultaneamente, o movimento da cabine e do contrapeso e ainda a servir de apoio à máquina de tracção. Legenda: 1 Guia combinada da cabine e do contrapeso; 2 Guia do contrapeso; 3 Guia da cabine Fig Localização das guias da cabine e do contrapeso. As guias metálicas caracterizam-se por uma tensão de cedência de 370 MPa. 111

138 As secções transversais destes elementos apresentam um formato em T, correspondendo aos modelos T125B e T82A para a cabine e contrapeso respectivamente, cujas dimensões se encontram indicadas na seguinte tabela. e Fig Secção transversal em T de uma guia. Tabela Características geométricas das secções das guias simples (dimensões definidas de acordo com os parâmetros identificados na Fig. 6.9) [net 18]. Guia Dimensões (mm) A B C D E e Massa (kg/m) Área (cm 2 ) I xx (cm 4 ) I yy (cm 4 ) T125B (cabine) T82A (contrapeso) 82, ,0 42,0 9,0 24,3 17,9 22,83 151,0 68,25 82,5 9,0 25,4 6,0 19,8 8,55 10,9 49,4 159,0 30,5 As guias encontram-se apoiadas ao longo da altura do edifício, entre os pisos 1 e 7, em intervalos maioritariamente regulares de 2,5 metros, como se pode observar na Fig Recorre-se a três de tipos de cadeiras, também designados por brackets, para o apoio e fixação das diferentes guias, expostos na Fig

139 Brackets Empalmes Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais Guias Fig Corte da caixa do elevador (dimensões em milímetros). (a) (b) (c) Fig Brackets utilizados no elevador do novo Hospital de Cascais: (a) fixação simples da guia da cabine; (b) fixação simples da guia do contrapeso; (c) fixação da guia combinada. 113

140 Os troços das guias da cabine e do contrapeso são ligadas por meio de empalmes através de quatro parafusos M12 de classe 8.8, a qual corresponde uma tensão de cedência e última de 640 e 800 MPa respectivamente, caracterizados por uma resistência à tracção de 60,7 kn. Na Tabela 6.4 são indicadas as características geométricas dos empalmes utilizados nas guias da cabine e do contrapeso do sistema em estudo, com base nos parâmetros representados na Fig Fig Pormenor de um empalme. Tabela Características geométricas dos empalmes. Guia Dimensões (mm) l 1 l 2 l 3 b 2 b 3 T125B 305,0 114,3 38,1 130,0 79,4 T82A 216,0 81,0 27,0 80,0 50,8 e h Massa (kg) 17,0 42 6,1 8,5 24 1,4 Fig Parâmetros das dimensões dos empalmes. Sistema de Cabine A cabine desloca-se ao longo das guias por meio de roçadeiras fixas ao topo e base da arcada, distanciadas verticalmente de 3,74 metros. 114

141 Fig Pormenor do topo da cabine e das roçadeiras. O valor de KQT, referido nas Peças Desenhadas, corresponde à massa da cabine acrescida da sua capacidade de carga. Todavia, este parâmetro apresenta uma gama de valores compreendidos entre 3450 e 3660 kg, associada à variação da massa da cabine em função do tipo de decoração interior da mesma. Assim, no quadro que se segue, apresentam-se os valores médios da massa característica da cabine e da carga nominal. Tabela 6.5- Massa e carga nominal da cabine (valores em quilograma) Cabine (vazia) Carga Nominal 654,0 2901,0 Sistema do Contrapeso O contrapeso é composto por uma arcada caracterizada por uma altura de 2 m à qual se encontra fixa uma polia. O movimento do contrapeso é realizado por meio de roçadeiras espaçadas verticalmente de 2,17 m. 115

142 Fig Pormenor do sistema de contrapeso (dimensões em milímetros). Com base nos valores apresentados na Tabela 6.5, a massa do contrapeso é obtida através da seguinte expressão: (6.1) Equipamento Eléctrico A unidade motriz localiza-se no topo da caixa de elevador, apoiada na guia combinada, conferindo ao sistema a energia necessária para o movimento vertical através de um conjunto de seis cabos de tracção, caracterizados por um diâmetro de 13 milímetros. A máquina de tracção (Mx20), representada na Fig. 6.16, caracteriza-se por uma massa de 760 kg. Fig Pormenor da máquina de tracção (Mx20). Os dispositivos de comando encontram-se fixos à parede da caixa, assim como no interior do batente da porta do último piso servido pelo elevador. 116

143 6.4. MODELAÇÃO Estrutura A análise dinâmica baseia-se num modelo tridimensional de elementos finitos da estrutura hospitalar original, desenvolvido pela empresa projectista JSJ com o programa de cálculo automático SAP2000. Na Fig é possível observar o modelo numérico da estrutura hipotética. Para a modelação das vigas e pilares, utilizaram-se elementos de barra, e para os diafragmas, localizados ao nível de cada piso, elementos de casca. Nas extremidades das vigas libertaram-se os momentos de flexão (M3). Mais uma vez, refere-se o cuidado e rigor considerado na limitação do nível de complexidade da modelação da estrutura idealizada, com o intuito de garantir um comportamento dinâmico do edifício de carácter credível, de forma a não comprometer a subsequente análise comparativa. Fig Modelo de elementos finitos da estrutura idealizada. 117

144 Fig Elemento central de modelação do núcleo e respectivas características. Para simular as zonas com comportamento de corpo rígido ao nível das lajes dos pisos, recorre-se a um emaranhado de elementos rígidos de barra fictícios, de secção circular (diâmetro de 0,1 m), que convergem no objecto central de modelação do núcleo, encastrado ao nível da fundação (ver Fig. 6.18), como se pode observar na Fig Os elementos rígidos foram utilizados para modelar as paredes das caixas e ligar o elemento central às vigas e paredes que definem o núcleo. Nestas últimas liberta-se na extremidade oposta ao elemento de barra central, os momentos flectores (M3) de forma a garantir a compatibilidade nestas zonas ao nível de cada piso. As características deste material rígido são em tudo idênticas às do C30/37, no entanto apresenta um peso volúmico nulo e uma maior rigidez à flexão conferido pelo incremento das suas propriedades geométricas através de Modifiers, nomeadamente na ordem de 10 8 e 10 5 dos momentos de inércia e da área da secção transversal respectivamente. Para uma maior pormenorização da modelação global da estrutura é possível consultar a Memória Descritiva e Justificativa do novo Hospital de Cascais. 118

145 Fig Pormenor de modelação do núcleo central ao nível de cada piso, identificando os elementos rígidos a vermelho e as vigas a azul Propriedades Dinâmicas O edifício modelado caracteriza-se dinamicamente pelos seus modos de vibração e frequências, os quais estão directamente relacionados com a massa e rigidez do sistema. A determinação destes parâmetros obtém-se pela resolução do sistema de equações de equilíbrio dinâmico em regime livre e desprezando o amortecimento, definido pela seguinte equação: (6.1) Admitindo que a vibração da estrutura com uma dada frequência p é definida por um movimento do tipo harmónico, o programa SAP2000 determina as frequências próprias da estrutura resolvendo a expressão (6.2). (6.2) A solução não trivial deste sistema de equações ( é determinada pelo anulamento do determinante do primeiro factor da equação. As raízes do polinómio característico resultante, correspondem ao quadrado das frequências próprias do sistema. (6.3) Sendo, M matriz de massas da estrutura; K matriz de rigidez da estrutura; 119

146 q vector de deslocamentos; p frequência angular da estrutura. Na Tabela 6.6 são expostos os períodos e frequências da estrutura obtidos para os 15 primeiros modos de vibração, identificando-se a frequência fundamental de 0,900 Hz associada ao modo 1. Atente-se ao facto das medidas consideradas na redução em planta do modelo original resultarem num incremento global ligeiro da rigidez, traduzido pelo aumento das frequências. Contudo, as frequências da estrutura hipotética são bastante próximas às do edifício original de forma a garantir características dinâmicas similares entre os modelos numéricos. Tabela Período e frequência de cada modo de vibração para os dois modelos. Modelo Original Modelo Idealizado Modo de vibração T (s) f (Hz) T (s) f (Hz) 1 1,181 0,847 1,111 0, ,091 0,916 1,098 0, ,873 1,145 0,903 1, ,851 1,174 0,426 2, ,842 1,188 0,359 2, ,608 1,646 0,283 3, ,587 1,705 0,253 3, ,535 1,870 0,210 4, ,525 1,905 0,203 4, ,504 1,984 0,200 4, ,501 1,997 0,197 5, ,459 2,181 0,193 5, ,452 2,210 0,192 5, ,423 2,364 0,189 5, ,399 2,506 0,187 5,339 A resposta dinâmica da estrutura é razoavelmente estimada pela sobreposição dos primeiros modos, associados às mais baixas energias de deformação, o que pode ser constatado pelos factores de participação modal de massa expostos na Tabela 6.7. Estes parâmetros permitem analisar a influência que cada modo de vibração apresenta na resposta global da estrutura, traduzindo a fracção percentual da massa em cada grau de liberdade, por cada modo de vibração. 120

147 Posto isto, verifica-se que os 13 primeiros modos de vibração traduzem 85% da resposta do edifício, contudo constatou-se que pelo menos os primeiros 50 modos de vibração correspondiam em menos de 90% desta. O modo fundamental da estrutura consiste numa predominância da translação segundo x (58,5%), relativamente aos eixos globais representados na Fig. 6.17, associado a um forte acoplamento de rotação (39,7%). No segundo modo constata-se uma preponderância de deslocamentos segundo y ao nível dos pisos (53,6%). O terceiro modo caracteriza-se pela rotação ao nível dos pisos (2,6%). De uma forma geral, constata-se que o comportamento da estrutura apresenta uma forte componente de torção. Tabela 6.7 Factores de participação modal de massa do modelo idealizado. Modo de vibração U x U y R z Σ U x Σ U y Σ R z 1 0,5848 0,0241 0,3972 0,5848 0,0241 0, ,0271 0,5362 0,0915 0,6120 0,5603 0, ,0102 0,0093 0,0264 0,6222 0,5696 0, ,0313 0,0161 0,0118 0,6535 0,5857 0, ,1179 0,0284 0,1210 0,7714 0,6142 0, ,0245 0,1174 0,0182 0,7959 0,7315 0, ,0054 0,0425 0,0336 0,8013 0,7740 0, ,0020 0,0014 0,0000 0,8033 0,7754 0, ,0004 0,0005 0,0000 0,8037 0,7759 0, ,0000 0,0000 0,0000 0,8037 0,7759 0, ,0004 0,0011 0,0001 0,8041 0,7770 0, ,0327 0,0005 0,0129 0,8368 0,7775 0, ,0158 0,0025 0,0084 0,8525 0,7800 0, ,0012 0,0007 0,0007 0,8538 0,7807 0, ,0031 0,0006 0,0014 0,8568 0,7813 0, Elevador Sistema de Guias Análise Dinâmica Para analisar o comportamento dinâmico do sistema de elevador, modelam-se as guias da cabine e do contrapeso como vigas contínuas verticais, com elementos de barra caracterizados por uma secção transversal de acordo com as dimensões estipuladas na Tabela 6.3. As propriedades do 121

