Central Tejo Diagnóstico da fendilhação no edifício da ... · Resumo A Central Tejo é um imóvel que tem vindo a ser alvo de várias intervenções em consequência do seu mau

Central Tejo – Diagnóstico da fendilhação no edifício da

Alta Pressão

Adriana Sofia Rodrigues Boaventura de Azevedo

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Orientador: Prof. Doutor António Manuel Candeias de Sousa Gago

Orientador: Prof. Doutor Carlos Manuel Tiago Tavares Fernandes

Júri

Presidente: Prof. Doutor José Joaquim Costa Branco de Oliveira Pedro

Orientador: Prof. Doutor António Manuel Candeias de Sousa Gago

Vogal: Prof. Doutor Luís Manuel Coelho Guerreiro

Outubro de 2016

Resumo

A Central Tejo é um imóvel que tem vindo a ser alvo de várias intervenções em consequência do seu

mau estado de conservação. Nestas intervenções foram detetadas algumas patologias, como a

fissuração da alvenaria ao longo das colunas do edifício da Alta Pressão, que poderiam indicar

fragilidades estruturais.

Desta forma o objetivo deste estudo foi determinar a causa destas fissuras, admitindo como hipóteses

a ação do vento, a ação da temperatura e o efeito da corrosão. Para tal foram realizados diversos

modelos no programa ADINA de análise estrutural através do método dos elementos finitos. Estes

modelos foram refinados até que o modelo final representasse da melhor forma a estrutura real.

Após quantificar as ações e definir o valor da tensão resistente de cálculo à tração da alvenaria, foram

analisados os campos de tensões de cada ação. Concluiu-se que a ação do vento não tem influência

no aparecimento da fissuração, devido aos baixos valores de tração no campo de tensões obtidos,

podendo, no entanto, contribuir para o seu desenvolvimento. Constatou-se que a ação da temperatura

já poderá provocar o aparecimento destas patologias, uma vez que as tensões de tração obtidas são

superiores à tensão resistente de cálculo. Por fim, o efeito da corrosão revelou tensões de tração

elevadas, mostrando que a alvenaria é suscetível de fendilhar aquando da expansão da coluna

metálica, sendo esta ação uma das causas possíveis para o aparecimento da fissuração na alvenaria.

Palavras-chave:

Central Tejo – Edifício da Alta Pressão – Alvenaria – Fissuração

Abstract

Central Tejo building has been a target of several interventions due to its poor conservation status. In

these interventions some pathologies were found, such as cracks on masonry columns in the High

Pressure building, which could indicate structural weaknesses.

Thus the goal of this study was to determine the cause of masonry cracking, taking as hypothesis the

wind action, the thermal action and the steel corrosion expansion. For this purpose, models were made

in the ADINA program, a structural analysis, finite element method based program. These models were

refined until the final model was as close as possible to the real structure.

Upon the quantification of the climatic actions and definition of masonry design tensile strength, the

stress field results were analyzed. It was concluded that wind load wasn’t the cause of this cracks,

although it could contribute to its spread. Thermal action showed high tensile stresses in masonry, higher

than masonry design tensile strength, therefore this can be one of the causes to the appearance of this

pathology. Finally, the corrosion expansion revealed very high tensile stresses in masonry, much higher

than its design tensile strength, therefore the masonry is very susceptible to steel columns expansion,

and hence this can be another cause to the studied pathology.

Key-words:

Central Tejo – High Pressure building – Masonry – Cracking

Agradecimentos

Ao Professor António Sousa Gago, meu orientador, pelos conhecimentos transmitidos e tempo

disponibilizado;

Ao Professor Carlos Tiago Fernandes, meu orientador, pelo apoio e tempo disponibilizado;

Ao Engenheiro Ricardo Ferreira, pela disponibilidade e informações transmitidas;

Ao Professor Luís Calado, pelo tempo disponibilizado;

Aos meus amigos por todo o apoio;

À minha família e namorado pela paciência, apoio e revisão do texto.

Índice geral

Resumo .................................................................................................................................................................................... i

Abstract ................................................................................................................................................................................ iii

Agradecimentos................................................................................................................................................................... v

Índice de figuras ................................................................................................................................................................. ix

Índice de tabelas ............................................................................................................................................................. xiii

1. Introdução ................................................................................................................................................................... 1

2. A Central Tejo ............................................................................................................................................................. 3

2.1. Enquadramento histórico ................................................................................................................................................ 3

2.2. Caracterização do edifício da Alta Pressão .............................................................................................................. 4

2.3. Intervenções à Central Tejo ......................................................................................................................................... 10

3. Avaliação preliminar das patologias .............................................................................................................. 13

3.1. Levantamento .................................................................................................................................................................... 13

3.2. Estudos anteriores ........................................................................................................................................................... 16

3.2.1. “Seismic assessment of a Central Tejo building in Lisbon” ................................................................. 16

3.2.2. “Edifício da Central Tejo em Lisboa – Caraterização dos materiais e suas anomalias”.......... 22

3.3. Hipóteses ............................................................................................................................................................................. 25

4. Diagnóstico ............................................................................................................................................................... 27

4.1. Introdução ........................................................................................................................................................................... 27

4.2. Análise da ação do vento ............................................................................................................................................... 28

4.2.1. Introdução ................................................................................................................................................................ 28

4.2.2. Definição da ação do vento................................................................................................................................ 29

4.2.3. Modelo de barra simplificado .......................................................................................................................... 30

4.2.4. Modelo simplificado – ADINA .......................................................................................................................... 31

4.2.5. Modelo com coluna metálica – ADINA ......................................................................................................... 38

4.2.6. Modelo rotulado com coluna metálica – ADINA ...................................................................................... 44

4.2.7. Conclusões ................................................................................................................................................................ 47

4.3. Análise da ação da temperatura ................................................................................................................................ 48

4.3.1. Introdução ................................................................................................................................................................ 48

4.3.2. Definição da ação da temperatura ................................................................................................................. 49

4.3.3. Modelo rotulado com coluna metálica – ADINA ...................................................................................... 51

4.3.4. Conclusões ................................................................................................................................................................ 54

4.4. Análise do efeito da corrosão ...................................................................................................................................... 56

4.4.1. Introdução ................................................................................................................................................................ 56

4.4.2. Definição da temperatura a aplicar ............................................................................................................... 56

4.4.3. Avaliação das tensões atuantes ....................................................................................................................... 58

4.4.4. Conclusões ................................................................................................................................................................ 62

4.5. Conclusões do diagnóstico ........................................................................................................................................... 63

5. Solução de reparação ............................................................................................................................................ 65

5.1. Introdução ........................................................................................................................................................................... 65

5.2. Pregagens para consolidação de panos – Dryfix ................................................................................................. 65

5.3. Grampeamento de fissuras – Crack stitching ....................................................................................................... 67

6. Conclusões ................................................................................................................................................................ 71

Referências ......................................................................................................................................................................... 73

Sites consultados .............................................................................................................................................................. 74

Índice de figuras

Capítulo 1

Figura 1.1 – Central Tejo, a azul o edifício da Alta Pressão [w1]. .......................................................... 1

Capítulo 2

Figura 2.1 – Central Tejo, o atual Museu da Eletricidade [w3]. .............................................................. 3

Figura 2.2 – Colunas de aço que compõem a estrutura (Bontempi (2012)). .......................................... 4

Figura 2.3 – Esquema da disposição das colunas estruturais do edifício da Alta Pressão. Dimensões

em metros (Bontempi (2012)). ................................................................................................................ 4

Figura 2.4 – Secções principais do edifício da Alta Pressão, onde se encontram destacados os pisos

correspondentes. Dimensões em metros (Bontempi (2012)). ................................................................ 5

Figura 2.5 – Em cima desenho técnico original (dimensões em centímetros) e em baixo uma fotografia

tirada do piso dos cinzeiros da laje do piso das caldeiras (Bontempi (2012)). ....................................... 5

Figura 2.6 – À esquerda desenho técnico original da laje do piso dos ventiladores e à direita uma

fotografia da mesma tirada à face inferior (Bontempi (2012)). ................................................................ 6

Figura 2.7 – Disposição dos perfis metálicos do piso dos ventiladores. Os perfis principais estão

destacados a negrito (Bontempi (2012)). ................................................................................................ 6

Figura 2.8 – Vista vertical dos principais elementos de aço da estrutura das caldeiras e respetivas

secções. Dimensões em metros (Bontempi (2012)). .............................................................................. 7

Figura 2.9 – Fachada sul do edifício da Alta Pressão [w4]. .................................................................... 8

Figura 2.10 – Alçado e esquema da planta reproduzindo a disposição dos tijolos (Santos (2013)). ..... 8

Figura 2.11 – Dimensões aproximadas dos dois tipos principais de colunas mistas, compostas por perfis

metálicos embutidos em alvenaria, do edifício da Alta Pressão. Dimensões em metros. ...................... 9

Figura 2.12 – À esquerda referencial da alvenaria e à direita os valores possíveis do seu módulo de

elasticidade, consoante a direção (Lourenço (1996)). ............................................................................ 9

Figura 2.13 – Mapa de fendas nas fachadas sul (esquerda) e oeste (direita), retirado do relatório do

ISQ (2010) (Bontempi (2012)). .............................................................................................................. 11

Capítulo 3

Figura 3.1 – Mapeamento de fissuras a vermelho: fachada sul (Santos (2013)). ................................ 13

Figura 3.2 – Mapeamento de fissuras a vermelho: fachada este à esquerda, fachada oeste à direita

(Santos (2013)). ..................................................................................................................................... 13

Figura 3.3 – Mapeamento de fissuras a vermelho: fachada norte (Santos (2013)).............................. 14

Figura 3.4 – Mapeamento de fendas a azul: fachada sul (Ferreira et al. (2016)). ................................ 14

Figura 3.5 – Mapeamento de fendas a azul: fachada este à esquerda, fachada oeste à direita (Ferreira

et al. (2016)). ......................................................................................................................................... 15

Figura 3.6 – Mapeamento de fendas a azul: fachada norte (Ferreira et al. (2016)). ............................ 15

Figura 3.7 – Espectro de resposta para ambos os tipos de sismo (Bontempi (2012)). ........................ 17

Figura 3.8 – MODEL A: à esquerda perspetiva e à direita fachada sul (Bontempi (2012)). ................. 18

Figura 3.9 – Esquema dos elementos de barra utilizados nos modelos B1 e B2 para modelar uma

porção da fachada sul (Bontempi (2012)). ............................................................................................ 18

Figura 3.10 – Localização das secções críticas das vigas metálicas da grelha do piso das caldeiras

(Bontempi (2012)). ................................................................................................................................. 20

Figura 3.11 – Localização das secções críticas das vigas metálicas da grelha do piso dos ventiladores

(Bontempi (2012)). ................................................................................................................................. 20

Figura 3.12 – Localização das secções críticas das vigas metálicas dos pisos dos interruptores, funis e

torre de distribuição de carvão (Bontempi (2012)). ............................................................................... 21

Figura 3.13 – Localização das secções críticas das colunas metálicas (Bontempi (2012)). ................ 21

Figura 3.14 – Selagem de fissuras (Santos (2013)). ............................................................................ 22

Figura 3.15 – Reconstrução do pano de alvenaria (fonte: STB) (Santos (2013))................................. 23

Figura 3.16 – Tijolos de substituição do edifício da Alta Pressão (Santos (2013))............................... 25

Capítulo 4

Figura 4.1 – Modo de rotura do pano de alvenaria considerado (Eurocódigo 6 parte 1-1). ................. 27

Figura 4.2 – Representação do coeficiente de exposição ce(z) (Anexo Nacional do Eurocódigo 1 parte

1-4). ....................................................................................................................................................... 29

Figura 4.3 – Modelo de barra simplificado. Dimensões em metros. ..................................................... 31

Figura 4.4 – Diagrama de momentos no modelo. Momentos em kNm. ............................................... 31

Figura 4.5 – Modelo simplificado em planta. Dimensões em metros. .................................................. 32

Figura 4.6 – Geometria do modelo simplificado. ................................................................................... 32

Figura 4.7 – Condições de apoio: a azul apoios deslizantes em 𝒚 e 𝒛, a verde apoios deslizantes em 𝒛.

............................................................................................................................................................... 33

Figura 4.8 – Condições de apoio: a azul apoios deslizantes em 𝒙 e 𝒚. ................................................ 33

Figura 4.9 – Malha do modelo simplificado. .......................................................................................... 34

Figura 4.10 – Em cima modelo simplificado, em baixo respetiva simplificação de simetria. A tracejado:

deformada devido a uma carga uniformemente distribuída. ................................................................. 35

Figura 4.11 – Esquema dos caixilhos. Dimensões em metros. ............................................................ 36

Figura 4.12 – Modelo final com o carregamento aplicado. Pressão em kN/m2. ................................... 37

Figura 4.13 – Campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa. .......................................................... 37

Figura 4.14 – Pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. .................................................................. 38

Figura 4.15 – Modelo com coluna metálica em planta. Dimensões em metros. .................................. 39

Figura 4.16 – Coluna metálica do tipo A. Dimensões em metros. ........................................................ 39

Figura 4.17 – Pormenor das chapas de ligação dos banzos nas colunas metálicas. .......................... 39

Figura 4.18 – Geometria do modelo com coluna metálica. ................................................................... 40

Figura 4.19 – Condições de apoio: a azul apoios deslizantes em 𝒚 e 𝒛, a verde apoios deslizantes em

𝒛. ............................................................................................................................................................ 40

Figura 4.20 – Condições de apoio: a azul apoios deslizantes em 𝒙 e 𝒚. .............................................. 41

Figura 4.21 – Malha do modelo com coluna metálica. .......................................................................... 41

Figura 4.22 – Modelo final com carregamento aplicado. Pressão em kN/m2. ...................................... 42

Figura 4.23 – Campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa. .......................................................... 43

Figura 4.24 – Pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. .................................................................. 43

Figura 4.25 – Fissuração na coluna do canto sudoeste do edifício da Alta Pressão. .......................... 44

Figura 4.26 – Geometria do modelo rotulado com coluna metálica para a ação do vento. ................. 44

Figura 4.27 – Condições de apoio: a verde apoios deslizantes em 𝒛, a vermelho apoios deslizantes em

𝒚 e 𝒛 e a azul apoios deslizantes em 𝒙 e 𝒚. .......................................................................................... 45

Figura 4.28 – Modelo final com carregamento aplicado. Pressão em kN/m2. ...................................... 45

Figura 4.29 – Malha do modelo rotulado com coluna metálica. ............................................................ 46

Figura 4.30 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙, à direita pormenor do campo de tensões

segundo 𝒙. Tensões em kPa. ................................................................................................................ 47

Figura 4.31 – Fissuração existente nas colunas do edifício da Alta Pressão. ...................................... 48

Figura 4.32 - Exemplo do procedimento utilizado para assegurar a compatibilidade de deslocamentos

no modelo. ............................................................................................................................................. 51

Figura 4.33 – Geometria do modelo rotulado com coluna metálica para a ação da temperatura. ....... 51

Figura 4.34 – Condições de apoio: a verde apoios deslizantes em 𝒛, a vermelho apoios deslizantes em

𝒚 e 𝒛, a azul apoios deslizantes em 𝒙 e 𝒚. ............................................................................................ 52

Figura 4.35 – Modelo rotulado com coluna metálica com variação de temperatura aplicada. ............. 53



Figura 4.37 – Pormenor de uma coluna do edifício da Alta Pressão: a azul fissuração, a verde limites

da reentrância. ....................................................................................................................................... 55

Figura 4.38 – Pormenor da corrosão admitida na coluna. Dimensões em milímetros. ........................ 56

Figura 4.39 – Modelo testado para a hipótese da corrosão com a temperatura aplicada. Temperatura

em °C. .................................................................................................................................................... 58





Figura 4.42 – Hipóteses de configuração da corrosão. Temperatura aplicada ΔT0,05 mm = 168,83 °C.

............................................................................................................................................................... 60

Figura 4.43 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙 do modelo com corrosão no banzo, à direita

pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa. ........................................................... 61

Figura 4.44 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙 do modelo com corrosão no banzo gradual, à

direita pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa. ................................................. 61

Figura 4.45 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙 do modelo com corrosão em metade da coluna,

à direita pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa. .............................................. 62

Figura 4.46 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙 do modelo com corrosão em metade da coluna

gradual, à direita pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa. ............................... 62

Figura 4.47 – Pormenor da corrosão da viga metálica de bordadura ao nível do piso dos ventiladores

da fachada norte. ................................................................................................................................... 63

Capítulo 5

Figura 5.1 – Varões Dryfix [w5]. ............................................................................................................ 66

Figura 5.2 – Procedimento de execução de pregagens Dryfix (HELIFIX (2013)). ................................ 66

Figura 5.3 – Exemplo de colocação das pregagens Dryfix a azul. ....................................................... 67

Figura 5.4 – Varões Helibar [w5]. .......................................................................................................... 68

Figura 5.5 – À esquerda abertura de roços, à direita limpeza dos mesmos (HELIFIX). ...................... 69

Figura 5.6 – À esquerda injeção de Helibond, à direita aplicação da Helibar (HELIFIX). .................... 69

Figura 5.7 – À esquerda aplicação de Helibond, à direita fecho de junta (HELIFIX). .......................... 70

Figura 5.8 – Selagem da fissura (HELIFIX). ......................................................................................... 70

Figura 5.9 – Exemplo de posicionamento das Helibars nas colunas de esquina a azul. ..................... 70

Índice de tabelas

Capítulo 3

Tabela 3.1 – Modos e frequências de vibração. ................................................................................... 16

Tabela 3.2 – Propriedades das amostras de tijolos originais (Santos (2013)). .................................... 24

Tabela 3.3 – Propriedades das amostras de tijolos de substituição (Santos (2013)). .......................... 24

Capítulo 4

Tabela 4.1 – Valores da quantificação da ação do vento. .................................................................... 30

Tabela 4.2 – Propriedades dos materiais utilizados no modelo simplificado. ....................................... 36

Tabela 4.3 – Propriedades dos materiais utilizados no modelo com coluna metálica. ........................ 42

Tabela 4.4 – Propriedades dos materiais utilizados no modelo rotulado com coluna metálica. .......... 46

Tabela 4.5 – Temperatura média da parede (𝐓). .................................................................................. 50

Tabela 4.6 – Resultado da quantificação da ação da temperatura. ..................................................... 50

Tabela 4.7 – Propriedades dos materiais utilizados no modelo rotulado com coluna metálica. .......... 53

1

1. Introdução

A Central Tejo é um imóvel de grande interesse público, localizado na marginal de Belém em Lisboa

(Figura 1.1). A Central tem na sua constituição dois edifícios principais, os edifícios da Alta Pressão e

da Baixa Pressão, que albergam respetivamente as caldeiras de alta e baixa pressão. Ao longo dos

anos estes edifícios têm vindo a ser alvo de diversos estudos e intervenções, em virtude do seu mau

estado de conservação, com a finalidade de reparar as patologias encontradas. De acordo com os

diversos estudos, o edifício da Alta Pressão apresenta patologias que poderão indicar falhas estruturais,

sendo portanto pertinente estudar a sua causa e soluções que poderão resolver o problema.

Figura 1.1 – Central Tejo, a azul o edifício da Alta Pressão [w1].

Já foram feitos estudos estruturais ao edifício da Alta Pressão, com o objetivo de identificar possíveis

fragilidades, tomando como hipóteses a ação sísmica e a combinação fundamental dos estados limite

últimos. Foi concluído que apesar de efetivamente existirem fragilidades perante ambas as hipóteses,

é muito pouco provável que haja alguma relação entre estas e as patologias encontradas.

O presente trabalho tem como objetivo estudar as causas que deram origem às patologias identificadas

no edifício da Alta Pressão.

Para o efeito, no segundo capítulo será feito um breve enquadramento histórico da Central Tejo, assim

como a caracterização do edifício em estudo, com enfoque na sua estrutura. Serão apresentadas as

intervenções já realizadas, com o objetivo de compreender as patologias, nomeadamente a fissuração

encontrada, e a forma como estas foram reparadas.

2

No terceiro capítulo será apresentado o levantamento das fissuras atualmente existentes, comparando

com mapeamentos anteriores, para averiguar o seu desenvolvimento. De seguida, serão apresentados

alguns estudos já realizados, acerca da Central Tejo, que contêm informações importantes para a

execução do presente estudo, finalizando com algumas hipóteses possíveis para o aparecimento

destas fissuras.

O quarto capítulo irá analisar algumas das hipóteses consideradas no capítulo anterior através de

modelos elaborados no programa ADINA. Estes modelos têm o objetivo de estudar as tensões atuantes

na alvenaria para averiguar a validade das hipóteses apresentadas.

No quinto capítulo será proposta uma solução de reforço com base nos resultados obtidos no capítulo

anterior e em trabalhos de reabilitação já efetuados no edifício da Baixa Pressão.

Por fim, no sexto capítulo, serão apresentadas as conclusões retiradas do trabalho elaborado e

propostas de eventuais estudos a desenvolver futuramente.

3

2. A Central Tejo

2.1. Enquadramento histórico

O primeiro edifício da Central Tejo (Central da Junqueira) foi construído em 1909, com um período de

funcionamento programado de seis anos, no fim dos quais seria construído um novo edifício (edifício

da Baixa Pressão) para fazer face às necessidades crescentes de eletricidade da cidade de Lisboa

[w2]. No entanto, devido à Primeira Guerra Mundial, houve atrasos na construção do novo edifício e

esta central esteve em funcionamento até 1921, mais seis anos do que o previsto. Chegou a alojar

quinze caldeiras pequenas e cinco grupos geradores que forneciam eletricidade à cidade de Lisboa.

Quando deixou de cumprir as funções de central elétrica, passou a servir de armazém até 1938, data

em que foi demolida para dar espaço ao edifício da Alta Pressão.

Em 1914 houve então a necessidade de construir o edifício da Baixa Pressão, com o objetivo de

sustentar a procura de energia crescente. Este foi tendo várias alterações de ampliação ao longo do

tempo, começando com seis caldeiras e dois turboalternadores e acabando, no final dos anos trinta,

com onze caldeiras e cinco turbo-grupos alternadores. Na sequência destas alterações, foi construído,

também, o circuito do sistema de refrigeração do edifício.

Em 1941 foi então construído o edifício da Alta Pressão, que alojava três caldeiras de alta pressão,

tendo sido ampliado mais tarde (em 1951) com a inclusão de mais uma caldeira.

Figura 2.1 – Central Tejo, o atual Museu da Eletricidade [w3].

4

2.2. Caracterização do edifício da Alta Pressão

Segundo os estudos feitos por Bontempi (2012) e Santos (2013), o edifício tem uma estrutura metálica

e de alvenaria de tijolo cerâmico maciço (Figura 2.1). A estrutura metálica vertical é composta por três

tipos de colunas, representados na Figura 2.2, que se situam espacialmente de acordo com a Figura

2.3, em que as colunas das fachadas se encontram embutidas na alvenaria. A base das colunas é

fundada em estacas de betão armado, com diâmetro de 45 cm, enquadradas num ensoleiramento geral

de betão armado com meio metro de espessura, uma vez que o tipo de terreno onde o edifício se insere

é essencialmente um aluvião. Foi ainda constatado que é possível que algumas colunas interiores

tenham algum enchimento de tijolo ou cimento.

Figura 2.2 – Colunas de aço que compõem a estrutura (Bontempi (2012)).

Figura 2.3 – Esquema da disposição das colunas estruturais do edifício da Alta Pressão. Dimensões em

metros (Bontempi (2012)).

O edifício é composto por seis pisos, como representado na Figura 2.4: piso dos cinzeiros (𝑧 = 0 m),

piso das caldeiras (𝑧 = 4 m), piso dos interruptores (𝑧 = 12 m), piso dos funis (𝑧 = 17 m), piso dos

ventiladores (𝑧 = 22 m) e o piso de transporte de carvão (𝑧 = 25,25 m), sendo 𝑧 a cota de cada piso

Caldeira nº 15

Tipo A/B Tipo G Tipo D

Caldeira nº 12

Caldeira nº 13

Caldeira nº 14

5

em relação ao referencial representado na figura mencionada. Todos os pisos estão interligados

através de um elevador e de escadas metálicas posicionadas em diferentes locais no edifício.

Figura 2.4 – Secções principais do edifício da Alta Pressão, onde se encontram destacados os pisos

correspondentes. Dimensões em metros (Bontempi (2012)).

A laje que separa o piso dos cinzeiros do piso das caldeiras é constituída por betão armado assente

numa grelha composta por perfis metálicos, conforme ilustra a Figura 2.5. As lajes dos pisos dos

interruptores e funis são constituídas por uma grelha de perfis metálicos que suporta uma placa

metálica, servindo esta de passadiço. Estes pisos estão ligados às colunas do tipo A e G (Figura 2.2).

Figura 2.5 – Em cima desenho técnico original (dimensões em centímetros) e em baixo uma fotografia

tirada do piso dos cinzeiros da laje do piso das caldeiras (Bontempi (2012)).