148 material constituinte destes elementos são similares às do aço, apresentando um módulo de elasticidade (E) de 210 GPa e um coeficiente de Poisson (ν) de 0,3. Os brackets são representados por barras rígidas de secção quadrada (0,1x0,1 m), desprezando-se a sua inerente flexibilidade. Estes elementos são responsáveis por ligar e fixar pontualmente a guia à estrutura, mais especificamente ao elemento de modelação do núcleo, em intervalos definidos de acordo com a Tabela 6.8. Os apoios permitem que as guias sofram deslocamentos verticais e rotações no plano horizontal, com excepção do apoio de base que apenas restringe as translações (apoio fixo). Tabela Comprimento dos vãos das guias simples ordenados da base para o topo do edifício. Vãos Comprimento (m) 1 0,55 2 1, , , , , , ,36 Apenas se modela um total de duas guias simples referentes à cabine e ao contrapeso, representadas na Fig. 6.20, desprezando-se a existência da guia combinada. Apesar do nível de simplicidade adoptado na formulação do modelo de elementos finitos do sistema de guias, entende-se que a modelação considerada traduz um comportamento perfeitamente credível, não colocando em causa a veracidade dos resultados obtidos. 122

149 Núcleo Guia da Cabine Guia do Contrapeso Brackets Fig Modelação do sistema de guias Análise Estática Para analisar o comportamento do sistema face à acção sísmica definida de acordo com o ASME A17.1, recorre-se ao programa de cálculo automático SAP2000. As guias são modeladas com elementos de barra, como vigas contínuas horizontais, esquematizadas na Fig As suas propriedades geométricas e físicas são em tudo idênticas às consideradas na análise dinâmica. Os brackets são simulados por meio de apoios pontuais deslizantes segundo o eixo longitudinal da guia. As translações encontram-se restringidas na extremidade da base da guia. Fig Esquema do modelo de viga contínua. 123

150 6.5. ANÁLISES REALIZADAS Hipóteses Consideradas No presente estudo analisam-se as respostas estáticas e dinâmicas dos sistemas para cada direcção isoladamente, considerando-se um conjunto de hipóteses referentes à modelação do sistema. Aquando a solicitação sísmica, gera-se contacto entre as roçadeiras e as guias. Porém, estes componentes podem apresentar comportamentos distintos segundo cada direcção. Desta forma, no presente estudo são consideradas três casos de carga associados ao comportamento do elevador nas guias em função dos eixos de secção transversal, descritos na Tabela 6.9 e esquematizados na Fig Tabela Caracterização dos comportamentos da cabine e contrapeso nas guias admitidos no estudo. Direcção Situação x y A (translação) As guiadeiras estabelecem contacto com a guia, de forma simultânea, ao nível superior e inferior, afastados pela distância entre roçadeiras, embora tal possa ocorrer com sentidos opostos. Contrapeso e/ou cabine colide com uma das guias ao nível das roçadeiras inferior e superior, transmitindo a força sísmica através de dois pontos de contacto. B (rotação) - Contrapeso e/ou cabine estabelece contacto com uma das guias ao nível de uma única guiadeira. 124

151 Situação A (direcção x e y) Situação B (direcção y) Fig Forças de contacto entre as guiadeiras e as guias consideradas no caso de estudo, definindo-se a situação A (esquerda) e a situação B (direita) correspondentes a uma translação e rotação da cabine/contrapeso respectivamente. x y Fig Pormenor do contacto entre a cabine/contrapeso com a guia quando solicitada por uma acção sísmica segundo a direcção indicada. 125

152 Para englobar o efeito de distribuição vertical da massa dos componentes e com base nos vários regulamentos abordados, admite-se que os blocos do contrapeso perfazem uma altura total correspondente a 2/3 da arcada. Desta forma, o centro de massa do contrapeso localiza-se a 1/3 de altura, enquanto que para a cabine considera-se a 1/2. Posto isto, admite-se os coeficientes definidos na Tabela Salienta-se o facto de as massas distribuídas segundo a direcção y consistirem no dobro comparativamente com a direcção ortogonal, uma vez que nesta última, a acção sísmica é partilhada por ambas as guias. Tabela Coeficiente de distribuição vertical de massa da cabine e do contrapeso na respectiva guia. Guiadeira Inferior Guiadeira Superior Cabine 1/2 1/2 Contrapeso 2/3 1/3 Considera-se a cabine e o contrapeso imóveis na guia, não sendo afectados de qualquer efeito dinâmico associado ao seu movimento vertical. Admite-se que não foi activado qualquer dispositivo de segurança o que levaria a activar o sistema de pára-quedas com consequente transferência adicional de esforços, nomeadamente axiais, podendo gerar problemas a nível de encurvadura da guia. Considera-se que as acções associadas ao peso e carga da cabine e contrapeso encontram-se dispostas de forma centrada, desprezando-se a existência de excentricidades relativamente ao centro gravítico do componente e ao eixo das guias. Durante o contacto entre a cabine e contrapeso despreza-se o amortecimento e rigidez das roçadeiras; Destaca-se o facto da funcionalidade dos sistemas de elevadores apresentar uma visível dependência com a estabilidade da estrutura e a manutenção de energia eléctrica, pelo que no presente estudo não se considera a hipótese de colapso ou corte de energia, esta última pode ser contornada com ao recurso a geradores de emergência Análise Dinâmica A análise dinâmica tridimensional do sistema de guias instalado no núcleo central, apresenta um papel crucial no presente estudo, uma vez que é utilizado como termo de comparação na aferição da fiabilidade das metodologias de dimensionamento de elevadores para um caso singular. Neste estudo 126

153 Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais exige-se a operacionalidade dos sistemas de elevadores quando a instalação hospitalar é sujeita a um sismo de forte intensidade. Na impossibilidade técnica de conhecer qual o sismo mais gravoso que irá actuar sobre a estrutura durante o período de vida da mesma, é necessário recorrer a conceitos probabilísticos e a dados históricos relativos à acção sísmica em território nacional. Destas considerações resulta o denominado espectro de resposta de projecto, o qual é aplicado no dimensionamento e verificação de segurança de estruturas às acções sísmicas que, com uma probabilidade aceitável, podem ocorrer num determinado local. Assim, um espectro de resposta não corresponde a uma situação em particular, mas a uma envolvente das acelerações provocadas por vários sismos em estruturas de um grau de liberdade com um mesmo coeficiente de amortecimento, numa mesma zona sísmica e sobre um mesmo tipo de solo. Desta forma, a acção sísmica a considerar na análise dinâmica tem por base um espectro de resposta de projecto definido de acordo com o EC8 e o Anexo Nacional integrados na norma portuguesa NP EN :2009 [45], recorrendo-se ao programa de cálculo automático SAP Modelação da Cabine e Contrapeso A modelação da cabine e do contrapeso baseiam-se em massas concentradas aplicadas isoladamente em cada direcção horizontal, as quais traduzem o contacto das respectivas roçadeiras com a guia. Desta forma, para a situação A e B introduzem-se duas e uma massas em cada guia respectivamente, tal como se encontra ilustrado na Fig Na situação A, o valor de L representa a distância entre guiadeiras. Acção Sísmica Situação A Situação B (direcção x e y) (direcção y) M2 Guia L M1 M1 Fig Esquema do modelo do contrapeso ou cabine para ambas as situações consideradas. 127

154 Com base nos coeficientes de distribuição acima definidos, apresenta-se na Tabela 6.11 os valores das massas considerados na análise dinâmica, em função do componente, da direcção horizontal de aplicação e da localização da roçadeira. Note-se que os eixos referidos correspondem aos da secção transversal da guia. No sistema da cabine considera-se uma massa associada à cabine acrescida de 40% da sua capacidade de carga. Tabela Massa da cabine e do contrapeso ao nível de cada guiadeira para uma guia (valores em toneladas). Direcção Guiadeira Inferior Guiadeira Superior Total Cabine Contrapeso x 0,454 0,454 0,907 y 0,907 0,907 1,814 x 0,702 0,351 1,052 y 1,403 0,702 2,105 Com base num modelo utilizado na análise estática, recorreu-se a linhas de influência, desenvolvidas pelo programa SAP2000, para determinar as posições da cabine e do contrapeso que provocam momentos máximos na guia para ambas as situações. Note-se que o programa de cálculo automático apenas determina linhas de influência para uma única carga unitária, desta forma, na situação A é necessário calcula-la para duas cargas associadas a cada guiadeira. É importante referir que o modelo de viga utilizado não tem conta a influência do edifício. Com o intuito de englobar a situação mais desfavorável na análise dinâmica, optou-se por considerar, para cada situação, um total de 28 posições distintas da cabine e do contrapeso ao longo das guias, referenciadas pela localização da guiadeira inferior ao nível dos pisos, ao nível dos brackets, e a meia altura entre estes (ver Anexo A.3.1). A primeira posição corresponde ao componente situado ao nível do primeiro andar servido pelo elevador (piso 1). Determinaram-se os períodos fundamentais do sistema para cada posição, restringindo as translações dos pontos das guias ligados aos elementos de modelação dos brackets. A análise dinâmica permite contabilizar conjuntamente os efeitos associados aos seguintes aspectos que afectam o comportamento global do sistema de guias, esquematizados na Fig. 6.25: Parcela 1: deslocamentos entre brackets pisos, os quais encontram-se relacionados com os deslocamentos entre pisos. Parcela 2: deformação local da guia devido ao contacto desta com a cabine/contrapeso. 128

155 Com base numa abordagem simplista, procura-se quantificar ambas as componentes através de duas análises distintas. Na primeira recorre-se a um modelo da guia isolada, isto é, sem incluir a cabine ou contrapeso, para determinar os efeitos relacionados com a deformação do próprio edifício. Na segunda análise considera-se o posicionamento da cabine e do contrapeso nas respectivas guias, contabilizando assim ambas as parcelas. Desta forma, este processo possibilita determinar a resposta do sistema e identificar os efeitos isolados, permitindo assim validar a análise comparativa que constitui o cerne deste trabalho. Parcela 1 Parcela 2 + Fig Esquemas das deformações associados a cada uma das parcelas que definem o comportamento global da guia quando afectada pela acção sísmica. 129

156 Modos de vibração da guia da cabine sem massas Modos de vibração da guia do contrapeso sem massas Modo 1 Modo 2 Modo 3 Modo 1 Modo 2 Modo 3 Fig Três primeiros modos de vibração da guia da cabine e do contrapeso sem massa aplicadas (eixos da secção transversal). Massas aplicadas na guia da cabine Guia da cabine sem a influência do edifício Guia da cabine com a influência do edifício Modo 1 Modo 2 Modo 3 Modo 1 Modo 2 Modo 3 Modo 4 Modo 5 Fig Modos de vibração da guia da cabine para a posição 15, situação A, massas aplicadas segundo y, com e sem a influência do edifício (eixos da secção transversal). 130