Reservatório de água à esquerda / Torre de distribuição de carvão à direita Piso dos ventiladores Piso de distribuição de carvão

Piso dos interruptores Piso dos funis Piso dos cinzeiros Piso das caldeiras

6

A laje da cobertura (piso dos ventiladores, Figura 2.6 e Figura 2.7), à semelhança da laje do piso das

caldeiras, é composta por perfis metálicos e betão armado, com a diferença que neste caso os perfis

têm uma altura média superior e a zona inferior da laje não é arredondada, como acontece na laje do

piso das caldeiras (Figura 2.5), mas sim plana.

Figura 2.6 – À esquerda desenho técnico original da laje do piso dos ventiladores e à direita uma

fotografia da mesma tirada à face inferior (Bontempi (2012)).

Figura 2.7 – Disposição dos perfis metálicos do piso dos ventiladores. Os perfis principais estão

destacados a negrito (Bontempi (2012)).

O motor do sistema de ventilação encontra-se no terraço (piso dos ventiladores) e apoia-se numa base

de betão, para melhor transmitir as vibrações para a estrutura, enquanto o restante equipamento

assenta diretamente na laje. Outra característica do piso dos ventiladores é a existência de um

parapeito de aproximadamente dois metros de altura, que ocupa as fachadas norte, este e oeste.

O piso de transporte de carvão é o último acessível por elevador. O seu pavimento é semelhante aos

pisos dos interruptores e funis, sendo constituído por uma grelha de perfis metálicos que suportam uma

placa metálica. No terraço deste piso encontra-se o depósito de água (Figura 2.4), com capacidade

para 510 m3, utilizado na refrigeração das caldeiras.

7

A torre de distribuição de carvão (Figura 2.4) e o depósito de água constituem os pontos mais altos do

edifício da Alta Pressão, estando ligados através das colunas mais altas do tipo G e A, na fachada sul,

nomeadamente as do canto sudeste do edifício. Esta torre tem janelas em todas as fachadas, sendo a

janela da fachada sul (3 × 2,8 m2) de dimensões superiores às restantes (2,3 × 1,8 m2).

A fachada este do edifício da Alta Pressão, onde ocorre a ligação ao edifício da Baixa Pressão, é uma

estrutura reticulada com perfis IPN, CPN e UPN. Esta estrutura é aparafusada às colunas da fachada

e suporta o painel de alvenaria da mesma. A ligação dos dois edifícios é feita no piso dos ventiladores

e no piso das caldeiras.

Cada caldeira tem a sua estrutura. No entanto, no caso das três originais, esta está ligada à laje do

piso das caldeiras, situação que não acontece na caldeira mais recente. As estruturas das caldeiras

são compostas por colunas de perfis IPN combinados com perfis CPN, cuja alma se encontra

aparafusada aos banzos das colunas IPN, e vigas horizontais de perfis IPN (Figura 2.8). Uma vez que

a caldeira mais recente não está ligada ao edifício, a sua estrutura é mais robusta do que as restantes,

sendo constituída por mais quatro colunas ligadas no topo por vigas entre o piso dos cinzeiros e o piso

das caldeiras, com a função de suportar o peso da caldeira por completo.

Figura 2.8 – Vista vertical dos principais elementos de aço da estrutura das caldeiras e respetivas

secções. Dimensões em metros (Bontempi (2012)).

8

Figura 2.9 – Fachada sul do edifício da Alta Pressão [w4].

Na Figura 2.9 conseguem-se observar três níveis de janelas na fachada sul do edifício da Alta Pressão:

as mais baixas no piso dos cinzeiros, as mais altas no piso de distribuição de carvão e as do meio que

ocupam o piso das caldeiras, todas com caixilhos de betão armado que, segundo Santos (2013), já

foram substituídas em 1996. Nesta figura é também possível notar que, no piso dos cinzeiros, a

alvenaria de tijolo é revestida com reboco, dando um acabamento diferente a este piso da restante

estrutura. A alvenaria é em tijolo cerâmico maciço, com um assentamento “a meia vez”, com dois panos

ligados através de elementos transversais (Figura 2.10). As colunas das fachadas têm a geometria

aproximada ilustrada na Figura 2.11.

Figura 2.10 – Alçado e esquema da planta reproduzindo a disposição dos tijolos (Santos (2013)).

9

Figura 2.11 – Dimensões aproximadas dos dois tipos principais de colunas mistas, compostas por perfis

metálicos embutidos em alvenaria, do edifício da Alta Pressão. Dimensões em metros.

Em relação aos materiais utilizados, foi admitido nos modelos numéricos de Bontempi (2012) que a

classe de resistência do betão utilizado na construção do edifício foi C15/20 e o aço estrutural da classe

S235. Para a alvenaria foi admitido que o seu módulo de elasticidade seria de 3,37 GPa, o peso

volúmico igual a 20 kN/m3 e o coeficiente de Poisson 0,25.

O peso volúmico da alvenaria foi um parâmetro estudado experimentalmente por Santos (2013) e os

resultados obtidos foram 𝜌 = 2660 kg/m3 (26,6 kN/m3) a 2700 kg/m3 (27 kN/m3), um pouco superiores

ao valor adotado por Bontempi (2012).

O módulo de elasticidade de uma unidade de alvenaria é um parâmetro que pode variar consoante a

direção das tensões: na direção 𝑦 a alvenaria é menos flexível, sendo a deformação menor, e na

direção 𝑥 é mais flexível, logo a deformação é maior (referencial da unidade na Figura 2.12). Como tal,

Lourenço (1996) apresentou, entre outras propriedades, os valores do módulo de elasticidade da

alvenaria de tijolo de diversos autores e alguns desses resultados sugeriam que o módulo de

elasticidade segundo 𝑥, 𝐸𝑥, tomasse um valor inferior ao módulo de elasticidade segundo 𝑦, 𝐸𝑦, como

se vê no exemplo da Figura 2.12.

𝑬𝒙 (GPa) 𝑬𝒚 (GPa)

2,46 5,46

Figura 2.12 – À esquerda referencial da alvenaria e à direita os valores possíveis do seu módulo de elasticidade, consoante a direção (Lourenço (1996)).

Interior

Interior

Exterior

Exterior

10

Em suma, nesta dissertação será utilizado o módulo de elasticidade determinado por Bontempi (2012),

no entanto é necessário ter em conta que este poderá ser inferior na direção 𝑥.

2.3. Intervenções à Central Tejo

O Museu da Eletricidade abriu em 1990, no entanto, devido ao seu mau estado de conservação, acabou

por ser fechado ao público em 1998. Foi então inspecionado pelo Instituto de Soldadura e Qualidade

(ISQ) e, em 2003, a Mota-Engil pôs em prática os trabalhos de reabilitação, nos edifícios da Alta e Baixa

Pressão, que tiveram como base o resultado dessa inspeção. Estes trabalhos focaram-se,

principalmente, nos seguintes aspetos:

Aço estrutural – A camada protetora dos elementos de aço, encontrava-se danificada e o aço

apresentava sinais avançados de corrosão. Foi então feita uma raspagem do aço,

desengorduramento e aplicação de um produto anti corrosão. Os elementos que se

encontravam extremamente danificados foram substituídos.

Alvenaria – A alvenaria encontrava-se, em certas zonas, com os tijolos desagregados, com

sinais de erosão e partidos. Foram, então, substituídos por outros tijolos com características

semelhantes. Para completar este trabalho, foi aplicado um produto hidrofóbico com a

finalidade de proteger as fachadas.

Betão – Os elementos de betão armado que se apresentavam em mau estado foram reparados

com argamassa e o seu aço reparado ou substituído, conforme necessário.

Foi constatado que, antes dos trabalhos iniciados pela Mota-Engil, o edifício já teria sido submetido a

reparações, muitas delas sem registo. Muitas dessas alterações, anteriores à obra da Mota-Engil, foram

efetuadas com materiais ou métodos de execução inapropriados (Bontempi (2012)).

Entre 2010 e 2012 houve novamente trabalhos de reabilitação para reparar patologias identificadas

num relatório feito novamente pelo ISQ. Nesse relatório o mais preocupante em relação ao edifício da

Alta Pressão e que poderia indicar problemas estruturais foram as fendas encontradas na alvenaria

que acompanham as colunas da estrutura, essencialmente nas fachadas sul e oeste do edifício (Figura

2.13). Além disso foi relatado que estas fendas eram maiores a um nível mais elevado, algumas nas

juntas e outras nos tijolos. Para reparar este fenómeno, o relatório do ISQ previa um procedimento com

a finalidade de minimizar a infiltração de água, para abrandar o processo de corrosão. Apesar destes

trabalhos de reparação das fendas, constatou-se que estas têm tendência a reaparecer o que indica

que é necessário encontrar uma solução que permita travar o aparecimento e progressão das fissuras.

Outras patologias que constavam do relatório foram o aparecimento de fendas horizontais na torre de

distribuição de carvão e na fachada oeste do edifício da Alta Pressão.

11

Figura 2.13 – Mapa de fendas nas fachadas sul (esquerda) e oeste (direita), retirado do relatório do ISQ

(2010) (Bontempi (2012)).

12

13

3. Avaliação preliminar das patologias

3.1. Levantamento

Em todas as fachadas do edifício da Alta Pressão é possível identificar facilmente inúmeras fendas, as

mais visíveis são as que acompanham os montantes, outras aparecem na perpendicular aos mesmos.

Santos (2013) identificou algumas anomalias existentes nos edifícios da Alta e Baixa Pressão, das

quais para o edifício da Alta Pressão resultaram os mapeamentos presentes na Figura 3.1, Figura 3.2

e Figura 3.3.

Figura 3.1 – Mapeamento de fissuras a vermelho: fachada sul (Santos (2013)).

Figura 3.2 – Mapeamento de fissuras a vermelho: fachada este à esquerda, fachada oeste à direita (Santos (2013)).

14

Figura 3.3 – Mapeamento de fissuras a vermelho: fachada norte (Santos (2013)).

Observando as figuras anteriores é possível verificar que a fissuração aparenta ter uma tendência para

surgir no seguimento das colunas, como já foi constatado anteriormente pelo ISQ (secção 2.3). Estas

patologias ocorrem com maior relevância nas fachadas sul e oeste, como também já foi demonstrado

no relatório do ISQ. Atualmente foi feito novo mapeamento, referente a todas as fachadas do edifício

da Alta Pressão, por Ferreira et al. (2016) representado nas figuras seguintes (Figura 3.4, Figura 3.5 e

Figura 3.6).

Figura 3.4 – Mapeamento de fendas a azul: fachada sul (Ferreira et al. (2016)).

15

Figura 3.5 – Mapeamento de fendas a azul: fachada este à esquerda, fachada oeste à direita (Ferreira et al. (2016)).

Figura 3.6 – Mapeamento de fendas a azul: fachada norte (Ferreira et al. (2016)).

Com os dados apresentados é possível fazer uma análise comparativa do mapeamento de 2010 (Figura

2.13, secção 2.3), de 2013 (da Figura 3.1 à Figura 3.3) e de 2016 (da Figura 3.4 à Figura 3.6).

Comparando o mapeamento de 2010 com o mapeamento de 2013, apesar do nível de precisão não

ser o mesmo, pode verificar-se que terá havido uma evolução da fissuração, principalmente na fachada

sul. De 2013 para 2016, na fachada sul é também possível verificar uma evolução na abertura de

fendas, no entanto na fachada oeste esse aumento não é tão preponderante. Nas fachadas norte e

este as fissuras encontradas em 2013 não mostram evolução para 2016, antes pelo contrário, parece

que estas foram reparadas.

16

Face a esta análise é importante relembrar que ao longo dos anos houve trabalhos de reparação que

incluíam a selagem de fissuras (Santos (2013)) e, por este motivo, existem fendas que não são

facilmente identificáveis, apesar de existirem.

3.2. Estudos anteriores

3.2.1. “Seismic assessment of a Central Tejo building in Lisbon”

O objetivo deste estudo (Bontempi (2012)) foi avaliar a vulnerabilidade sísmica do edifício em causa

(edifício da Alta Pressão) por se tratar de um imóvel de interesse público e, também, pelo facto de

Portugal ter uma atividade sísmica considerável. Para tal, o autor identificou os pontos fracos da

estrutura, recorrendo a uma análise elástica linear e a uma análise não linear (pushover), e averiguou

a máxima magnitude sísmica que o edifício consegue suportar, de acordo com os regulamentos atuais.

3.2.1.1. Análise sísmica

Foi feita uma caracterização modal através de testes in situ com o auxílio de um acelerómetro. Estes

testes tinham como objetivo a determinação dos parâmetros que caracterizam o comportamento

dinâmico do edifício, nomeadamente a frequência fundamental, a rigidez/módulo de elasticidade e a

massa. Da análise dos resultados experimentais foram identificados os modos representados na

Tabela 3.1 (referencial representado na Figura 3.8).

Tabela 3.1 – Modos e frequências de vibração.

Modo Frequência (Hz) Descrição do modo de vibração – movimento predominante

1 1,8 Translação segundo 𝑌

2 2,2 Translação segundo 𝑋

3 2,7 Rotação segundo 𝑍

4 3,5/3,6 Rotação segundo 𝑍

Em relação às cargas aplicadas no edifício, foi considerado que as cargas permanentes seriam

compostas pelos pesos do aço estrutural, alvenaria, janelas, lajes e equipamentos. A interação entre

as estruturas das caldeiras e o edifício é difícil de avaliar, uma vez que as caldeiras estão a ele ligadas

e, desta forma, contribuem para a rigidez global. Como não existe informação suficiente para quantificar

17

esta interação, neste estudo foi admitido que estas estruturas comportavam-se como cargas horizontais

aplicadas nos pisos dos ventiladores e das caldeiras, tendo em conta o seu peso. Como cargas

variáveis, foram consideradas as sobrecargas de utilização nos pisos dos cinzeiros e caldeiras, uma

vez que estes são os únicos visitáveis, e uma sobrecarga para o terraço, pois poderá ter trabalhos de

manutenção, que deverão ser tomados em conta para as sobrecargas atuantes no edifício. As massas

foram calculadas de acordo com o Eurocódigo 8 (2005).

Após a definição destes parâmetros, foi feita a definição da ação sísmica de acordo com o Eurocódigo

8 (2005), para que fosse possível efetuar uma análise de vulnerabilidade do edifício. Desta definição

resultou o gráfico da Figura 3.7, onde é possível concluir que, para este edifício e para esta zona, o

sismo do tipo 1 (atividade sísmica de grande magnitude com epicentro na região atlântica, designado

por “afastado”, ver Eurocódigo 8 (2010a)) é o mais condicionante.

Figura 3.7 – Espectro de resposta para ambos os tipos de sismo (Bontempi (2012)).

De seguida, foram feitos vários modelos da estrutura do edifício da Alta Pressão no programa SAP2000.

Estes modelos foram calibrados para que os seus modos e frequências se aproximassem ao máximo

dos observados no estudo in situ.

Foram feitos os seguintes modelos:

MODEL SF, modelo tridimensional em que se modela toda a estrutura metálica com elementos

de barra (elementos do tipo frame) e ainda inclui as lajes de betão representadas por elementos

bidimensionais (elementos do tipo shell);

MODEL A (Figura 3.8), que é o MODEL SF com a adição dos elementos de alvenaria

modelados por uma malha de elementos bidimensionais;

18

Modelos B (MODEL B1 e MODEL B2, Figura 3.9), que são modelos tridimensionais

constituídos por elementos de barra, que têm por base a metodologia simplificada SAM

(Simplified Analysis for Masonry buildings) (Marques (2012)).

O MODEL B2 considera um único elemento de barra para simular o elemento em alvenaria e o

elemento em aço e o MODEL B1 considera dois elementos de barra em paralelo, um para cada

material.

Figura 3.8 – MODEL A: à esquerda perspetiva e à direita fachada sul (Bontempi (2012)).

Figura 3.9 – Esquema dos elementos de barra utilizados nos modelos B1 e B2 para modelar uma porção da fachada sul (Bontempi (2012)).

Porção da fachada sul

Alvenaria

Alvenaria + Aço

Lintel de alvenaria

x

y

z

z

Colunas de aço

Nós rígidos

Ligações rígidas

19

Após a análise de parâmetros obtidos dos modelos mencionados, em comparação com os resultados

obtidos dos testes in situ, foi concluído que a ligação ao edifício da Baixa Pressão tinha alguma

influência no comportamento do edifício em estudo, facto que levou a modificar as condições de apoio

da fachada este do edifício da Alta Pressão, obtendo como resultado os modelos AR, B1R e B2R, cujas

frequências melhor se aproximavam dos resultados dos testes in situ. Finalmente, a última alteração

que os modelos sofreram foi a consideração da fissuração da alvenaria, através da redução do módulo

de elasticidade, de modo a representarem de uma forma mais próxima da realidade, o comportamento

da estrutura face ao sismo. Obtiveram-se, então, os modelos AI, B1I e B2I.

De seguida foi feita uma análise aos possíveis mecanismos da estrutura inerentes à alvenaria, onde se

considerou o comportamento dos pilares e vigas, compostos por aço e alvenaria. Para este estudo foi

utilizado o MODEL B2R, uma vez que dos modelos existentes, este é o modelo em que as ações

sísmicas se fazem sentir com maior intensidade por representar a estrutura em bom estado, sem

fissuração na alvenaria.

Foi feita também uma análise às vigas e colunas metálicas recorrendo a combinações do estado limite

último, combinação fundamental e ação sísmica. Para esta análise foram utilizados os MODEL B1I e

MODEL SF, uma vez que o primeiro considera o módulo de elasticidade reduzido e o segundo não

considera a presença da alvenaria, facto que obriga a que as ações sejam quase totalmente absorvidas

pela estrutura metálica. Foi ainda verificada a estabilidade das colunas em relação à encurvadura,

quando oportuno.

3.2.1.2. Conclusões

Da análise elástica linear concluiu-se que, salvo muito raras exceções, a alvenaria não verifica a

segurança, isto é, não tem resistência suficiente ao sismo tal como seria de esperar. De notar que foi

comprovado que os lintéis de alvenaria não contribuem significativamente para a resposta dos pilares

de alvenaria, sendo os valores dos índices de vulnerabilidade (momento resistente/momento atuante)

comparáveis para as duas situações (com e sem lintéis). Em relação à limitação de danos nas secções

críticas dos pilares chegou-se à conclusão que o edifício não verificava as condições regulamentares.

Neste caso foi mais notória a função dos lintéis de alvenaria, mostrando uma redução nos

deslocamentos relativos calculados com a adição destes elementos.

Em relação à análise feita às vigas metálicas, constatou-se que em todos os pisos existem vigas que

não verificavam a resistência aos estados limite últimos, com a combinação fundamental ou com a

combinação sísmica (Figura 3.10, Figura 3.11, e Figura 3.12). Em relação à análise aos pilares

metálicos, verificou-se que estes também têm algumas fragilidades (Figura 3.13).

20

Figura 3.10 – Localização das secções críticas das vigas metálicas da grelha do piso das caldeiras (Bontempi (2012)).

Figura 3.11 – Localização das secções críticas das vigas metálicas da grelha do piso dos ventiladores (Bontempi (2012)).

Piso das Caldeiras

Vigas que não verificam a segurança em ambos os modelos

Vigas que não verificam a segurança no MODEL SF

Vigas que não verificam a segurança no MODEL B1I

Secção crítica tendo em conta a combinação fundamental

Secção crítica tendo em conta a combinação sísmica

Piso dos ventiladores






21

Figura 3.12 – Localização das secções críticas das vigas metálicas dos pisos dos interruptores, funis e torre de distribuição de carvão (Bontempi (2012)).

Figura 3.13 – Localização das secções críticas das colunas metálicas (Bontempi (2012)).

Uma vez que as fendas aparecem no edifício ao longo dos pilares, é espectável que as falhas

estruturais relacionadas com estas patologias se encontrem nos pilares ou, no limite, nas secções das

vigas onde intersectam os pilares. Para isso seria necessário que as secções críticas se encontrassem

maioritariamente nas fachadas sul e oeste, facto que não se verifica nos resultados apresentados

acima. No entanto, observam-se na Figura 3.13 algumas secções críticas na fachada norte e algumas

coincidentes com a fissuração existente. Posto isto, as secções críticas das colunas, no geral, não

aparentam ter relação com as patologias em estudo.

Piso dos funis

Piso dos interruptores

Piso da torre






Secção crítica no MODEL B1I

Secção crítica no MODEL SF

Secção crítica em ambos os modelos

Fachada norte

Fachada oeste

Fachada sul

22

Em relação às secções críticas das vigas, estas não apresentam nenhum padrão que indique a

fissuração nas fachadas. Em suma, é razoável concluir que a ação sísmica e a combinação

fundamental não são a causa das fendas nestas fachadas. Será então necessário averiguar outras

hipóteses que poderão ser a causa destas fissuras.

3.2.2. “Edifício da Central Tejo em Lisboa – Caraterização dos materiais e

suas anomalias”

O objetivo deste estudo (Santos (2013)) foi analisar os edifícios da Alta e Baixa Pressão, em relação à

sua construção, alterações, anomalias, intervenções e caraterização dos materiais originais e dos

utilizados nas intervenções. Para tal, foi feita uma análise às intervenções realizadas nos edifícios e

elaborados trabalhos experimentais para melhor caracterizar os principais materiais utilizados nas

edificações.

3.2.2.1. Análise da intervenção de 2011

Na análise da intervenção de 2011 concluiu-se que no edifício da Alta Pressão foram efetuadas duas

reparações: a selagem de fissuras (Figura 3.14) e, pontualmente, a substituição de tijolos (Figura 3.15)

de acordo com o critério estabelecido pelo dono de obra “relativamente a infiltrações, alteração de cor,

rigidez superficial do elemento ou existência de uma acentuada degradação dos tijolos” (Santos (2013),

p.60). A selagem de fissuras foi feita com uma resina epóxi, CrackBond TE (HELIFIX (2014)), com

acabamento em pó de tijolo pincelado, com o objetivo de impermeabilizar as fissuras para que o

processo de corrosão fosse retardado.

Figura 3.14 – Selagem de fissuras (Santos (2013)).

23

Figura 3.15 – Reconstrução do pano de alvenaria (fonte: STB) (Santos (2013)).

3.2.2.2. Análise dos materiais

No edifício da Alta Pressão foram caracterizadas amostras de tijolos das fachadas norte e oeste. Foi

então observado que, na fachada oeste do edifício da Alta Pressão a tonalidade dos tijolos presentes

nas amostras era de uma maneira geral mais clara do que a tonalidade da amostra da fachada norte e

todas as amostras deste edifício apresentavam vestígios de argamassa. Foram detetados minerais de

tom acastanhado e de tom branco na generalidade das amostras e, no caso das amostras da fachada

oeste, metade apresentava mau estado de conservação. Foi também observado que a argamassa

ligante presente na estrutura poderá ser uma argamassa hidráulica devido à sua tonalidade semelhante

à do cimento.

Foi feita uma caracterização física dos tijolos originais das fachadas, que permitiu obter as informações

constantes da Tabela 3.2, e dos tijolos utilizados para substituir os originais cujas informações são

indicadas na Tabela 3.3. Foram ainda feitos outros estudos, tais como a caracterização colorimétrica

da alvenaria e a caracterização cinética de secagem.

24

Tabela 3.2 – Propriedades das amostras de tijolos originais (Santos (2013)).

Tabela 3.3 – Propriedades das amostras de tijolos de substituição (Santos (2013)).

Os tijolos de substituição, para o edifício da Alta Pressão, foram os tijolos Português e Espanhol (Figura

3.16). Da análise da Tabela 3.2 e da Tabela 3.3 concluiu-se que nestes há uma redução da absorção

de água em comparação com os tijolos originais da fachada. Os valores da massa volúmica real destas

amostras estão na ordem dos 2670 a 2690 kg/m3 para o tijolo português e 2630 a 2650 kg/m3 para o

tijolo espanhol, que são valores semelhantes à massa volúmica dos tijolos originais, já referidos na

secção 2.2.

25

Figura 3.16 – Tijolos de substituição do edifício da Alta Pressão (Santos (2013)).

3.3. Hipóteses

Algumas hipóteses foram apresentadas para tentar explicar o aparecimento das fendas nas fachadas.

O ISQ apresentou, no seu relatório, a hipótese de que a deterioração da alvenaria foi causada pela

corrosão dos elementos metálicos no seu interior que, pela ação de infiltração das águas da chuva ao

longo do tempo, ficaram suscetíveis de desenvolver fenómenos de corrosão. Esta corrosão levaria à

expansão do aço que por sua vez iria provocar tensões na alvenaria que acabaria por ceder e criar

fendas, explicação que seria adequada no caso das fendas verticais, coincidentes com as colunas e

horizontais, coincidentes com as vigas.

Por outro lado, de acordo com a hipótese apresentada por Santos (2013), é também possível que a

fissuração seja causada pela expansão da alvenaria devido à humidade, e a variações térmicas da

mesma.

Poderia considerar-se a expansão das vigas que ligam a fachada sul às estruturas das caldeiras. Na

época de funcionamento da Central, devido ao grande aquecimento das caldeiras, estas vigas estariam

também sujeitas a altas temperaturas que por sua vez poderiam causar a expansão das mesmas,

fazendo com que impulsionassem as colunas da fachada para o exterior, causando assim a sua

fissuração. Para que isto fosse realmente considerado seria necessário que as fendas aparecessem

nos locais de ligação das vigas à fachada, facto que nem sempre acontece, e que não houvesse

tendência para o seu reaparecimento, uma vez que a Central Tejo não se encontra em funcionamento.