157 Massas aplicadas na guia do contrapeso Guia do contrapeso sem a influência do edifício Guia do contrapeso com a influência do edifício Modo 1 Modo 2 Modo 3 Modo 1 Modo 2 Modo 3 Modo 4 Modo 5 Fig Modos de vibração da guia do contrapeso para a posição 15, situação A, massas aplicadas segundo y, com e sem influência do edifício (eixos da secção transversal) Modelação da Acção Sísmica Como a pren81-77 considera o comportamento do sistema em regime não linear, introduzido pelo coeficiente de comportamento q a, recorre-se a espectros de resposta de projecto para a elaboração de uma análise dinâmica do sistema edifício-elevador de acordo com o preconizado na NP EN 1998:2009 [45], para os dois tipos de sismos. O novo Hospital de Cascais consiste numa estrutura de betão armado (δ=5%) localizada no concelho de Cascais, assente sobre um terreno do tipo B. Na modelação do edifício considerou-se nula a influência da inclusão do sistema de elevador na estrutura, no coeficiente de amortecimento. Tratando-se de uma instalação hospitalar, é fundamental garantir a operacionalidade da estrutura para a prestação de apoio à população após um sismo, integrando-se assim na classe de importância IV. Uma estrutura construída com materiais com comportamento elástico linear apresenta, consequentemente, um comportamento do mesmo tipo. Contudo, as estruturas são dimensionadas para forças e deformações subsequentes ao regime elástico linear, nomeadamente, prevê se a plastificação de armaduras em zonas pontuais da estrutura para acções com muito baixa probabilidade de ocorrência, correspondentes aos Estados Limites Últimos. Neste âmbito, o sismo 131

158 distingue se de outras acções, como é o caso das sobrecargas, por ser uma deformação imposta. Isto permite tirar partido da ductilidade do material e fazer uma análise que prevê que as forças a actuar na estrutura são inferiores àquelas que se obteriam para um comportamento elástico linear. Para contornar uma complexa análise elasto plástica da resistência e da ductilidade ou fragilidade de uma secção ou zona para cada esforço que nela se gera devido ao sismo, utiliza-se, de acordo com a regulamentação para dimensionamento sísmico, o conceito de coeficiente de comportamento, o qual permite aproveitar a facilidade de calcular toda a estrutura como se as forças de inércia que nela se desenvolvem fossem as correspondentes a um regime elástico linear, mas que diminui os efeitos destas de forma tão mais acentuada quanto maior for o valor do coeficiente de comportamento. Desta forma, este parâmetro aproveita não só a ductilidade da estrutura e a capacidade de a explorar (formação selectiva de rótulas plásticas), como considera também a capacidade de dissipação de energia por parte da estrutura. O EC8 permite determinar o coeficiente de comportamento (q) através da seguinte equação: (6.4) Com = (6.5) Sendo, q coeficiente de comportamento da estrutura; q 0 valor de base do coeficiente de comportamento; k w factor redutor que considera a influência das paredes no modo de rotura da estrutura; h wi altura da parede i; l wi largura da parede i. De acordo com os critérios definidos no EC8 (art.º ) constatou-se que o edifício caracteriza-se por uma irregularidade em altura e planta, consistindo numa estrutura de rigidez concentrada e exigindo um modelo de análise tridimensional. Como tal, o valor de q 0 é igual a 2,0, o qual deve ser reduzido em 20% devido à irregularidade em altura da estrutura. Como para o presente caso, o valor de k w é superior à unidade, este parâmetro é igual a 1,0. Posto isto, adopta-se um coeficiente de comportamento da estrutura igual a 1,6. O cálculo de todos os parâmetros utilizados na definição do espectro encontram-se expostos no Anexo A.1.3. Assim, de acordo com o artigo da NP EN1998:2009 (A.1.2), é possível traçar os 132

159 Sd (m/s 2 ) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais espectros de projecto, correspondentes ao Estado Limite Último, para as zonas sísmicas 1.3 e 2.3, representados na Fig Na análise dinâmica avalia-se isoladamente a resposta do sistema em cada direcção quando sujeito apenas a uma das componentes direccionais (x e y) dos espectros acima definidos. Realça-se o facto de os sismos também produzirem uma componente vertical da aceleração do solo. Contudo, não se considera justificável a sua contabilização no presente estudo, pois a estrutura não apresenta massas significativas não apoiadas e admite-se ainda que o hospital não se encontra próximo da zona epicentral. 6,0 5,0 Sismo 1 Sismo 2 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 0,0 0,2 1,0 T 2,0 3,0 4,0 (s) Fig Espectros de cálculo. A combinação modal reflecte a participação de cada um dos modos de vibração na resposta global da estrutura. Assim, neste trabalho, os efeitos sísmicos são determinados através da combinação quadrática completa (CQC) dos resultados modais dos primeiros 15 modos de vibração, os quais reflectem mais de 85% da resposta da estrutura. Como apenas se considera a acção sísmica a actuar isoladamente numa única direcção, a combinação direccional não é importante Análise Estática Determina-se a resposta do sistema de guias quando solicitado pelas forças estáticas transmitidas pelas guiadeiras, com especial foco nas acções estabelecidas no ASME A17.1 e pren Modelação da Acção Estática (Cabine e Contrapeso) As forças estáticas transmitidas pelas guiadeiras da cabine e do contrapeso à guia durante um evento sísmico, são definidas como cargas móveis, sendo modeladas com veículos tipos caracterizados por um par de forças aplicadas isoladamente segundo os eixos x e y da secção transversal da guia, e 133

160 distanciadas pelo comprimento existente entre as guiadeiras (L), esquematizado na Fig Assim, permite abranger um maior conjunto de posições do elevador. Note-se que para a situação B (direcção y) apenas se considera a actuação de uma única carga móvel. Para tal, define-se o caminho de carga introduzido por meio de lanes, correspondentes às zonas percorridas por cada roçadeira. L Fig Esquema do veículo tipo utilizando na definição da acção estática para a situação A. Tabela 6.12 Altura entre guiadeiras (L) consideradas na definição da acção sísmica. L (m) Cabine 3,74 Contrapeso 2,17 Segue-se a quantificação dos parâmetros utilizados na definição das acções de dimensionamento sísmico determinadas de acordo com os métodos preconizados no conjunto de regulamentos supramencionados. As acções consideradas baseiam-se nas massas expostas nas tabelas 6.11 e 6.12, referentes a cada componente. Para o sistema da cabine considera-se a sua massa acrescida de 40% da sua capacidade de carga. ASME A17.1 Consultando o mapa de zonamento sísmico de Portugal de acordo com o regulamento norte-americano (Fig. 5.8), constata-se que o novo Hospital de Cascais se encontra na zona 2. Como tal, identifica-se a aceleração de 0,25g a considerar na definição da acção sísmica. Note-se que a distância vertical entre guiadeiras é sempre superior a 65% do vão máximo (2,5 m), assim as massas da cabine e do contrapeso não são afectadas do factor correctivo Q. pren81-77:2010 Os parâmetros a considerar no cálculo do coeficiente sísmico são idênticos aos utilizados na definição dos espectros de cálculo acima referidos, uma vez que a pren81-77 baseia-se no EC8 e no 134

161 AN. Adopta-se ainda um coeficiente de comportamento (q a ) e de importância do equipamento (γ a ) igual a 2,0 e 1,0 respectivamente. Tendo em conta que o piso 0 encontra-se semi-enterrado ao longo da fachada Este, associado ao facto da laje ao nível do piso 1 apresentar deslocamentos correspondentes a cerca de 1/5 dos verificados no piso superior quando o modelo do edifício é solicitado pelo espectro de cálculo, admite-se que a base rígida localiza-se ao nível do piso 1. Posto isto, a altura da estrutura acima do solo é de 32 m (H) e o ponto z = 0 localiza-se à cota de 1,6 m relativamente à base da guia. De acordo com o exemplo proposto pela pré-norma europeia, analisa-se ainda a situação caracterizada por z máximo, correspondente à extremidade superior da guia, e considerando o sistema rígido (T a = 0). Guia para a Instalação de Equipamentos para Unidades de Saúde em Zonas Sísmicas De acordo com o zonamento sísmico e a classificação das estruturas preconizados no referido regulamento, conclui-se que o hospital em estudo insere-se na categoria D e localiza-se nas zonas Ib e II para a acção sísmica 1 e 2 respectivamente [51]. Desta forma, as acelerações do solo (a N ) a considerar no cálculo da força de dimensionamento caracterizam-se pelos valores de 2,5 e 3,5 m/s 2 para a zona Ib e II respectivamente. FEMA 450 Na seguinte tabela são expostos os coeficientes de comportamento (R p ) e de importância (I p ) do sistema de elevador, o factor de amplificação dinâmica (a p ) e o valor máximo de aceleração do espectro de resposta de projecto dividido pela aceleração gravítica (S DS ), necessários para a definição da acção de dimensionamento sísmico. Admite-se que a altura do edifício acima de uma base rígida é de 32 m. Tabela Parâmetros para a definição da acção de dimensionamento prescrita no FEMA 450. R p I p a p S DS Sismo 1 Sismo 2 2,5 1,5 1,0 0,52 0, Resultados a Verificar Para confrontar as metodologias de dimensionamento sísmico do sistema de guias, propostas nos documentos abordados nesta dissertação, realiza-se uma análise comparativa, com base nos seguintes parâmetros caracterizantes do comportamento destes elementos: 135

162 acelerações horizontais; momentos e tensões de flexão; deslocamentos horizontais Acelerações Determinam-se as acelerações induzidas pela acção sísmica com base na análise dinâmica modal por espectro de resposta de projecto, as quais são confrontadas com os valores determinados de acordo com o conjunto de metodologias abordadas. Este parâmetro adquire especial importância para sistemas com casa de máquinas no topo do edifício, onde as acelerações são, geralmente, máximas. É imperativo ter em conta que o método preconizado na pren81-77 apenas incorpora o efeito de amplificação das acelerações dependentes do período fundamental da estrutura (e do sistema). Além disso, a pré-norma europeia não considera explicitamente nenhum coeficiente de comportamento da estrutura. Como tal, incorpora o parâmetro q a, identificado como o coeficiente de comportamento do sistema de elevador, o qual traduz a redução das acelerações devido ao comportamento não linear da estrutura/sistema. O espectro de dimensionamento utilizado na análise dinâmica, vem afectado de coeficiente de comportamento do edifício (T T B ). Posto isto, é possível afirmar que ambas as metodologias, apesar de não comportarem coeficientes de valores exactamente iguais, permitem considerar indirectamente as consequências de entrada em regime não linear, tanto da estrutura como do sistema de elevador, garantindo-se um nível de coerência dos resultados obtidos. Relativamente ao código norte-americano coloca-se a questão do tipo de comportamento a considerar, uma vez que não é especificado qualquer tipo de coeficiente de comportamento ou semelhante. Numa primeira análise admite-se que a aceleração de dimensionamento de 0,25g já considera o comportamento não linear devido à estrutura ou ao próprio sistema de elevador Momentos Flectores e Tensões Os momentos flectores obtidos pela análise dinâmica, resultam da interacção guia estrutura e guia-cabine/contrapeso, esquematizadas na Fig. 6.31, relativamente às componentes que integram o comportamento sísmico das guias, identificadas na Fig