Outra causa a considerar seria um assentamento diferencial nos montantes da fachada sul ou oeste.

No entanto, não existem aparentemente estes assentamentos e a existirem o padrão de fissuração

provavelmente seria diferente do observado. De qualquer forma, é uma hipótese que se poderá estudar

no futuro.

Neste estudo serão consideradas as hipóteses apresentadas de seguida.

26

A primeira hipótese para a causa da fissuração da alvenaria é a ação do vento, uma vez que o edifício

se insere numa zona muito exposta, sendo possível que o vento provoque tensões de tração na

alvenaria que envolve as colunas.

A segunda hipótese admitida é a ação da temperatura, pois este edifício, ao longo de toda a sua

existência, foi sujeito a variações de temperatura muito altas, que poderão ter provocado tensões de

tração elevadas. Por um lado, devido ao calor proveniente das quatro caldeiras no seu interior, em

contraste com a temperatura exterior no inverno. Por outro, o contraste das temperaturas exteriores

altas no verão com as frescas no interior do edifício. As fachadas sul e oeste têm grande exposição

solar e a sua temperatura, no verão, pode exceder os 40ºC nos dias mais quentes. Uma vez que não

há conhecimento da data de aparecimento destas patologias seria pertinente estudar os dois casos, no

entanto a fissuração existente aparece na face exterior, o que indica tensões de tração nesta face, logo

o caso que poderia estar na origem destas patologias seria o segundo caso em que a temperatura

superior se encontra no exterior do edifício.

A terceira hipótese é a ação da expansão da coluna metálica devido à sua corrosão. Como referido,

foram encontrados elementos de aço muito danificados pela corrosão e nas fachadas sul e oeste, a

alvenaria encontra-se com sinais de erosão e com falhas na argamassa devido à sua exposição aos

sais marinhos. É, então, de esperar que as colunas nestas fachadas estejam mais expostas aos

agentes atmosféricos e, consequentemente, mais suscetíveis de corroer, podendo a sua expansão

criar tensões na alvenaria suficientemente grandes para provocar a sua fissuração.

27

4. Diagnóstico

4.1. Introdução

No presente capítulo é estudado o nível de tensões atuantes na alvenaria das colunas do edifício da

Alta Pressão. Tratando-se de um problema de fissuração, de acordo com o Eurocódigo 0 (2009a), a

combinação de ações que é abordada neste estudo é a combinação frequente dos estados limite de

utilização.

Para estudar o efeito das diferentes ações na estrutura, em primeiro lugar, é feita a quantificação de

cada ação de acordo com o respetivo Eurocódigo. Em segundo lugar, serão apresentados os modelos

testados para cada ação, executados no programa de cálculo automático ADINA, um programa de

análise de estruturas com base no método de elementos finitos ADINA (2012). Estes modelos serão

utilizados para o cálculo das tensões atuantes na alvenaria, recorrendo a análises elásticas lineares.

Após a obtenção das tensões atuantes, estas serão comparadas aos valores da tensão resistente da

alvenaria à tração, e os locais de aparecimento das fissuras comparados com os locais onde ocorrem

as tensões de tração nos modelos.

A tensão resistente à tração dos tijolos de alvenaria é calculada aproximadamente, recorrendo para o

efeito ao Eurocódigo 6 parte 1-1 (2008). Assim, a tensão resistente de cálculo à tração da alvenaria (𝑓t)

é obtida através do cálculo da tensão resistente de cálculo à flexão, para um plano de rotura

perpendicular às juntas horizontais, 𝑓xd2 (Figura 4.1). Esta última é calculada de acordo com a

expressão (4.1), onde 𝑓xk2 é a tensão característica resistente à flexão, e 𝛾M é o fator de segurança

parcial, que toma o valor unitário para os estados limite de utilização.

𝑓xd2 =𝑓xk2

𝛾M

(4.1)

Figura 4.1 – Modo de rotura do pano de alvenaria considerado (Eurocódigo 6 parte 1-1).

28

De acordo com o Anexo Nacional do Eurocódigo 6 parte 1-1, o valor de 𝑓xk2 depende do tipo de unidade

de alvenaria e argamassa utilizada. É admitido neste estudo que a argamassa utilizada na construção

do edifício foi uma argamassa corrente, com resistência normalizada à compressão (𝑓m) inferior a

5 MPa. Este valor não é determinado, mas tendo em conta a época em que o edifício foi construído,

considerou-se que este seria o valor mais indicado a considerar para os cálculos, estando, assim, do

lado da segurança. Considerando que as unidades são cerâmicas, a tensão característica resistente à

flexão da alvenaria toma o valor 𝑓xk2 = 0,20 MPa e por consequência 𝑓xd2 = 𝑓𝑡 = 0,20 MPa, sendo estas

tensões de igual valor às tensões resistentes à tração.

Segundo Henry et al. (2004), a resistência à tração da alvenaria de tijolo é da ordem de 0,40 MPa,

sendo este valor suscetível de oscilar. No entanto, é possível observar maiores valores da tensão

característica resistente de flexão (McKenzie (2001)), dependendo do tipo de unidades de alvenaria,

classe da argamassa e nível de absorção de água por parte da alvenaria. A tensão característica

resistente de flexão da alvenaria, para tijolos cerâmicos com absorção superior a 12% e uma

argamassa do tipo M2 (classe da resistência normalizada à compressão, 𝑓m = 2 MPa), pode atingir

valores de 𝑓xk2 = 0,80 MPa.

Para os tijolos de substituição, poderá considerar-se uma resistência à flexão superior, uma vez que a

absorção destes em geral é inferior a 12% e a argamassa de assentamento deverá ser de classe

superior à original. Desta forma, adotou-se para essa alvenaria 𝑓xk2 ≈ 1 MPa, sendo este valor obtido

recorrendo ao British Standard (BS 5628 : Part 1 : 1992).

No presente estudo, os valores da tensão atuante serão comparados com o valor da tensão resistente

de cálculo obtida através do Eurocódigo 6 parte 1-1 e o respetivo Anexo Nacional, isto é, 𝑓t = 0,20 MPa.

4.2. Análise da ação do vento

4.2.1. Introdução

Para estudar o efeito da ação do vento esta é quantificada de acordo com o Eurocódigo 1 parte 1-4

(2010b). A avaliação das tensões provocadas pela ação do vento é feita de forma aproximada através

de um modelo de barra, com condições de apoio o mais aproximadas quanto possível da realidade. De

seguida, concebem-se vários modelos no programa de cálculo automático ADINA, com diferentes

dimensões e condições de apoio, por forma a estudar os efeitos da ação do vento nos diferentes

modelos. Por fim são comparados os valores das tensões atuantes com o valor da tensão resistente

da alvenaria, calculada na secção 4.1.

29

4.2.2. Definição da ação do vento

A pressão exterior do vento (𝑤e) é calculada através da expressão (4.2) (expressão (5.1) do Eurocódigo

1 parte 1-4), onde 𝑐pe é o coeficiente de pressão exterior e 𝑞p(𝑧e) é a pressão dinâmica de pico à altura

de referência 𝑧e.

𝑤e = 𝑞p(𝑧e) 𝑐pe (4.2)

O coeficiente de pressão exterior toma o valor de 𝑐pe,1, coeficiente de pressão local, ou de 𝑐pe,10,

coeficiente de pressão global, consoante se trate de uma superfície carregada de 1 ou 10 m2,

respetivamente. Uma vez que a área carregada excede os 10 m2 (as dimensões da fachada oeste, a

menor, são, aproximadamente, 21,44 × 22 m2) adotou-se o coeficiente 𝑐pe,10. De acordo com a figura

7.5 do Eurocódigo 1 parte 1-4, a fachada sul (fachada do tipo D) é a mais condicionante, logo através

do Quadro 7.1 do Eurocódigo 1 parte 1-4 obtém-se 𝑐pe,10 = 𝑐pe = 0,8.

A pressão dinâmica de pico é calculada através da expressão (4.3) (expressão (4.8) do Eurocódigo 1

parte 1-4), onde 𝑐e(𝑧) é o coeficiente de exposição à altura 𝑧 e 𝑞b é a pressão dinâmica de referência

calculada pela expressão (4.4) (expressão (4.10) do Eurocódigo 1 parte 1-4).

𝑞p(𝑧) = 𝑐e(𝑧) 𝑞b (4.3)

𝑞b =1

2. 𝜌. 𝑣b

2 (4.4)

O coeficiente de exposição é determinado com recurso à Figura 4.2 (figura 4.2 do Eurocódigo 1 parte

1-4), que relaciona este coeficiente com a altura e com a categoria de terreno onde o edifício se insere,

para um terreno plano em que o coeficiente de orografia (𝑐0(𝑧)) assim como o coeficiente de turbulência

(𝑘I) tomam o valor unitário (o valor de 𝑘I é recomendado pelo Eurocódigo 1 parte 1-4). Uma vez que

este edifício se encontra numa zona costeira, tem uma categoria de terreno I, de acordo com o Quadro

NA-4.1 do anexo nacional. Posto isto, o coeficiente de exposição a 22 metros (cota do piso dos

ventiladores) é 3,38.

Figura 4.2 – Representação do coeficiente de exposição ce(z) (Anexo Nacional do Eurocódigo 1 parte 1-4).

30

Na expressão (4.4), a massa volúmica do ar (𝜌), toma o valor recomendado de 1,25 kg/m3, e o valor de

referência da velocidade do vento (𝑣b), é dado pela expressão seguinte (expressão (4.1) do Eurocódigo

1 parte 1-4)

𝑣b = 𝑐dir 𝑐season 𝑣b,0 (4.5)

onde o coeficiente de direção (𝑐dir) e o coeficiente de sazão (𝑐season) poderão ter o valor recomendado

igual à unidade, de acordo com o Eurocódigo 1 parte 1-4. O valor básico de referência do vento (𝑣b,0),

é determinado de acordo com o Quadro NA.I do Anexo Nacional do Eurocódigo 1 parte 1-4, tendo em

conta que o edifício está situado na Zona B do país. Consequentemente, 𝑣b,0 toma o valor 30 m/s.

O Eurocódigo 1 parte 1-4 prevê também o cálculo da pressão no interior dos edifícios exercida pelo

vento, no entanto neste caso essa pressão será desprezada, uma vez que este edifício tem poucos

vãos passíveis de serem abertos e estes estão quase sempre fechados. Posto isto, de acordo com os

valores da Tabela 4.1, a pressão exterior característica do vento a 22 metros de altura tem o valor

1,52 kN/m2.

Tabela 4.1 – Valores da quantificação da ação do vento.

𝒄𝐬𝐞𝐚𝐬𝐨𝐧 𝒄𝐝𝐢𝐫 𝒗𝐛,𝟎

(m/s)

𝒗𝐛

(m/s)

𝝆

(kg/m3)

𝒒𝐛

(kN/m2)

𝒄𝐞(𝟐𝟐) (-)

𝒒𝐩

(kN/m2) 𝒄𝐩𝐞

𝒘𝐞

(kN/m2)

1,00 1,00 30,00 30,00 1,25 0,56 3,38 1,90 0,80 1,52

De acordo com o Eurocódigo 0 (2009a) a expressão para determinar o valor da ação com base na

combinação frequente está representada na expressão seguinte

(4.6)

onde o coeficiente para determinação do valor frequente da ação variável do vento (𝜓1), é igual a 0,2.

Em conclusão, o valor de cálculo da acção do vento fica 𝑤e,d = 0,2 × 1,52 = 0,30 kN/m2.

4.2.3. Modelo de barra simplificado

Para analisar a ação do vento sobre as colunas do edifício começa-se por se fazer um cálculo simples

para averiguar o nível de tensões à superfície da alvenaria. Admite-se um modelo de barra, que

representa um metro de desenvolvimento da coluna A5 (Figura 2.3), com um apoio fixo no centro, que

31

representa a coluna de aço, e com encastramentos deslizantes nas extremidades, para representar a

simetria da estrutura (Figura 4.3). Após aplicado o carregamento 𝑤e,d obtido anteriormente obtém-se o

diagrama de momentos no modelo (Figura 4.4).

Figura 4.3 – Modelo de barra simplificado. Dimensões em metros.

Figura 4.4 – Diagrama de momentos no modelo. Momentos em kNm.

Uma vez que este modelo representa um metro de desenvolvimento da coluna e a profundidade da

secção central é 0,60 m (Figura 4.3), a máxima tensão resultante na zona do apoio é de 10 kPa

(0,01 MPa). Comparando este nível de tensões com a tensão resistente, pode concluir-se que o vento

não deverá provocar fissuras na alvenaria.