163 Parcela 1 (M 1) Parcela 2 (M 22) + Fig Diagrama de momentos flectores associados a cada uma das parcelas da Fig Note-se que para a secção a meio vão da guia os momentos impostos pelo deslocamento relativo entre brackets apresenta um impacto praticamente irrelevante na resposta global do sistema. No entanto, verifica-se a necessidade de alguma ponderação relativamente aos valores a considerar na avaliação comparativa. A parcela associada à deformação local da guia é obtida pela diferença entre os momentos resultantes da análise do modelo da guia com e sem elevador (M 2 -M 1 ), a qual deve vir acrescida do efeito do movimento dos pisos. No entanto, esta última componente vem afectada pelo coeficiente de comportamento, mas, na realidade, tratam-se de esforços gerados pelos deslocamentos relativos entre pisos, e, como tal, devem vir desafectados de q (M 1 xq). Assim, conjugando ambas as parcelas, obtém-se a equação (6.12). Considerando, (6.6) (6.7) Então, (6.8) (6.9) (6.10) 137

164 Sendo, M momentos flectores na guia devido ao posicionamento do elevador; M 1 momentos flectores resultantes da primeira análise linear (modelo de guia isolada) baseada no espectro de resposta de projecto; M 2 momentos flectores resultantes da segunda análise linear (modelo de guia com cabine/contrapeso) baseada no espectro de resposta de projecto; M 21 parcela de M 2 resultante do deslocamento entre pisos (igual a M 1 ); M 22 parcela de M 2 resultante das oscilações das massas concentradas, obtida pela subtracção directa entre os resultados da segunda e primeira análise; q coeficiente de comportamento da estrutura, igual a 1,6. Como elementos de aço, as guias caracterizam-se por uma capacidade resistente limitada pela cedência do material. As tensões geradas nas guias devido à actuação de massas sujeitas a um espectro de cálculo ou de forças estáticas são determinadas com base nos esforços de flexão acima calculados, os quais são relacionados através da seguinte expressão: (6.11) Note-se que na análise dinâmica, uma massa aplicada numa direcção e sujeita à correspondente componente direccional do espectro, também vai produzir momentos na direcção contrária, devido às características de torção próprias do edifício. Este efeito não é incorporado nas abordagens estáticas. No presente estudo, despreza-se a contribuição do esforço axial, uma vez que apresenta uma componente bastante reduzida. A combinação direccional das tensões é realizada com base na raiz quadrada da soma dos quadrados, definida na equação (6.12), uma vez que se considera ser mais condicionante. Salienta-se o facto da combinação de tensões considerada na pren81-77 basear-se na soma directa das componentes. (6.12) Sendo, ζ i tensões geradas na guia considerando a(s) massa(s) ou força(s) aplicada(s) segundo a direcção i (i = x, y); ζ combinação direccional das tensões produzidas na guia; ζ x e ζ y tensões geradas na guia considerando a(s) massa(s) aplicada(s) segundo a direcção x 138

165 e y respectivamente. M x e M y momentos flectores segundo o eixo x e y respectivamente; w x e w y módulos de flexão segundo ao eixo x e y respectivamente Deslocamentos Como elementos fixos ao edifício, as guias encontram-se sujeitas às deformações da própria edificação acrescidas aos deslocamentos provocados pelas vibrações, induzidas pela cabine e contrapeso. Este parâmetro comporta uma importância significativa em garantir a funcionalidade do sistema de elevadores, uma vez que a deformação das guias condiciona a adequada orientação do movimento vertical dos componentes. De acordo com o art.º do EC8, o cálculo dos deslocamentos resultantes da acção sísmica baseada no espectro de resposta de projecto resulta da multiplicação pelo coeficiente de comportamento da estrutura (q). Porém, relembra-se que este procedimento não é contabilizado na abordagem definida pela pré-norma europeia, uma vez que os deslocamentos continuam afectados do coeficiente de comportamento do sistema (q a ), resultando em deslocamentos menores, o que limita a viabilidade da comparação directa entre análises. Posto isto, os deslocamentos a considerar da análise dinâmica derivam do deslocamento entre brackets consecutivos (d a ), devido ao movimento dos pisos, e à deformação interna do troço da guia considerada sob a acção da cabine ou contrapeso (d b ). Assim, recorre-se às seguintes expressões: (6.13) (6.14) (6.15) (6.16) (6.17) Sendo, d deslocamento total da guias devido à acção sísmica; 139

166 d 1 deslocamento resultante da primeira análise linear (modelo de guia isolada) baseada no espectro de resposta de projecto; d i deslocamento resultante da primeira análise linear (modelo de guia isolada) baseada no espectro de resposta de projecto, ao nível do bracket i localizado sob o ponto onde se pretende determinar d; d 2 deslocamento resultante da segunda análise linear (modelo de guia com cabine/contrapeso) baseada no espectro de resposta de projecto; q coeficiente de comportamento da estrutura ANÁLISE DE RESULTADOS Forças Estáticas de Dimensionamento Sísmico Nos seguintes gráficos são expostas as acções de dimensionamento sísmico estabelecidas para o sistema de guias pelos vários documentos abordados, ao longo das 28 posições. Com base no modelo de elementos finitos de viga contínua, determinaram-se os períodos fundamentais do sistema para cada posição da cabine e do contrapeso e direcção de aplicação das massas (ver Anexo A.3.2). Os valores apresentados nos gráficos das figuras 6.32 e 6.33 correspondem às forças máximas transmitidas a cada guia da cabine e do contrapeso ao nível das roçadeiras, paralelamente à alma da secção transversal da guia (mais condicionante), para a acção sísmica 1 (S1) e 2 (S2) e tendo em conta a distribuição vertical da massa de cada componente. Para a situação A, a acção é definida com base numa aceleração máxima associada à cota da guiadeira superior. O eixo das abcissas corresponde à distância ao longo da altura da guia (sentido ascendente). 140

167 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais 30,0 30,0 35,0 25,0 25,0 30,0 20,0 20,0 25,0 15,0 15,0 20,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 Força Força Força (a) (kn) (b) (kn) (c) (kn) 0,0 Fig Forças estáticas de dimensionamento sísmico transmitidas a cada guia da cabine segundo y: (a) situação A (guiadeira inf.); (b) situação B (guiadeira inf.); (c) situação B (guiadeira sup.). 141

168 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 Força Força Força (a) (kn) (b) (kn) (c) (kn) Fig Forças estáticas de dimensionamento sísmico transmitidas a cada guia do contrapeso segundo y: (a) situação A (guiadeira inf.); (b) situação B (guiadeira inf.); (c) situação B (guiadeira sup.). 0,0 Os gráficos apresentados permitem visualizar a evolução da força de dimensionamento sísmico em função da localização da cabine ou do contrapeso na guia, sendo constante segundo a metodologia preconizada no ASME A17.1 e Davidovici [40]. Para as restantes abordagens, a acção é máxima ao nível da posição mais elevada, como seria espectável, uma vez que as acelerações, em geral, aumentam com a altura do edifício. Ao contrário do que se verifica em Davidovici [40] e APFS 90 [3], o sismo tipo 1 traduz a acção mais condicionante em ambos os tipos de guias. Como consequência da elevada massa associada ao sistema do contrapeso, e respectiva distribuição, é possível realmente constatar que este elemento se encontra sujeito a uma maior solicitação aquando um sismo. Numa primeira observação, facilmente se constata o carácter majorativo da acção de Davidovici [40] (S2) ao longo de toda a altura das guias. No entanto, este método pode apresentar-se excessivamente conservativo, comprometendo a adequabilidade e a optimização do processo dimensionamento, resultando assim no sobredimensionamento do sistema. 142

169 A acção determinada de acordo com a pren81-77 apresenta uma evolução bastante semelhante à obtida pelo FEMA 450 e próxima do ASME A17.1, porém, apresenta-se sempre como a mais conservativa. Nos gráficos expostos, o FEMA 450 (S2) e o ASME A17.1 fornecem valores mínimos para os pisos inferiores e superiores respectivamente. Geralmente, esta transição ocorre no terço intermédio das guias (10 a 20 metros), onde os vãos apresentam idêntico comprimento. Na posição correspondente ao último piso (posição 28), observa-se ainda, em ambas as guias, uma elevada proximidade entre as acções determinadas de acordo com a APFS 90 (S2) [3] e Davidovici (S1) [40]. De uma forma geral, em termos de quantificação da acção de dimensionamento, a metodologia proposta pela pren81-77, apresenta uma índole mais conservativa para ambos os sistemas comparativamente com o método prescrito no ASME A17.1 e FEMA 450. Contudo, apresenta valores inferiores relativamente à acção definida na APFS 90 [3] e Davidovici [40]. Estas discrepâncias devem-se à ausência ou incorporação de diferentes coeficientes de comportamento, associado a distintas amplificações da aceleração com a cota do equipamento e ainda a influência da interacção entre a estrutura e o sistema em estudo, nomeadamente o efeito de ressonância. Este último é incorporado nas metodologias baseadas no EC8 (pren81-77) pela relação T a /T 1 e do APFS 90 [3] através de S f Acelerações Nas seguintes figuras expõem-se os gráficos representativos da envolvente de acelerações gerada em cada guia. Apenas são expostos os resultados derivados da acção sísmica 1, uma vez que se apresenta como a mais condicionante. Para a situação A, as acelerações determinadas de acordo com a pren81-77 correspondem ao valor máximo associado à guiadeira superior. Assim, de forma a considerar a situação mais desfavorável, admite-se igual aceleração na roçadeira superior e inferior. Contudo, como estas ocupam posições distintas na guia e, no caso do contrapeso, estão associadas a diferentes forças, representa-se graficamente a aceleração para cada guiadeira. 143

170 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,0 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 Aceleração Aceleração (a) (g) (b) (g) (c) 0,0 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 Aceleração (g) Fig Envolvente das acelerações ao longo da guia da cabine geradas pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B. 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 Aceleração Aceleração Aceleração (a) (g) (b) (g) (c) (g) Fig Envolvente das acelerações ao longo da guia do contrapeso geradas pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B. 144