4.2.4. Modelo simplificado – ADINA

Nesta secção é descrito o primeiro modelo realizado com programa de cálculo automático ADINA para

a análise da ação do vento nas colunas das fachadas do edifício da Alta Pressão. Este modelo

representa uma porção de um metro de desenvolvimento da coluna, em altura, e é representativo de

-

+

32

uma coluna tipo deste edifício. Inicialmente, considera-se um modelo com a dimensão longitudinal igual

ao modelo de barra simplificado e condições de apoio e carregamento semelhantes ao mesmo (Figura

4.5). As suas dimensões são retiradas da Figura 2.11 e Figura 2.3 da secção 2.2.

Para a conceção do modelo no programa de cálculo automático ADINA, apenas existem três graus de

liberdade em cada nó do modelo, sendo estes os deslocamentos segundo 𝑥, 𝑦 e 𝑧. De seguida, definiu-

se um conjunto de pontos, linhas retas, linhas combinadas das linhas retas, faces e corpos.

Figura 4.5 – Modelo simplificado em planta. Dimensões em metros.

Através de um vetor (𝑥, 𝑦, 𝑧) = (0,0,1), os corpos criados são extrudidos para um metro de altura,

criando assim o modelo indicado na Figura 4.6.

Figura 4.6 – Geometria do modelo simplificado.

1 m

33

Após a definição da geometria do modelo são definidas as condições de apoio. Estas condições

pretendem simular o comportamento da porção de coluna do modelo no edifício e para isso recorre-se

a simplificações de simetria. Na face 2 do corpo 1 e na face 4 do corpo 4 (face oposta) são aplicados

apoios deslizantes, com o deslocamento segundo 𝑥 impedido, na Figura 4.7 estes estão representados

a azul. Na face 8 do corpo 2 e na face 2 do corpo 3 (faces centrais), são aplicados apoios deslizantes

com os deslocamentos segundo 𝑥 e 𝑦 impedidos, na Figura 4.7 estes estão representados a verde.

Nas faces 5 e 6 do corpo 1, 9 e 10 do corpo 2, 9 e 10 do corpo 3 e 5 e 6 do corpo 4 são aplicados

apoios deslizantes, impedindo o deslocamento segundo 𝑧 no topo e na base do modelo (Figura 4.8).

De seguida foi aplicado o carregamento que simula a ação do vento, calculado na secção anterior.


Figura 4.8 – Condições de apoio: a azul apoios deslizantes em 𝒙 e 𝒚.

34

Para ser possível a análise do modelo é necessário definir os materiais, os grupos de elementos

compostos pelos materiais definidos, a densidade da malha a criar e por fim, a malha de cada grupo

de elementos. A malha resultante é composta por elementos tetraédricos isoparamétricos com 255 904

nós e 182 413 elementos (Figura 4.9). Apesar dos elementos hexaédricos serem mais precisos, no

sentido em que os resultados obtidos, para um grau de aproximação equivalente, convergem mais

rapidamente para os resultados exatos do modelo numérico, são escolhidos elementos tetraédricos.

Esta opção está relacionada com a dificuldade que o primeiro tipo de elementos apresenta na geração

de malhas compatíveis, uma vez que se adaptam com maior dificuldade aos corpos.

Figura 4.9 – Malha do modelo simplificado.

Algumas características dos materiais são as já descritas na secção 2.2. No entanto as janelas são

compostas por caixilhos de betão armado e vidro e não alvenaria. Sendo assim, os corpos do modelo

que têm o material das janelas (caixilhos + vidro) têm propriedades diferentes das dos materiais

constituintes. Assim, foi necessário calcular um módulo de elasticidade (𝐸) equivalente que

representasse o comportamento destes corpos, em termos de rigidez, e que fosse o mais aproximado

da realidade possível. Ao aplicar a simplificação de simetria do modelo da presente secção, obtém-se

uma consola (Figura 4.10) onde, de acordo com Pinheiro et al. (2010), o deslocamento máximo (𝛿 max)

devido a uma carga uniformemente distribuída 𝑝 pode ser calculado através da expressão (4.7).

35

Figura 4.10 – Em cima modelo simplificado, em baixo respetiva simplificação de simetria. A tracejado: deformada devido a uma carga uniformemente distribuída.

𝛿 max =1

8

𝑝𝐿4

𝐸𝐼=

1

8

𝑝𝐿4

𝐸c𝐼c

(4.7)

Na equação (4.7), o valor do módulo de elasticidade atribuído ao material das janelas (𝐸) é a incógnita

e o valor do momento de inércia das janelas no modelo (𝐼), pode ser calculado de acordo com a

expressão (4.8), onde 𝑏 = 1 m e ℎ = 0,36 m, resultando, assim, 𝐼 = 0,00389 m4. Para o módulo de

elasticidade dos caixilhos (𝐸c), admitiu-se um valor igual ao do betão armado e que foi utilizado nos

elementos compostos por este material na estrutura do edifício, isto é, 𝐸c = 30 GPa. O momento de

inércia dos caixilhos (𝐼c) é calculado novamente através da expressão (4.8), onde neste caso 𝑏 = 7 cm

e ℎ = 10,5 cm, dimensões da secção das vigas constituintes dos caixilhos (Bontempi (2012)). No

entanto, esta inércia tem que ser multiplicada pelo número de vigas existentes num metro de coluna

em altura. Estando as vigas espaçadas de aproximadamente 70 cm na vertical, existem 1,43 vigas num

metro de coluna (Figura 4.11), resultando em 𝐼c = 9,66 × 10−6 m4 e 𝐸 = 0,0745 GPa. É importante

referir que para o cálculo do módulo de elasticidade das janelas apenas se considerou a contribuição

dos elementos de betão armado horizontais, não considerando a contribuição dos elementos verticais

e do vidro para o cálculo desta constante.

𝐼 =𝑏ℎ3

12 (4.8)

36

Figura 4.11 – Esquema dos caixilhos. Dimensões em metros.

Para a alvenaria é considerada a massa volúmica utilizada no estudo de Santos (2013) e para os

caixilhos é utilizada a massa volúmica do betão armado e do vidro.

Apesar do parâmetro coeficiente de dilatação térmica linear não ser relevante para a presente análise,

o programa de cálculo automático exige a completa definição das propriedades mecânicas dos

materiais. Assim, definiu-se para as janelas um valor do coeficiente de dilatação térmica linear de

𝛼 = 12 × 10−6 ºC-1, correspondente apenas aos seus caixilhos em betão, e para a alvenaria um valor

alfa de 𝛼 = 6 × 10−6 ºC-1 (Kalil (2010)).

Em relação ao coeficiente de Poisson dos caixilhos este admite-se igual ao coeficiente de Poisson do

betão, 𝜈 = 0,2. Finalmente, as propriedades dos materiais utilizados neste modelo encontram-se na

Tabela 4.2. Após concluídas estas etapas, o programa estaria pronto a ser analisado (Figura 4.12).

Tabela 4.2 – Propriedades dos materiais utilizados no modelo simplificado.

Materiais 𝑬 (GPa) 𝝂 (-) 𝝆 (kg/m3) 𝜶 (× 𝟏𝟎−𝟔 °C-1)

Alvenaria 3,37 0,25 2700 6

Janelas 0,0745 0,2 2500 12

37

Figura 4.12 – Modelo final com o carregamento aplicado. Pressão em kN/m2.

Após realizar a análise é possível observar os resultados das tensões segundo 𝑥, tensões que estão

relacionadas com a fissuração observada (Figura 4.13). Analisando a Figura 4.13 e a Figura 4.14, é

possível verificar que as tensões provocadas pela ação do vento na face exterior da zona central são

da ordem dos 25 kPa (0,025 MPa), um valor inferior à tensão resistente da alvenaria. Observam-se

também tensões um pouco maiores, na ordem dos 30 kPa (0,030 MPa) nos cantos, facto que seria de

esperar uma vez que nos cantos vivos existe concentração de tensões.

Figura 4.13 – Campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa.

38

Figura 4.14 – Pormenor do campo de tensões segundo 𝒙.

4.2.5. Modelo com coluna metálica – ADINA

O presente modelo é concebido de forma semelhante aos modelos anteriores, com a diferença que se

introduziu a coluna metálica existente no interior da alvenaria (Figura 4.15). Como referido na secção

2.2, existem três tipos de colunas metálicas nas fachadas, A, B e G, no entanto neste modelo a coluna

metálica modelada é a coluna A uma vez que esta se repete em maior número. É importante referir

que as chapas que unem os banzos dos perfis são descontínuas, como é possível observar na Figura

4.17. No entanto, no presente modelo considerou-se que a coluna era composta pelos dois perfis

unidos por chapas contínuas em toda a altura. A coluna metálica é bissimétrica e tem as dimensões

representadas na Figura 4.16.

39

Figura 4.15 – Modelo com coluna metálica em planta. Dimensões em metros.

Figura 4.16 – Coluna metálica do tipo A. Dimensões em metros.

Figura 4.17 – Pormenor das chapas de ligação dos banzos nas colunas metálicas.

40

A geometria do modelo é ilustrada na Figura 4.18. As condições de apoio que representam as

simplificações de simetria do presente modelo são iguais às do modelo da secção 4.2.4, mas, neste

caso, com maior número de faces envolvidas. São aplicados apoios deslizantes no topo e na base,

impedindo o deslocamento segundo 𝑧 (Figura 4.20) e apoios deslizantes nas laterais impedindo o

deslocamento segundo 𝑥 (Figura 4.19). Uma última condição de apoio é aplicada em todos os corpos

do perfil metálico, fixando-os nas direções, 𝑥 e 𝑦 (Figura 4.19). É então aplicado o carregamento 𝑤e,d,

correspondente à acção do vento.

Figura 4.18 – Geometria do modelo com coluna metálica.


1 m

41

Figura 4.20 – Condições de apoio: a azul apoios deslizantes em 𝒙 e 𝒚.

São estabelecidos os materiais (Tabela 4.3), os grupos de elementos, a densidade da malha e a malha.

Desta malha de elementos finitos tetraédricos isoparamétricos, resultaram 274 440 nós e 191 018

elementos (Figura 4.21).

Figura 4.21 – Malha do modelo com coluna metálica.

42

As propriedades dos materiais encontram-se na Tabela 4.3, sendo em tudo iguais aos materiais

utilizados no modelo anterior, mas com a adição do aço, em que se admitiu que o coeficiente de

dilatação linear tomava o valor 𝛼 = 12 × 10−6 °C-1, o módulo de elasticidade 𝐸 = 200 GPa, o coeficiente

de Poisson 𝜈 = 0,3 e a massa volúmica 𝜌 = 7850 kg/m3. O modelo resultante encontra-se ilustrado na

Figura 4.22.

Tabela 4.3 – Propriedades dos materiais utilizados no modelo com coluna metálica.


Alvenaria 3,37 0,25 2700 6

Janelas 0,0745 0,2 2500 12

Aço 200 0,3 7850 12

Figura 4.22 – Modelo final com carregamento aplicado. Pressão em kN/m2.

Após realizar a análise obtêm-se as tensões na face exterior, da zona central, e que têm valor máximo

na ordem dos 10 kPa (0,010 MPa) (Figura 4.23 e Figura 4.24), inferiores aos das tensões obtidas no

modelo anterior. É, também, importante realçar que o local onde o maior nível de tensões se manifesta

é, aproximadamente, coincidente com o local onde algumas fissuras aparecem (Figura 4.25).

43

Novamente, é notória a concentração de tensões nos cantos, facto que já foi explicado na secção

anterior (secção 4.2.4).

Figura 4.23 – Campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa.

Figura 4.24 – Pormenor do campo de tensões segundo 𝒙.

44

Figura 4.25 – Fissuração na coluna do canto sudoeste do edifício da Alta Pressão.

Um aspeto a discutir é a rigidez de ligação entre as janelas e a alvenaria. Neste modelo, assim como o

anterior, poderá não se estar a representar essa ligação da melhor forma, uma vez que ela,

provavelmente não é capaz de transmitir momento. Em alternativa essa ligação poderá materializar-se

com uma rótula acompanhada de uma mola de rotação com rigidez muito baixa, aproximadamente

nula. Nos seguintes modelos este pressuposto é tido em consideração.

4.2.6. Modelo rotulado com coluna metálica – ADINA

Este modelo tem os mesmos tipos de entidades topológicas que os restantes modelos, pontos, linhas

retas, linhas combinadas, faces e corpos. O que difere para os anteriores é que considera a ligação

entre as janelas e a alvenaria através de uma rótula que permite a rotação em torno do eixo 𝑧.

Figura 4.26 – Geometria do modelo rotulado com coluna metálica para a ação do vento.

1 m

45

Em relação à geometria (Figura 4.26), este modelo é mais simples que os anteriores por não ter as

janelas explicitamente representadas. Para além da geometria, as condições de apoio também

sofreram algumas alterações, permanecendo a base e o topo com apoios deslizantes, que impedem o

deslocamento segundo 𝑧. Nas laterais são aplicados apoios deslizantes, que impedem o deslocamento

segundo 𝑥, em duas linhas verticais que se encontram a meia secção (Figura 4.27). Esta alteração

permite considerar que a ligação entre as janelas e a alvenaria é uma rótula. A coluna de aço

permanece fixa, como no modelo anterior, com os deslocamentos segundo 𝑥 e 𝑦 impedidos. Tal como

nos modelos anteriores, é aplicado o carregamento proveniente da definição da ação do vento, 𝑤e,d

(Figura 4.28).

Figura 4.27 – Condições de apoio: a verde apoios deslizantes em 𝒛, a vermelho apoios deslizantes em 𝒚 e 𝒛 e a azul apoios deslizantes em 𝒙 e 𝒚.

Figura 4.28 – Modelo final com carregamento aplicado. Pressão em kN/m2.

46

Figura 4.29 – Malha do modelo rotulado com coluna metálica.

Após a definição dos materiais (Tabela 4.4), dos grupos de elementos, da densidade da malha e da

malha, obtém-se um modelo de elementos finitos tetraédricos isoparamétricos com 184 818 nós e

127 528 elementos (Figura 4.29). Dos resultados, nomeadamente do campo de tensões atuantes

segundo 𝑥 (Figura 4.30), verifica-se que na face exterior da zona central, as tensões de tração tomam

valores da ordem dos 3 kPa (0,003 MPa), valores que se podem considerar baixos comparativamente

com a tensão resistente. Outro aspeto que se observa na Figura 4.30 é o local onde ocorre o maior

nível de tensões de tração. Estas continuam a manifestar-se próximas das zonas onde algumas fissuras

aparecem, de acordo com o observado no modelo da secção 4.2.5.

Tabela 4.4 – Propriedades dos materiais utilizados no modelo rotulado com coluna metálica.


Alvenaria 3,37 0,25 2700 6

Aço 200 0,3 7850 12

47


segundo 𝒙. Tensões em kPa.

4.2.7. Conclusões

Da análise dos resultados dos modelos numéricos, nomeadamente das tensões atuantes e da sua

comparação com o valor da tensão resistente de cálculo à tração, 𝑓xd2 = 0,20 MPa = 200 kPa,

constata-se que o valor máximo das tensões de tração na face exterior obtido nos modelos anteriores,

foi da ordem de 𝜎d = 25 kPa e com localizações compatíveis com as fissuras existentes no edifício. No

modelo que seria mais aproximado da realidade, modelo rotulado com coluna metálica (secção 4.2.6),

o valor das tensões atuantes no mesmo local é ainda mais baixo e ronda 𝜎d = 3 kPa.

Conclui-se, portanto, que a ação do vento por si só não causou o aparecimento das fissuras, pois os

valores das tensões de tração atuantes são reduzidos. No entanto, essas tensões poderão ter

potenciado o seu crescimento. Outro aspeto relevante, é o local onde aparecem nos modelos as

tensões máximas, na face exterior da zona central. Como se observa na Figura 4.31, os campos de

tensões obtidos com os modelos numéricos são compatíveis com as fissuras que existem no edifício.

É, também, importante referir que, segundo o Eurocódigo 0 (2009a), os valores característicos das

ações climáticas são definidos para um período de retorno de 50 anos. Uma vez que a estrutura do

edifício da Alta Pressão tem aproximadamente 75 anos, esses valores têm grande probabilidade de já

ter ocorrido. Ao considerar que os valores característicos da ação do vento já ocorreram, para obter os

novos campos de tensões, é necessário multiplicar os resultados obtidos por 1

𝜓1=

1

0,2= 5. Obtém-se,

assim, resultados na ordem dos 0,125 MPa no modelo mais gravoso (secção 4.2.4), e 0,015 MPa no

48

modelo que se admite melhor representar a estrutura (secção 4.2.6). Apesar do nível de tensões

aumentar, não parece ser suficiente para originar a formação das fissuras existentes na alvenaria.

Figura 4.31 – Fissuração existente nas colunas do edifício da Alta Pressão.

4.3. Análise da ação da temperatura

4.3.1. Introdução

Para a análise da ação da temperatura efetua-se, numa fase inicial, a quantificação desta ação de

acordo com o Eurocódigo 1 parte 1-5 (2009b). Numa segunda fase é apresentado o modelo realizado

no programa de cálculo automático ADINA, para avaliação das tensões na coluna devido a esta ação.

Por fim são confrontados os resultados obtidos das tensões atuantes, com a tensão resistente de

cálculo à tração da alvenaria.

49

4.3.2. Definição da ação da temperatura

De acordo com o Eurocódigo 1 parte 1-5 (2009b), a ação térmica em edifícios deve ter em conta três

parcelas: a componente da variação uniforme da temperatura (∆𝑇u), a componente linear da variação

diferencial da temperatura (∆𝑇M) e a componente da diferença de temperatura entre as diversas partes

da estrutura (∆𝑇p). Esta última parcela será desprezada uma vez que não existem informações acerca

da variação de temperatura em altura, apesar de existirem zonas das fachadas que poderão estar

sujeitas a esta ação.

Para o cálculo da componente da variação uniforme da temperatura foi utilizada a expressão (4.9)

(expressão 5.1 do Eurocódigo 1 parte 1-5), onde 𝑇 é a temperatura média do elemento e 𝑇0 é a

temperatura inicial do elemento.

∆𝑇u = 𝑇 − 𝑇0 (4.9)

Segundo o Eurocódigo 1 parte 1-5, nos casos em que a estrutura tem apenas uma camada e as

condições ambientais são semelhantes em ambas as faces, a parcela 𝑇 é considerada a média das

temperaturas do ambiente interior e exterior. No presente estudo, as condições do ambiente interior e

exterior são diferentes, uma vez que o interior tem uma temperatura bastante inferior à temperatura

exterior, devido à alta exposição solar do edifício. A parede do edifício tem dois panos ligados com

elementos transversais, com assentamento “a meia vez” (secção 2.2, Figura 2.10) onde existem zonas

de continuidade de tijolos, consequentemente pontes térmicas, e zonas de vazio (com caixa de ar). De

acordo com o Eurocódigo 1 parte 1-5 (Anexo D), neste caso, o cálculo da temperatura média do

elemento considera as resistências térmicas e a condutibilidade térmica dos materiais que compõem a

parede. Ora, como já foi dito anteriormente, a informação disponível acerca dos materiais constituintes

do edifício é diminuta, e o objetivo deste estudo é determinar o nível de tensões aproximadas na

alvenaria por ação da temperatura, por este motivo, considerou-se que a temperatura média do

elemento, 𝑇, é a média das temperaturas do ambiente interior e exterior, 𝑇in e 𝑇out respetivamente. A

temperatura do ambiente interior foi determinada de acordo com o Quadro 5.1 do Eurocódigo 1 parte

1-5, onde 𝑇in = 𝑇1 no verão e 𝑇in = 𝑇2 no inverno. A temperatura do ambiente exterior foi determinada

de acordo com o Quadro 5.2 do Eurocódigo 1 parte 1-5, onde para uma superfície de cor clara 𝑇out =

𝑇max + 𝑇4 no verão e 𝑇out = 𝑇min no inverno. A temperatura máxima (𝑇max) obtém-se através do Quadro

NA.II e a temperatura mínima (𝑇min) do Quadro NA.I, do Anexo Nacional do Eurocódigo 1 parte 1-5.

Uma vez que o edifício se insere em Lisboa, Zona B de acordo com o Eurocódigo 1 parte 1-5, obteve-

se 𝑇max = 40 °C e 𝑇min = 0 °C. A temperatura 𝑇4 obteve-se do Quadro NA-5.2, sendo esta igual a 2 °C.

De acordo com o Quadro NA-5.1 𝑇1 = 25 °C e 𝑇2 = 18 °C. Finalmente, obteve-se a temperatura média

do elemento, para o verão e inverno, de acordo com o Anexo Nacional (Tabela 4.5), sendo que a

temperatura a utilizar será a do verão por ser a mais condicionante. É importante referir que a

temperatura exterior foi determinada para a fachada oeste, por ser esta a mais condicionante de acordo

com o Quadro NA-5.2 do Eurocódigo 1 parte 1-5.

50

Tabela 4.5 – Temperatura média da parede (𝐓).

𝑻𝐢𝐧 (°C) 𝑻𝐨𝐮𝐭 (°C) 𝑻 (°C)

Verão 25 42 33,5

Inverno 18 0 9

De acordo com o ponto NA-A.1(3) do Anexo Nacional, a temperatura inicial do elemento (𝑇0), na

ausência de mais informação, deve ser considerada 15 °C. Posto isto, subtraindo 𝑇0 de 𝑇, a

componente da variação uniforme da temperatura toma o valor de ∆𝑇u = 18,5 °C.

Resta então calcular a componente da variação linear da temperatura (𝛥𝑇M). Esta obtém-se através da

diferença entre a temperatura na superfície exterior e interior da secção da parede, isto é,

𝛥𝑇M = 𝑇out − 𝑇in = 17 °C no verão. Em conclusão o valor característico mais condicionante da

distribuição da temperatura, de acordo com o Eurocódigo 1 parte 1-5 e o respetivo Anexo Nacional, é

de 27 °C no exterior e 10 °C no interior, conforme representado na Tabela 4.6.

Tabela 4.6 – Resultado da quantificação da ação da temperatura.

∆𝑻𝐮 (°C) 𝜟𝑻𝐌 (°C) 𝑻𝐭𝐨𝐭𝐚𝐥 (°C)

Interior 18,5 −8,5 10

Exterior 18,5 8,5 27

Em concordância com o Eurocódigo 0 (2009a), para a combinação frequente dos estados limite de

utilização, o coeficiente para a determinação do valor frequente da ação variável da temperatura (𝜓1)

toma o valor 0,5. Desta forma o valor de cálculo da distribuição da temperatura a aplicar no interior será

0,5 × 10 = 5 °C e no exterior será 0,5 × 27 = 13,5 °C. É importante referir que, caso fosse feita a

definição da ação apenas de acordo com o Eurocódigo 1 parte 1-5, os valores de cálculo desta ação

seriam superiores, na ordem dos 30 °C no exterior considerando a combinação frequente. No entanto,

é aconselhável utilizar os valores constantes do Anexo Nacional, uma vez que estes são valores mais

adequados para o território nacional.

51

4.3.3. Modelo rotulado com coluna metálica – ADINA

Uma vez que na análise do vento se concluiu que o modelo que melhor representava a realidade da

estrutura era o modelo rotulado e com coluna metálica (secção 4.2.6), este último é o modelo a utilizar

neste estudo.

Para a ação da variação da temperatura é necessário criar funções espaciais para representar o

gradiente da temperatura do exterior para o interior do edifício. No entanto o programa de cálculo

automático ADINA não permite aplicar solicitações diferenciais, neste caso cargas/variações de

temperatura, em corpos. Por este motivo, é necessário criar um novo modelo, com a mesma geometria,

mas composto por volumes em vez de corpos, isto é, paralelepípedos.

Para criar o novo modelo recorre-se a entidades topológicas do tipo pontos, linhas retas, superfícies e

volumes. Para que, mais tarde, a malha definida não tivesse conflitos a nível de compatibilidade de

deslocamentos, é necessário criar volumes contínuos, com extremos que coincidissem com os

extremos dos outros volumes, como se exemplifica na Figura 4.32. Desta forma, obtém-se um modelo

com 122 volumes (Figura 4.33).

Figura 4.32 - Exemplo do procedimento utilizado para assegurar a compatibilidade de deslocamentos no modelo.

Figura 4.33 – Geometria do modelo rotulado com coluna metálica para a ação da temperatura.

1 m

52

São aplicadas as condições de apoio. Neste modelo essas condições são semelhantes às condições

de apoio do último modelo testado para o vento (secção 4.2.6). Assim, são colocados apoios

deslizantes no topo e na base para representar a simetria (deslocamento segundo 𝑧 impedido) e apoios

deslizantes nas linhas a meia secção do pano de alvenaria das laterais (deslocamento segundo 𝑥

impedido) (Figura 4.34).

Figura 4.34 – Condições de apoio: a verde apoios deslizantes em 𝒛, a vermelho apoios deslizantes em 𝒚 e

𝒛, a azul apoios deslizantes em 𝒙 e 𝒚.

A condição de apoio que se materializa de forma diferente é a fixação da coluna metálica. Se se

bloqueasse todos os deslocamentos 𝑥 e 𝑦 dos volumes representativos da coluna metálica, como foi

feito para o modelo da secção 4.2.6, esta estaria impedida de expandir, facto que não acontece na

realidade quando submetida a uma variação de temperatura. Desta forma optou-se por fixar o

deslocamento segundo 𝑦 e segundo 𝑥 na linha central da coluna que representa o seu centro de

gravidade.