171 Tabela Acelerações máximas na guia associadas ao movimento dos pisos, obtidas em cada análise para a situação A (sismo 1). a x (g) a y (g) Guia ASME SAP 2000 (EC8) G. Inf. pren81-77 G. Sup. z max (T a =0) SAP 2000 (EC8) G. Inf. pren81-77 G. Sup. z max (T a =0) T125B 0,39 0,39 0,25 0,44 0,37 0,40 T82A 0,39 0,39 0,37 Tabela Acelerações máximas na guia associadas ao movimento dos pisos, obtidas em cada análise para a situação B (sismo 1). a y (g) Guia ASME SAP 2000 (EC8) G. Inf. pren81-77 G. Sup. z max (T a =0) T125B 0,36 0,39 0,25 0,40 T82A 0,37 0,38 0,37 Com base na discrepância dos resultados obtidos, constata-se a existência de um aspecto em que metodologias analisadas não são comparáveis, nomeadamente a amplificação local da resposta das guias, a qual está associada à existência de modos de vibração locais destes elementos, representados pelos picos de aceleração correspondentes aos pontos de localização das roçadeiras. Este efeito, apenas considerado na análise dinâmica, chega mesmo a ultrapassar os valores de aceleração verificados nos pisos de topo. Estas amplificações são bastante acentuadas, nomeadamente, no sistema do contrapeso (direcção y), o qual se caracteriza por maiores massas e a uma menor rigidez. Contudo, ao considerar uma distribuição vertical da massa da cabine idêntica à do contrapeso, o comportamento do sistema aumenta significativamente (ver anexo A.3.3). Desta forma, procede-se à análise comparativa das metodologias com base, apenas, na amplificação de acelerações em função do período fundamental do edifício e do sistema, representada pelos traçados Guia sem Cabine e Guia sem Contrapeso. Assim, verifica-se que ambas as guias apresentam um comportamento análogo, uma vez que dependem das vibrações induzidas pelo edifício ao sistema, não tendo qualquer influência a massa e 145

172 distribuição dos componentes. Curiosamente, constata-se que, de acordo com a classificação de elevadores prescrita na pren81-77, o sistema encontra-se inserido na classe 3, contudo a aceleração definida pelo ASME A7.1 corresponde a um sistema de classe 2. Porém, a pré-norma impõe um dimensionamento sísmico das guias para ambas as categorias. A representação gráfica dos resultados concernentes à pren81-77, permitem verificar a evolução linear das acelerações ao longo do elemento, acompanhando a tendência observada nas guias isoladas. No sistema do contrapeso esta linearidade encontra-se de forma menos patente, observando-se um comportamento mais conservativo associado à maior massa, o que afecta os períodos fundamentais do sistema em função das diferentes posições consideradas. A metodologia preconizada na pré-norma europeia não abrange os resultados obtidos pela (primeira) análise dinâmica apenas ao nível dos pisos de topo, onde as acelerações da estrutura são máximas e onde se encontram instalados a unidade motriz e de controlo, excedendo o valor máximo de 0,39 g, o qual não considera o sistema totalmente rígido (T a 0). Relativamente ao código norte-americano, admitindo um comportamento não linear devido à estrutura ou ao próprio sistema de elevador, verifica-se que o valor de 0,25g (zona 2) é bastante inferior aos resultados obtidos pela análise dinâmica para a metade superior da guia, apresentando um comportamento menos conservativo comparativamente com a pren Desta forma, a aceleração verificada no topo do sistema transcende largamente o valor de dimensionamento estipulado no ASME A17.1. Este aspecto sugere que o valor de pico de 0,25g não incorpora o efeito de amplificação das acelerações com a altura do edifício. Coloca-se ainda a questão da adequabilidade do nível de disparo do interruptor sísmico proposto pelos vários regulamentos, destacando-se o valor 0,15g e 0,10g do ASME A17.1 e pren81-77 respectivamente. O primeiro considera o sensor instalado na casa de máquinas (pisos superiores) onde são registadas acelerações máximas de 0,44g, traduzindo-se na activação do dispositivo. Na pré-norma, o sensor é colocado ao nível dos pisos inferiores. Curiosamente, observa-se que ao nível do primeiro bracket são registadas acelerações no valor de 0,03g em ambos os sistemas, o qual é inferior ao limite de activação preconizado na pren Contudo, as envolventes representadas nos gráficos das figuras 6.34 e 6.35 obtidas pela análise dinâmica, apenas incorporam a aceleração relativa, desprezando a aceleração do solo. Este aspecto justifica o facto de este parâmetro ser nulo na base do sistema, onde deveria ser igual à aceleração do solo, o que também implicaria um incremento das acelerações nos pisos inferiores Momentos Flectores Nas figuras 6.36 e 6.37 traçam-se as envolventes dos momentos de flexão na guia da cabine e do contrapeso obtidas pelas análises dinâmica e estáticas, considerando ambas as situações (A e B). 146

173 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais Na análise dinâmica, a forte componente de torção característica do edifício, também provoca momentos nas guias segundo a direcção de aplicação das massas, porém os seus valores não se encontram ilustrados nos seguintes gráficos, uma vez que, de uma forma geral, são menos condicionantes. Os resultados referentes à pren81-77 encontram-se representados para ambas as guiadeiras, sendo a inferior a mais condicionante, no caso do contrapeso, uma vez que está associada a maiores massas. Como já foi referido, admite-se igual aceleração ao nível de ambas as roçadeiras, adoptando o valor máximo para cada posição, o qual é definido pela localização da guiadeira superior, uma vez que se encontra a uma cota mais elevada. No sistema da cabine, para a situação B (Fig. 6.36), a envolvente das tensões máximas geradas pela acção sísmica definida de acordo com o ASME A17.1 é representada sem referir qual a guiadeira com que estabelece contacto com a guia, uma vez que as massas a que se encontram associadas são idênticas. Assim, admite-se que o contacto pode ocorrer em qual parte da guia, permitindo obter resultados mais extensos. Note-se que os valores de M x e M y correspondem aos momentos gera dos nas guias considerando a massa aplicada segundo x e y respectivamente. 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 Mx My My (a) (knm) (b) (knm) (c) (knm) Fig Envolvente dos momentos flectores ao longo da guia da cabine gerados pelo sismo tipo 1 em função da direcção de aplicação das massas: (a) x, situação A; (b) y, situação A; (c) y, situação B. 0,0 147

174 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 0,0 2,0 4,0 6,0 Mx My My (a) (knm) (b) (knm) (c) (knm) Fig Envolvente dos momentos flectores ao longo da guia do contrapeso gerados pelo sismo tipo 1 em função da direcção de aplicação das massas: (a) x, situação A; (b) y, situação A; (c) y, situação B. 0,0 Tabela Limites máximos e mínimos do comprimento dos vãos e dos momentos de inércia da secção transversal da guia respectivamente de acordo com o estipulado no ASME A17.1 (sem apoios intermédios). Guia l max (m) I min (cm 4 ) ASME A17.1 ASME A17.1 Sistema Real Sistema Real x y I xx I yy I xx I yy T125B 14,55 28,29 8,56 4,28 151,00 159,00 2,50 T82A 4,89 7,09 19,37 8,35 49,40 30,50 148

175 Tabela 6.17 Momentos flectores máximos na guia obtidos em cada análise para a situação A (sismo 1). M x (knm) M y (knm) Guia ASME SAP 2000 (EC8) G. Inf. pren81-77 G. Sup. z max (T a =0) ASME SAP 2000 (EC8) G. Inf. pren81-77 G Sup. z max (T a =0) T125B 0,48 0,86 1,63 0,84 0,95 1,37 0,82 1,69 T82A 0,73 1,63 1,25 0,62 1,30* 1,47 3,63 2,49 1,24 2,61* *Acção transmitida ao nível da roçadeira inferior Tabela Momentos flectores máximos na guia obtidos em cada análise para a situação B (sismo 1). M y (knm) Guia G. Inf. ASME G. Sup. SAP2000 (EC8) G. G. Inf. Sup. G. Inf. pren81-77 G. Sup. z max (T a =0) T125B 1,47 1,37 1,32 1,51 1,63 1,69 T82A 1,47 0,73 5,33 1,52 2,37 1,24 2,61* *Acção transmitida ao nível da roçadeira inferior Com base no conjunto de esforços obtidos pela análise dinâmica e representados graficamente, verifica-se que grande parte dos momentos de flexão estão associados à deformação local da guia, constatando-se a ocorrência de picos máximos ao longo do elemento, nomeadamente nas zonas a meio vão. A situação B (guiadeira infeiror) constitui o cenário mais condicionante, nomeadamente no sistema do contrapeso, onde os valores máximos determinados de acordo com a pré-norma são sobrepujados pontualmente, independentemente da situação considerada. No sistema da cabine, para a situação A, a pren81-77 não garante a segurança ao nível da zona inferior da guia, ou considerando uma distribuição de massa igual à adoptada para o contrapeso (ver anexo A.3.3). Contrariamente ao verificado nas acelerações obtidas pela análise dinâmica, constata-se que a situação mais condicionante em termos de momentos flectores, encontra-se associada às massas concentradas aplicadas segundo a direcção y. Esta situação deve-se ao facto dos esforços analisados incorporarem os efeitos relacionados com o contacto entre a guia e a cabine/contrapeso e o movimento entre pisos. 149

176 Os valores determinados pelo código norte-americano são máximos para a situação B (massas aplicadas segundo y), embora apresentem-se largamente inferiores aos momentos flectores obtidos pela pren81-77 e pela análise dinâmica para o sistema do contrapeso. Este aspecto aponta para uma abordagem pouco conservativa. Na guia da cabine, mais especificamente para a situação B, os resultados impõem-se à resposta dinâmica do sistema, mas sempre abrangidos pelos valores máximos da pren Consultando a Tabela 6.16, verifica-se que os requisitos mínimos e máximos de inércia e de espaçamento entre brackets, respectivamente, determinados de acordo com o ASME A17.1 considerando a massa total do componente, encontram-se respeitados. Assim, a metodologia norte-americana garante que o sistema em estudo é suficientemente resistente para suportar em segurança a acção sísmica considerada. No entanto, esta afirmação, e consequentemente as expressões apresentadas na secção 5.4.2, não estão em conformidade com o comportamento dinâmico apresentado pelo sistema. Este aspecto levanta questões referentes à eficácia e adequabilidade da aplicação da metodologia de dimensionamento sísmico das guias, podendo comprometer a segurança do elevador Tensões de Flexão As envolventes das tensões de flexão ilustradas nas figuras 6,38 e 6.39, resultam do efeito combinado dos momentos segundo ambas as direcções, englobando ainda os esforços associados à forte componente de torção própria da estrutura. É importante ter em mente que este aspecto não se encontra contemplado nas análises estáticas. 150

177 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais 35,0 35,0 30,0 30,0 25,0 25,0 20,0 20,0 15,0 15,0 10,0 10,0 5,0 5,0 0,0 0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0 Tensão (a) (MPa) 0,0 0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0 Tensão (b) (MPa) Fig Envolvente das tensões de flexão na guia da cabine geradas pelo sismo tipo 1: (a) situação A; (b) situação B. 35,0 35,0 30,0 30,0 25,0 25,0 20,0 20,0 15,0 15,0 10,0 10,0 5,0 5,0 0,0 0,0 100,0 200,0 300,0 400,0 Tensão (a) (MPa) 0,0 0,0 200,0 400,0 600,0 Tensão (b) (MPa) Fig Envolvente das tensões de flexão na guia do contrapeso geradas pelo sismo tipo 1: (a) situação A; (b) situação B. 151

178 Tabela 6.19 Tensões de flexão máximas na guia obtidas em cada análise para a situação A (sismo 1). σ (MPa) Guia ASME SAP 2000 (EC8) G. Inf. pren81-77 G. Sup. z max (T a =0) T125B 40,98 74,04 66,56 58,25 T82A 175,03 388,76 268,48 129,91 253,92* *Acção transmitida ao nível da roçadeira inferior Tabela Tensões de flexão máximas na guia obtidas em cada análise para a situação B (sismo 1). σ (MPa) Guia G. Inf. ASME G. Sup. G. Inf. SAP2000 (EC8) G. Sup. G. Inf. pren81-77 G. Sup. z max (T a =0) T125B 59,18 74,04 72,53 61,72 66,56 63,23 T82A 164,08 114,39 545,18 223,25 263,70 129,17 231,22* *Acção transmitida ao nível da roçadeira inferior Mais uma vez, é bastante evidente o comportamento condicionante da guia T82A, nomeadamente para a situação B. Este facto resulta não só dos maiores esforços associadas à elevada massa do elemento, assim como das suas características geométricas, tais como, menor área da secção transversal e menor inércia, traduzindo-se numa menor rigidez do sistema, comparativamente com o da cabine. A resposta dinâmica da guia do contrapeso excede largamente as tensões determinadas de acordo com a pren81-77 (e ASME A17.1), atingindo valores bastante elevados na ordem dos 389 e 545 MPa para a situação A e B respectivamente, os quais são obviamente superiores à tensão de cedência do material (370 MPa). É importante ter em conta que metodologia preconizada na pré-norma europeia considera o efeito conjunto da força sísmica com outras acções (excentricidade de cargas), o que resultaria num incremento deste parâmetro. Relativamente à guia da cabine, verifica-se que a metodologia preconizada no ASME A17.1 apresenta um comportamento bastante similar ao obtido pela análise dinâmica, contudo a segurança não é garantida, nomeadamente ao nível dos primeiros brackets, uma vez que estão associados a 152

179 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais menores vãos. Constata-se que a tensão determinada pela pré-norma para z máximo é sempre inferior à cedência do material. Note-se que a tensão máxima obtida de acordo com a acção definida na ASME A17.1, não excede o valor de 75 MPa, o qual é inferior ao limite de 88% da tensão de cedência. Constata-se que as tensões máximas não ocorrem no topo das guias, ao contrário do que se verifica ao nível da estrutura, onde as acelerações tendem a ser superiores nos pisos mais elevados. Uma justificação para estes resultados consiste no facto do posicionamento da cabine e do contrapeso nas guias afectarem significativamente as características dinâmicas do sistema, revelando-se como um factor condicionante no seu dimensionamento sísmico. Aponta-se ainda para o facto da tensão de cedência de 370 MPa ser inferior ao valor mínimo regulamentado no código americano (380 MPa) Deslocamentos Os gráficos que se seguem traduzem a envolvente dos deslocamentos das guias resultantes apenas do contacto das guiadeiras da cabine e do contrapeso (deformação local), com base nas posições previamente estipuladas. 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 0,5 1,0 1,5 0,0 1,0 2,0 3,0 0,0 1,0 2,0 3,0 dx dy dy (a) (mm) (b) (mm) (c) (mm) 0,0 Fig Envolvente dos deslocamentos resultantes da deformação local da guia da cabine, gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y situação A; (c) segundo y, situação B. 153

180 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 5,0 10,0 0,0 5,0 10,0 15,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 dx dy dy (a) (mm) (b) (mm) (c) (mm) Fig Envolvente dos deslocamentos resultantes da deformação local da guia do contrapeso gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B. 0,0 Tabela 6.21 Deslocamentos máximos na guia (associados à sua deformação local) obtidos em cada análise para a situação A. d x (mm) d y (mm) ASME SAP 2000 G. Inf. pren81-77 G. Sup. z max (T a =0) ASME SAP 2000 G. Inf. pren81-77 G Sup. z max (T a =0) T125B 0,6 1,1 1,2 1,1 1,4 2,6 2,5 2,3 T82A 2,2 7,2 9,5 4,1 8,9 3,1 10,8 11,7 5,8 11,1* *Ao nível da roçadeira inferior 154

181 Tabela Deslocamentos máximos na guia (associados à sua deformação local) obtidos em cada análise para a situação B. d y (mm) ASME SAP2000 pren81-77 G. Inf. G. Sup. G. Inf. G. Sup. G. Inf. G. Sup. z max (T a =0) T125B 2,2 2,5 2,3 2,3 2,5 2,6 T82A 3,1 1,6 16,3 5,5 11,1 5,8 11,1* *Ao nível da roçadeira inferior Como seria de esperar, as flechas máximas verificam-se nas proximidades das zonas de meio vão, sobretudo nos primeiros e últimos vãos de 2,5 m de comprimento, e não no topo da guia. De uma forma geral, independentemente da situação e direcção consideradas, consta-se que os deslocamentos gerados na guia T82A e T125B são superiores aos determinados pelo ASME A17.1. Para o sistema do contrapeso, a situação B retrata o cenário mais condicionante, excedendo em cerca de 5 mm o deslocamento máximo determinado pela pren Já na guia da cabine os valores máximos determinados de acordo com a pré-norma encontram-se muito próximos dos obtidos pela análise dinâmica. Contudo, os gráficos das figuras 6.40 e 6.41 não consideram o efeito associado ao deslocamentos entre brackets, o qual relacionado com os movimentos dos pisos. No anexo A.3.4 são representados graficamente os deslocamentos totais das guias, verificando que a parcela associada aos deslocamentos entre pisos apresenta-se bastante significativa, o que aponta para a inviabilização de ambas as abordagens. Este parâmetro deve desempenhar um papel importante no dimensionamento sísmico dos sistemas de elevadores, uma vez que a deformação das paredes da caixa interfere substancialmente na manutenção da operacionalidade do sistema. Como tal, os resultados sugerem que a pren81-77 não garante a segurança do sistema face à acção sísmica, uma vez que não considera esta parcela. Assim, verifica-se que o dimensionamento sísmico dos sistemas de elevadores depende fortemente da resposta do próprio sistema estrutural aquando um sismo. O impacto desta componente pode ser consideravelmente reduzido caso o método de dimensionamento estrutural do edifício considere a limitação necessária das deformações dos elementos resistentes que integram a caixa de elevador, face à acção sísmica. No entanto, é necessário ter em conta que os deslocamentos obtidos pela pren81-77 continuam afectados do coeficiente de comportamento do elevador, o que resulta em menores deformações. 155

182 6.7. CONSIDERAÇÕES FINAIS As análises elaboradas revelam uma notória divergência de comportamentos entre os dois sistemas de guias, cabine e contrapeso, evidenciando e reforçando a sensibilidade inerente deste último face à acção sísmica. Contudo, considerando para a cabine uma distribuição de massa vertical idêntica à admitida para o contrapeso, verifica-se que ambos os sistemas apresentam um comportamento similar, pelo que este parâmetro aparente desempenhar um papel importante na sua resposta face à acção sísmica. Também as características dinâmicas da estrutura afectam fortemente a resposta do sistema, uma vez que as tensões máximas geradas nas guias não ocorrem necessariamente nos pisos de topo. A análise qualitativa referente ao ASME A17.1, aponta para uma metodologia de carácter não conservativo, uma vez que se baseia numa aceleração de pico de 0,25g, cujo valor aparenta não considerar os efeitos de amplificação com a altura ocupada pelo elemento no edifício. Desta forma, os resultados obtidos para o caso de estudo permitem questionar o nível de segurança proporcionado por esta metodologia no dimensionamento das fixações dos equipamentos e mesmo do próprio sistema de guia para sismos com um elevado período de retorno. Este aspecto pode resultar em graves consequências no âmbito da sua integridade e operacionalidade após um evento sísmico. No entanto, a falta de informação referente ao tipo de comportamento adoptado na formulação da metodologia preconizada no ASME A17.1, pode comprometer avaliação comparativa. A abordagem europeia, ao não contemplar na íntegra o efeito associado ao movimento dos pisos do edifício e à deformação local da guia, aparentemente não permite garantir a segurança e integridade de ambos os sistemas, com particular destaque para o contrapeso, o qual comporta uma massa superior relativamente à cabine. No entanto, é necessário ter presente que a análise realizada assenta num caso singular e que o modelo pode não retratar totalmente um comportamento verosímil do sistema. Este aspecto pode justificar as elevadas amplificações locais acima verificas, comprometendo, assim, a análise comparativa. Reconhece-se ainda que a pré-norma europeia apresenta-se mais conservativa comparativamente com o ASME A

183 7. CONCLUSÕES 7.1. CONSIDERAÇÕES GERAIS O incremento exponencial da procura de cuidados médicos, verificado após os eventos sísmicos, torna imprescindível que as instalações hospitalares apresentem as suas capacidades e serviços, considerados prioritários, totalmente activos. Como tal, consciencializa-se para a importância dos sistemas de elevadores na dinâmica de funcionamento de um hospital, procurando-se garantir a sua operacionalidade deste meio de transporte vertical com base na optimização do seu dimensionamento face à acção sísmica. Na presente dissertação, analisou-se o desempenho sísmico dos elevadores, procurando-se identificar os componentes mais susceptíveis. Este processo tem como base uma recolha exaustiva dos danos e das suas causas associadas, registados em oito terramotos ocorridos nos últimos 50 anos, essencialmente nos EUA e Japão. Foram enunciados grande parte dos estudos numéricos e experimentais desenvolvidos nos últimos anos e disponíveis na língua Inglesa e Espanhola, no âmbito do comportamento sísmico dos elevadores. Estas pesquisas estão direccionadas para a problemática associada à interacção guia-contrapeso, identificando os parâmetros que influenciam a resposta do sistema. Abordaram-se métodos de dimensionamento sísmico abrangentes aos elementos não estruturais, realçando o ASME A17.1 e pren81-77, pela sua especificidade para sistemas de elevadores. No âmbito da temática desta dissertação, realizou-se uma análise qualitativa e comparativa, na qual se procurou confrontar um conjunto metodologias de dimensionamento sísmico do sistema de guias, preconizados em alguns dos regulamentos abordados na presente dissertação pren81-77 e ASME A17.1. Tendo-se optado como base de comparação, o comportamento sísmico de um sistema instalado no novo Hospital de Cascais, determinado através de uma análise modal com espectro de dimensionamento, preconizado na NP EN1998:2009 [45]. Esta análise dinâmica foi realizada com base num modelo de elementos finitos, desenvolvido no programa SAP2000 (versão 12), na sua forma mais simplista, considerando os contactos entre a guia e as guiadeiras da cabine e do contrapeso, como massas concentradas. Assim, optou-se por não considerar a influência da velocidade vertical, excentricidades de carga, a flexibilidade das guiadeiras e brackets, bem como as distâncias livres entre estes, as quais constituem aspectos que introduzem não linearidades características do sistema em estudo. Estas medidas destinam-se validar a comparação directa dos resultados, sem comprometer a integridade da análise. Também se optou por limitar o nível de complexidade do edifício, definindo-se uma estrutura hipotética, baseada no corpo central do hospital. 157

184 Desta forma, considera-se a estrutura como um sistema primário e, no seu interior, mais especificamente no núcleo central, um sistema secundário representativo do conjunto guia-cabine e guia-contrapeso. Este processo permite contabilizar, simultaneamente, os efeitos associados ao movimento dos pisos da estrutura (interacção edifício-guia) e ao contacto pontual entre a cabine/contrapeso e a guia (interacção guia-elevador). Os resultados obtidos representam o comportamento do sistema para um total de 28 posições, referenciadas pela localização da guiadeira inferior ao nível dos pisos, dos brackets e meia distância entre estes, fundamentadas pelo conceito de linhas de influência. Na aplicação da metodologia preconizada no código ASME A17.1 (abordagem estática), considerou-se o contacto entre os componentes e a guia como cargas pontuais definidas como veículos, abrangendo assim uma gama de posições mais extensa. Os parâmetros utilizados como base de comparação no processo de avaliação das metodologias estudadas consistem nas acelerações, momentos flectores (e tensões) e deformações CONCLUSÕES De uma forma geral, dado o escasso número de vítimas mortais nos elevadores verificados nos terramotos supramencionados, constata-se que estes sistemas desempenham um papel favorável na protecção da vida humana. Contudo, a gravidade dos danos materiais observados nos diversos componentes, contribuem para a interrupção do funcionamento do sistema, o que compromete o acesso vertical nas edificações e acarreta importantes consequências económicas e sociais. No entanto, a introdução de interruptores sísmicos e sensores de descarrilamento do contrapeso, permitiu minimizar os danos resultantes de eventos sísmicos, contribuindo, assim, para uma maior segurança destes sistemas. A utilização do interruptor sísmico apresenta algumas limitações, das quais se destaca, a necessidade de inspecção por um técnico, para restabelecer a operacionalidade do sistema após a sua activação, o que num cenário sísmico, se pode revelar bastante moroso e comprometer o funcionamento dos hospitais. Actualmente, os elevadores podem ser classificados, de acordo, com o seu mecanismo de funcionamento, essencialmente em hidráulicos e eléctricos de tracção. Nesta dissertação, realizou-se uma análise comparativa destes dois sistemas de elevadores num cenário sísmico. Assim, no que concerne aos elevadores hidráulicos evidenciam-se como principais características: aparenta menor susceptibilidade à acção sísmica possivelmente associada à ausência de contrapeso e à instalação da casa de máquinas em pisos inferiores (sujeita a menores acelerações); 158

185 maior simplicidade de instalação; menor custo; percurso limitado (máximo 7 pisos modelos in-ground); vazamento do fluído hidráulico (impacto ambiental); Em relação aos elevadores eléctricos de tracção destaca-se: maior susceptibilidade à acção sísmica (sistema do contrapeso); maior velocidade; aplicável também a estruturas altas; A recolha e análise dos danos ocorridos em grandes eventos sísmicos no último século, permitiu concluir que o sistema de contrapeso é o mais sensível à acção sísmica, sendo o seu descarrilamento o dano mais frequentemente observado. No entanto, para além deste tipo de dano, constata-se a presença de diversas falhas em outros componentes do elevador, o que evidencia uma vulnerabilidade sísmica do sistema em termos globais. O número limitado de estudos referentes ao desempenho sísmico do elevador e a sua análise redutora (baseada principalmente no estudo do comportamento do sistema de contrapeso-guia), alimentam a necessidade do desenvolvimento de futuras pesquisas centradas na resposta sísmica de todos os componentes vulneráveis a estes fenómenos naturais, tendo em conta as suas complexidades e abrangendo não só os sistemas de tracção como os hidráulicos. Refere-se ainda a necessidade de localização e caracterização dos edifícios que comportam os elevadores afectados, com o intuito de estabelecer uma correlação entre a intensidade da acção sísmica no local e os danos sofridos pelos componentes. Na presente dissertação, abordou-se uma série de regulamentos, actualmente aplicados a nível nacional e internacional, destinados a padronizar as metodologias de dimensionamento sísmico que visam garantir a segurança do sistema de elevadores e seus ocupantes. Deu-se particular destaque aos procedimentos do ASME A17.1 [5] e pren81-77 [49]. Com o intuito de aplicar e confrontar estas metodologias para aferir a sua validade, foi desenvolvido um caso de estudo, tendo como referência o novo Hospital de Cascais e o sistema de tracção aí instalado. Com base nas análises realizadas comprova-se o carácter condicionante do sistema do contrapeso no âmbito do dimensionamento sísmico dos elevadores, devido, essencialmente, à elevada massa que comporta, e à forma como esta é distribuída. Constatou-se que o comportamento do sistema de guias depende dos seguintes aspectos: 159

186 características dinâmicas da estrutura, uma vez que as vibrações induzidas pela acção sísmica ao edifício através dos vários brackets que fixam as guias às paredes das caixa; posição da cabine/contrapeso, os quais afectam as características dinâmicas do sistema, nomeadamente nas posições a meio vão. A acção de dimensionamento deverá também ter em conta os seguintes parâmetros: zonamento sísmico; tipo de solo; localização do componente na edificação; funcionalidade da estrutura; importância do equipamento na operacionalidade do edifício; localização do componente na edificação. Os valores determinados de acordo com o ASME A17.1 apontam para um comportamento não conservativo, associado ao facto de não considerar os efeitos acima referidos. Desta forma, o código norte-americano aparentemente não evidência aplicabilidade a nível nacional, no âmbito do dimensionamento sísmico do sistema de guias da cabine e do contrapeso. Os resultados referentes à pren81-77, apontam para uma metodologia que não permite garantir a segurança dos sistemas de guia face a acção sísmica caracterizada por um elevado período de retorno, uma vez que não é válida para o caso de estudo. Todavia, o sistema de cabine, caracterizado por um coeficiente de distribuição de massa vertical igual a 1/2, apresenta um comportamento próximo do limite definido na pré-norma Europeia. Desta forma, conclui-se a necessidade de elaborar análises dinâmicas do elevador no sistema estrutural para realizar um adequado dimensionamento deste face à acção sísmica. As discrepâncias entre análises podem ser justificadas pelos seguintes aspectos: incorporação dos efeitos associados à deformação local da guia entre pisos, associada ao posicionamento da cabine/contrapeso, apenas na análise dinâmica; consideração de diferentes valores de coeficientes de comportamento, que traduzem o comportamento não linear da estrutura ou do elevador; atribuição de uma reduzida importância do sistema de elevadores na operacionalidade da instalação hospitalar; excessivos movimentos dos pisos, que podem comprometer a operacionalidade dos elevadores, o que aparentemente nem sempre é considerado na abordagem europeia e norte-americana. Contudo, com base num adequado dimensionamento do sistema estrutural é possível limitar as deformações da caixa e garantir o seu funcionamento. Este facto vem realçar a importância que o trabalho conjunto entre engenheiros civis e as empresas de 160

187 elevadores comporta na optimização do comportamento sísmico destes sistemas, nomeadamente em instalações hospitalares. A optimização do comportamento sísmico do edifício e da distribuição vertical da sua massa aparenta afectar favoravelmente o sistema de guias, podendo tornar viável o dimensionamento sísmico definido na pré-norma europeia. No entanto, é necessário ter em conta que as conclusões retiradas nesta dissertação baseiam-se num caso singular RECOMENDAÇÕES FUTURAS A pren81-77 apresenta um especial interesse a nível nacional, constituindo, aparentemente, o primeiro regulamento europeu destinado a introduzir requisitos específicos de dimensionamento e instalação face à acção sísmica para sistemas de elevadores. Assim, com o objectivo de optimizar a metodologia de dimensionamento enunciam-se algumas recomendações no âmbito de acções e de investigações futuras: Dimensionamento sísmico dos componentes integrantes de um elevador instalado num hospital de forma garantir a salvaguarda de vidas humanas, a minimização do nível de danos e a manutenção da sua operacionalidade após o evento sísmico (atribuição de uma maior importância ao sistema na funcionalidade da instalação hospitalar); Dimensionamento do sistema de guias, entre outros componentes, com base no nível de sismicidade e importância da estrutura; Cooperação entre engenheiros civis e fabricantes de elevadores, de forma a relacionar o dimensionamento do edifício e do sistema; Instalação de dispositivos de segurança sísmica, nomeadamente o interruptor sísmico e o sensor de descarrilamento, embora sejam pouco reconhecidos a nível nacional. Estudos apontam favoravelmente para a eficácia que estes sistemas apresentam na minimização significativa dos danos em elevadores durante eventos sísmicos. A utilização destes dispositivos deve ser complementada com a realização de inspecções periódicas por técnicos especializados; Utilização de apoios intermédios no sistema do contrapeso, uma vez que estudos revelaram uma evidente eficácia destes elementos na optimização do comportamento das guias do contrapeso durante terramotos; Recolha quantitativa e qualitativa dos danos observados em elevadores eléctricos de tracção e hidráulicos durante eventos sísmicos. Identificação das respectivas causas e dos edifícios onde se encontram instalados; 161

188 Desenvolvimento de modelos numéricos ou analíticos de análise no domínio do tempo que considerem a acção sísmica descrita por um acelerograma, a variação em altura da posição da cabine e contrapeso e retratem na íntegra a complexidade inerente do sistema de guias; Reflexão sobre o método a adoptar na avaliação do descarrilamento, nomeadamente, do contrapeso, uma vez que a sua origem aparenta estar associada não só às acções impostas pelo componente, mas também à deformação da caixa devido ao deslocamento entre pisos; Ponderação sobre a forma de consideração do requisito de limitação de danos, uma vez que a pren81-77 não aborda a questão da manutenção da operacionalidade do sistema para uma acção sísmica correspondente ao estado limite de utilização; Realização de pesquisas focadas no desenvolvimento e aperfeiçoamento de dispositivos de segurança sísmica, nomeadamente o local de instalação e a definição do nível de disparo do interruptor sísmico, o qual deverá retratar, com uma margem de segurança, o limiar espectável para a ocorrência de danos, em função das características dinâmicas dos componentes, assim como da sua localização e importância. O valor de activação deverá ser determinado pela raiz da soma dos quadrados das acelerações registadas pelos eixos constituintes do sensor. 162

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195 9. ANEXOS ANEXO A.1 EUROCÓDIGO 8 E ANEXO NACIONAL A.1.1 VALORES DE COEFICIENTE DE IMPORTÂNCIA E DE COMPORTAMENTO PARA DIFERENTES ELEMENTOS NÃO ESTRUTURAIS Nas seguintes tabelas encontram-se definidos os valores dos coeficientes de importância e de comportamento de vários elementos não estruturais estabelecidos no EC8. Tabela Valores do coeficiente de importância para diversos elementos não estruturais (γ a ). Tipo de Elemento Não Estrutural γ a - Essenciais à salvaguarda de vidas - Reservatórios 1,5 - Silos que contenham substâncias perigosas - Outros 1,0 Tabela Valores do coeficiente de comportamento para diversos elementos não estruturais (q a ). Tipo de Elemento Não Estrutural q a - Platibandas ou outros elementos em consola; - Sinalização; - Tanques elevados, chaminés e mastros funcionando como consolas não contraventadas em mais de metade da sua altura total. 1,0 - Paredes exteriores e interiores; - Divisórias e fachadas; - Tanques elevados, chaminés e mastros funcionando como consolas não contraventadas em menos de metade da sua altura total, ou contraventadas ou espiadas à estrutura ao nível do seu centro de massa ou acima deste; 2,0 - Elementos de ligação de armários ou estantes apoiadas no piso; - Elementos de ligação de tectos falsos ou candeeiros. 169

196 A1.2 DEFINIÇÃO DO ESPECTRO DE RESPOSTA DE PROJECTO O espectro de resposta de projecto foi definido de acordo com o EC8 através das seguintes equações: (9.1) (9.2) (9.3) (9.4) Sendo, S d (T) a g S T B T C T D Q espectro de resposta de projecto; aceleração de projecto em rocha (terreno tipo 2) que resulta do produto entre o coeficiente de importância γ correspondente, para o caso em estudo, a instalações hospitalares e a aceleração de projecto em rocha para um período de retorno de 475 anos (a gr ); factor de terreno; limite inferior do ramo espectral de aceleração constante; limite superior do ramo espectral de aceleração constante; valor definidor do inicio do ramo de deslocamento constante; coeficiente de comportamento da estrutura. 170

197 A1.3 DETERMINAÇÃO DO COEFICIENTE DO SOLO O parâmetro S foi definido de acordo com o AN através das seguintes equações: (9.5) (9.6) (9.7) Sendo, S max parâmetro cujo valor encontra-se tabelado em função do tipo de terreno. Tabela 9.3 Valores dos parâmetros definidores do espectro de resposta de projecto. Acção Sísmica Tipo 1 Tipo 2 Zona Sísmica a gr (m/s 2 ) 1,5 1,7 γ I 1,95 1,5 a g (m/s 2 ) 2,925 2,55 S max 1,35 1,35 S 1,125 1,169 T B (s) 0,1 0,1 T C (s) 0,6 0,25 T D (s) 2,0 2,0 171

198 172

199 ANEXO A.2 PREN81-77: 2010 A2.1 FORÇAS APLICADAS NA CABINE E CONTRAPESO Durante um evento sísmico a pren81-77 considera que a cabine e o contrapeso são solicitados não só pela acção sísmica, mas também pelas forças que estão aplicadas em cada componente. Desta forma, a pré-norma europeia admite, para o sistema da cabine, a massa desta aplicada no centro de gravidade e a acção associada à carga da cabine (Q) igualmente distribuída no plano horizontal, ao longo de 3/4 da sua área em planta. Para o contrapeso considera-se separadamente, excentricidades horizontais de 5% e 10% relativamente à largura e profundidade do componente respectivamente. Deste modo, as acções transmitidas às guias devido às forças verticais associadas ao deslocamento da cabine e do contrapeso, as quais devem ser acrescidas da acção sísmica, são determinadas pelas seguintes expressões segundo cada uma das duas direcções horizontais ortogonais (eixos iguais aos definidos no ASME A17.1): Cabine: (9.8) (9.9) Contrapeso: (9.10) (9.11) Sendo, F x,seism força aplicada segundo x associada às forças aplicadas na cabine/contrapeso durante o seu movimento; F y,seism força aplicada segundo y associada às forças aplicadas na cabine/contrapeso durante o seu movimento; k 2 factor de impacto para cabine em movimento, cujo valor é igual a 1,2, ; g aceleração gravítica (m/s 2 ); Q sismo parcela da capacidade de carga da cabine considerada durante um evento sísmico para elevadores de passageiros, correspondendo a 40% desta (kg); P massa da cabine vazia e de componentes responsáveis pela sua suspensão, tais 173

200 como, parte dos cabos de comando e dos cabos ou correntes de compensação (kg); m cw massa do contrapeso (kg); x Q, y Q excentricidade do ponto de aplicação da massa relativamente ao eixo y e x da secção transversal das guias respectivamente (mm); x P, y P excentricidade do ponto de aplicação da massa relativamente ao eixo y e x da secção transversal das guias respectivamente (mm); x S, y S excentricidade do ponto de aplicação da massa relativamente ao eixo y e x da secção transversal das guias respectivamente (mm); D x largura do contrapeso (mm); Dy profundidade do contrapeso (mm); n número de guias; h distância entre guiadeiras ou limitadores de posição (mm). O factor de impacto k 2 permite ter em conta a ocorrência de travagens bruscas associadas ao corte da energia eléctrica. 174

201 A2.2 DEFINIÇÃO DO MÉTODO Ω O parâmetro ω para elementos de aço caracterizados por uma tensão de cedência de 370 MPa é determinado da seguinte forma: (9.12) : (9.13) : (9.14) : (9.15) : (9.16) 175

202 176

203 ANEXO A.3 CASO DE ESTUDO A.3.1 IDENTIFICAÇÃO DAS POSIÇÕES CONSIDERADAS Apresentam-se as posições consideradas no caso de estudo, correspondentes ao contacto das guiadeiras da cabine/contrapeso e a guia, considerando z a cota do componente acima da fundação rígida, a qual coincide com o piso 1 que se encontra a uma altura de 4,9 metros do piso 0. Tabela Posições das guiadeiras consideradas na análise comparativa. Posição Guiadeira Inferior z (m) Guiadeira Superior Cabine Contrapeso 1 0,00 3,74 2,17 2 0,55 4,29 2,72 3 1,80 5,54 3,97 4 3,05 6,79 5,22 5 4,30 8,04 6,47 6 4,50 8,24 6,67 7 5,55 9,29 7,72 8 6,80 10,54 8,97 9 8,05 11,79 10, ,00 12,74 11, ,30 13,04 11, ,55 14,29 12, ,80 15,54 13, ,05 16,79 15, ,50 17,24 15, ,30 18,04 16, ,55 19,29 17, ,80 20,54 18, ,20 20,94 19, ,05 21,79 20, ,30 23,04 21, ,55 24,29 22, ,90 24,64 23, ,28 25,02 23, ,00 25,74 24, ,25 26,99 25, ,50 28,24 26, ,60 28,34 26,77 177

204 A.3.2 CARACTERÍSTICAS DINÂMICAS DO SISTEMA DE GUIAS Os períodos fundamentais do sistema guia-cabine e guia-contrapeso para cada posição são apresentados na seguinte tabela. Tabela Frequências fundamentais do sistema de guias para cada posição (valores em Hz). x y Situação B Posição Situação A Situação A Guiadeira Guiadeira Inferior Superior T125B T82A T125B T82A T125B T82A T125B T82A 1 0,078 0,176 0,120 0,208 0,080 0,146 0,120 0, ,098 0,086 0,152 0,100 0,152 0,100 0,152 0, ,094 0,270 0,389 0,321 0,156 0,306 0,386 0, ,098 0,088 0,153 0,101 0,153 0,101 0,153 0, ,098 0,280 0,152 0,333 0,152 0,318 0,031 0, ,096 0,277 0,149 0,328 0,148 0,309 0,047 0, ,098 0,088 0,153 0,101 0,153 0,101 0,153 0, ,098 0,281 0,153 0,333 0,153 0,319 0,031 0, ,098 0,088 0,153 0,101 0,153 0,101 0,153 0, ,093 0,259 0,144 0,308 0,144 0,299 0,066 0, ,098 0,281 0,153 0,333 0,153 0,319 0,031 0, ,098 0,087 0,153 0,101 0,153 0,101 0,153 0, ,098 0,281 0,153 0,333 0,153 0,319 0,031 0, ,098 0,087 0,152 0,101 0,152 0,101 0,152 0, ,086 0,156 0,134 0,184 0,089 0,183 0,132 0, ,098 0,281 0,153 0,333 0,153 0,319 0,031 0, ,094 0,087 0,147 0,100 0,147 0,100 0,147 0, ,098 0,279 0,152 0,331 0,152 0,318 0,031 0, ,088 0,255 0,136 0,302 0,136 0,283 0,059 0, ,031 0,078 0,039 0,091 0,039 0,091 0,039 0, ,097 0,259 0,150 0,307 0,147 0,306 0,139 0, ,031 0,144 0,045 0,170 0,045 0,170 0,045 0, ,037 0,178 0,055 0,210 0,055 0,113 0,031 0, ,056 0,183 0,086 0,217 0,074 0,155 0,084 0, ,065 0,081 0,101 0,094 0,101 0,094 0,101 0, ,092 0,258 0,144 0,306 0,144 0,300 0,076 0, ,031 0,046 0,047 0,053 0,047 0,053 0,047 0, ,048 0,065 0,075 0,076 0,031 0,047 0,075 0,

205 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais A.3.3 COMPORTAMENTO SÍSMICO DO SISTEMA DE GUIAS CONSIDERANDO UMA DISTRIBUIÇÃO VERTICAL DE MASSA IDÊNTICA À DO CONTRAPESO (2/3 + 1/3) Tabela 9.6 Distribuição da massa ao nível das guiadeiras inferior e superior da cabine (valores em toneladas). Direcção Guiadeira Inferior Guiadeira Superior Total x 0,605 0,3024 0,907 y 1,210 0,605 1,814 Acelerações: 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 Aceleração Aceleração (a) (g) (b) (g) (c) Fig Envolvente das acelerações ao longo da guia da cabine geradas pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B. 0,0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 Aceleração (g) 179

206 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais Momentos Flectores: 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,5 1,0 1,5 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 Mx My My (a) (knm) (b) (knm) (c) (knm) Fig Envolvente dos momentos flectores ao longo da guia da cabine gerados pelo sismo tipo 1 em função da direcção de aplicação das massas: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B. 180

207 Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais Tensões de Flexão: 35,0 35,0 30,0 30,0 25,0 25,0 20,0 20,0 15,0 15,0 10,0 10,0 5,0 5,0 0,0 (a) 0,0 50,0 100,0 150,0 Tensão (MPa) 0,0 (b) 0,0 50,0 100,0 150,0 Tensão (MPa) Fig Envolvente das tensões de flexão na guia da cabine geradas pelo sismo tipo 1: (a) situação A; (b) situação B. 181

208 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais Deslocamentos associados à deformação local da guia: 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 (a) dx (b) dy (c) dy (mm) (mm) (mm) 0,0 Fig Envolvente dos deslocamentos da guia da cabine gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B. 182

209 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais A.3.4 DESLOCAMENTOS TOTAIS Os deslocamentos totais da guia derivam da sua deformação local associado ao contacto com a cabine/contrapeso acrescida dos movimentos do edifício imposto ao nível dos brackets. 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 dx dy dy (a) (mm) (b) (mm) (c) (mm) 0,0 Fig Envolvente dos deslocamentos da guia da cabine gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B. 183

210 Guia (m) Guia (m) Guia (m) Comportamento Sísmico de Sistemas de Elevadores em Hospitais 35,0 35,0 35,0 30,0 30,0 30,0 25,0 25,0 25,0 20,0 20,0 20,0 15,0 15,0 15,0 10,0 10,0 10,0 5,0 5,0 5,0 0,0 0,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 dx dy dy (a) (mm) (b) (mm) (c) (mm) 0,0 Fig Envolvente dos deslocamentos da guia do contrapeso gerados pelo sismo tipo 1: (a) segundo x, situação A; (b) segundo y, situação A; (c) segundo y, situação B. 184

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