De seguida, aplicou-se no modelo o gradiente calculado na secção 4.3.1, proveniente da definição da

ação da temperatura (Figura 4.35). São definidos os materiais constituintes do modelo (sendo estes

em tudo iguais aos materiais utilizados no modelo da secção 4.2.6, Tabela 4.7), os grupos de

elementos, a densidade da malha e a malha de cada grupo de elemento.

53

Figura 4.35 – Modelo rotulado com coluna metálica com variação de temperatura aplicada.

São definidos os materiais constituintes do modelo (sendo estes em tudo iguais aos materiais utilizados

no modelo da secção 4.2.6, Tabela 4.7), os grupos de elementos, a densidade da malha e a malha de

cada grupo de elemento. Como as informações disponíveis acerca dos materiais dos edifícios da

Central Tejo são limitadas, foi necessário fazer uma pesquisa acerca do coeficiente de dilatação linear

da alvenaria (𝛼). Segundo Kalil (2010), a alvenaria apresenta um coeficiente de dilatação linear

pequeno e no seu estudo considera que 𝛼 = 6 × 10−6 °C-1, desta forma, neste trabalho é utilizado este

valor. Executados estes passos, obtém-se o modelo da Figura 4.35 com uma malha constituída por

elementos hexaédricos isoparamétricos, com 135 177 nós e 15 720 elementos. Neste caso já é possível

utilizar uma malha de elementos hexaédricos, uma vez que o modelo é constituído por volumes e estes

elementos permitem uma convergência mais rápida dos resultados para o valor exato do modelo

numérico.

Tabela 4.7 – Propriedades dos materiais utilizados no modelo rotulado com coluna metálica.


Alvenaria 3,37 0,25 2700 6

Aço 200 0,3 7850 12

𝑻𝒆𝒙𝒕 = 𝟏𝟑, 𝟓 °C

𝑻𝒊𝒏𝒕 = 𝟓 °C

54

Após realizar a análise obtêm-se as tensões atuantes segundo 𝑥 representadas na Figura 4.36. Esta

malha não necessita de um refinamento maior, uma vez que o campo de tensões não apresenta

descontinuidades, apesar de menos refinada que a malha de elementos tetraédricos utilizada na

secção 4.2.6. Na face exterior da zona central estas tensões revelaram-se na ordem dos 0,40 MPa de

tração, já nos cantos as tensões chegam aos 0,25 MPa de compressão. No entanto, este resultado não

traz inconvenientes para a estrutura, pois a resistência à compressão da alvenaria é significativamente

superior a esse valor da tensão. Não havendo dados acerca da resistência à compressão da alvenaria

utilizada neste edifício, de acordo com o Eurocódigo 6 parte 1-1 e respetivo Anexo Nacional, admitindo

unidades de alvenaria de classe de resistência à compressão U4 (𝑓b = 4 MPa) e argamassa corrente

da classe de resistência M5 (𝑓m = 5 MPa), a expressão (3.2) do Eurocódigo 6 parte 1-1 fornece o valor

da resistência à compressão, 𝑓k = 2,35 MPa, em que neste caso 𝑓k = 𝑓d. Por outro lado as tensões de

tração que aparecem na alvenaria são significativas face à sua resistência à tração, 𝑓xd2 = 0,20 MPa,

já calculada anteriormente na secção 4.1.



4.3.4. Conclusões

Da análise das tensões atuantes na alvenaria é possível concluir que a temperatura poderá ter tido um

papel importante na formação das fissuras nas fachadas sul e oeste. No entanto é importante referir

que no modelo se considera que a alvenaria é um material contínuo e totalmente consolidado, facto

que na realidade não se verifica. Outro aspeto já referido (secção 2.2), é o facto do módulo de

elasticidade poder ser um pouco inferior ao utilizado nos modelos. Estes dois factos poderão resultar

que no modelo numérico as tensões de tração sejam ligeiramente inferiores às da realidade.

No entanto, como referido no caso da análise da ação do vento, os valores característicos das ações

climáticas estão associados a um período médio de retorno de 50 anos, o que significa que o valor

55

característico da ação da temperatura provavelmente já terá ocorrido. Neste caso as tensões atuantes

duplicam, isto é, o seu valor máximo será da ordem de 𝜎𝑑 ≈ 0,80 MPa, o que indica que o fenómeno

da variação da temperatura poderá ter sido importante no aparecimento das fissuras nas fachadas.

Ao observar o local onde surgem no modelo as maiores tensões de tração, constata-se que estas

surgem próximas do local de aparecimento de algumas fissuras existentes. No entanto, é notório que

comparando o local de aparecimento das tensões com o local onde as fissuras aparecem (a azul na

Figura 4.37), verifica-se que estas últimas aparecem mais afastadas do centro da coluna do que as

tensões de tração obtidas no modelo. Este facto seria de esperar, uma vez que a geometria real da

alvenaria tem uma reentrância no centro de dimensões desconhecidas (representada a verde na Figura

4.37) e como o modelo numérico não tem incluída esta reentrância, o local das tensões máximas é

mais perto do centro do que se verifica na realidade.

Figura 4.37 – Pormenor de uma coluna do edifício da Alta Pressão: a azul fissuração, a verde limites da reentrância.

56

4.4. Análise do efeito da corrosão

4.4.1. Introdução

Nesta secção é analisado o modelo rotulado com coluna metálica utilizado na secção 4.3.3. Para

simular a ação da corrosão é aplicada uma variação de temperatura na coluna metálica para que esta

expanda, em que a expansão traduz o efeito da corrosão.

Desta forma, é determinada a temperatura que provoca uma expansão em superfície de 1 mm em cada

sentido (2 mm em cada direção) (Figura 4.38), valor que é admitido como primeira abordagem do

problema. São então analisados os resultados das tensões atuantes e estes comparados com o valor

da tensão resistente de cálculo da alvenaria.

Figura 4.38 – Pormenor da corrosão admitida na coluna. Dimensões em milímetros.

4.4.2. Definição da temperatura a aplicar

Para definir a temperatura a aplicar recorreu-se à fórmula da dilatação superficial (Reis; Moreira (2009)).

Esta expressão considera que existe dilatação linear em duas direções e é deduzível a partir da fórmula

da dilatação linear (expressão (4.10)), que considera dilatação em apenas uma direção. De seguida

apresenta-se a demonstração da fórmula da dilatação superficial.

57

Uma superfície quadrada de lados 𝐿0, área 𝐴0 = 𝐿02 , submetida a uma variação de temperatura ∆𝑇,

dilata segundo as duas direções, permanece quadrada, passa a ter lados 𝐿 e área 𝐴 = 𝐿2. Para cada

lado tem-se a equação (4.10), onde α é o coeficiente de dilatação linear e, neste caso, ∆𝑇 é a incógnita.

𝛥𝐿 = 𝐿0 α ∆𝑇 (4.10)

Sabe-se que 𝛥𝐿 = 𝐿 − 𝐿0, logo, desenvolvendo a equação, tem-se:

𝐿 = 𝐿0 + 𝐿0 α Δ𝑇 ⇔

𝐿 = 𝐿0 (1 + α Δ𝑇) (4.11)

Ao elevar a equação (4.11) ao quadrado obtém-se a relação entre as áreas da superfície (equação

(4.12)), em que ao desenvolver a equação pode-se desprezar a parcela (α ∆𝑇)2 por ser muito inferior

às restantes. Obtém-se então a equação final da dilatação superficial (equação (4.13)).

𝐴 = 𝐴0 (1 + α ∆𝑇)2 ⇔ (4.12)

𝐴 = 𝐴0 (1 + 2 𝛼 ∆𝑇) ⇔

𝐴 = 𝐴0 + 𝐴0 2 𝛼 𝛥𝑇 ⇔

𝜟𝑨 = 𝑨𝟎 𝟐 𝜶 𝜟𝑻 (4.13)

A partir da equação (4.13), sabendo as áreas iniciais e finais da superfície da coluna metálica, é possível

descobrir a variação de temperatura a aplicar no modelo estudado, por forma a testar o efeito da

corrosão do aço na alvenaria circundante. Para isto foi necessário determinar a área inicial da coluna,

(𝐴0), e o seu aumento de área (𝛥𝐴). Estas áreas estão representadas na Figura 4.38, a área inicial está

representada a preto e o aumento de área a vermelho.

Obtém-se 𝐴0 = 0,0494 m2 e ∆𝐴 = 0,0021 m2 e, como já foi referido anteriormente, o valor do coeficiente

de dilatação linear do aço, 𝛼, toma o valor 12 × 10−6 °C-1. Substituindo os valores na equação (4.13),

obtém-se o valor da variação de temperatura a aplicar na coluna para que esta expanda,

∆𝑇1 𝑚𝑚 = 1771,26 °C. Este resultado parte do princípio que a coluna se expande uniformemente, facto

que na realidade não acontece. No entanto, este teste serve para avaliar o nível aproximado de

tensões. O modelo numérico está representado na Figura 4.39, com a malha em tudo idêntica à malha

utilizada no modelo rotulado com coluna metálica sujeito à ação da temperatura.

58

Figura 4.39 – Modelo testado para a hipótese da corrosão com a temperatura aplicada. Temperatura em °C.

4.4.3. Avaliação das tensões atuantes

Após aplicar a variação de temperatura correspondente ao efeito da corrosão, calculada anteriormente,

obtêm-se tensões de tração segundo 𝑥 da ordem dos 90 MPa (Figura 4.40).



59

Este nível de tensões é bastante elevado e, sem dúvida, iria provocar a fissuração na alvenaria. No

entanto, não é conhecida a espessura real de corrosão existente e o valor adotado foi, certamente,

elevado. Por este motivo é testada uma nova hipótese de espessura de corrosão da coluna metálica,

0,05 mm de espessura em cada sentido (0,1 mm em cada direção) de acordo com a Figura 4.38.

São, então, repetidos os cálculos da secção 4.4.2 para determinar a nova variação de temperatura a

aplicar na coluna metálica e, desses cálculos, resultou a variação de temperatura

𝛥𝑇0,05 𝑚𝑚 = 168,83 °C. Ao aplicar essa variação de temperatura em toda a coluna metálica obtém-se

um novo campo de tensões segundo o eixo 𝑥 (Figura 4.41) com valores de tração muito inferiores, da

ordem dos 10 MPa.

Novamente, verifica-se que os locais de ocorrência das tensões máximas de tração são coerentes com

os locais onde surge a fissuração. No entanto, uma vez que o modelo numérico não inclui a reentrância

na alvenaria, o local onde surgem as tensões máximas de tração neste modelo é mais próximo do

centro do que se verifica na estrutura real e, por este motivo, as fissuras tendem a aparecer um pouco

mais afastadas do centro do que as tensões máximas no modelo numérico.

Figura 4.41 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙, à direita pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa.

De notar que esta análise parte do pressuposto que a coluna oxida uniformemente em todas as

direções e que o contacto com a alvenaria é uniforme e sem vazios na argamassa. No entanto, não se

sabe como a corrosão se manifestou. Assim, é pertinente avaliar outras hipóteses de corrosão da

coluna metálica, tais como a corrosão apenas do banzo mais perto da face exterior da estrutura e

corrosão apenas de metade da coluna metálica (Figura 4.42).

60

Modelo com corrosão no banzo

Modelo com corrosão no banzo gradual

Modelo com corrosão em metade da coluna

Modelo com corrosão em metade da coluna

gradual

Figura 4.42 – Hipóteses de configuração da corrosão. Temperatura aplicada 𝚫𝐓𝟎,𝟎𝟓 𝐦𝐦 = 𝟏𝟔𝟖, 𝟖𝟑 °C.

Da análise dos resultados dos modelos na Figura 4.42, nomeadamente das tensões atuantes segundo

𝑥 (Figura 4.43, Figura 4.44, Figura 4.45 e Figura 4.46), é possível concluir que o nível de tensões na

alvenaria não varia muito em relação ao modelo anterior (Figura 4.41), à exceção do modelo com

corrosão gradual no banzo, onde as tensões tomam valores ligeiramente inferiores aos dos restantes

modelos, da ordem dos 8 MPa. Todos os modelos apresentam tensões muito superiores à tensão

resistente de cálculo à tração da alvenaria. Por outro lado, o local onde as tensões surgem é

aproximadamente consistente com o local onde existe fissuração, tanto no centro como nos lados. É,

também, de notar que as tensões de compressão são bastante altas, mesmo em comparação com a

tensão resistente à compressão.

61

Figura 4.43 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙 do modelo com corrosão no banzo, à direita pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa.

Figura 4.44 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙 do modelo com corrosão no banzo gradual, à direita pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa.

62

Figura 4.45 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙 do modelo com corrosão em metade da coluna, à direita pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa.

Figura 4.46 – À esquerda campo de tensões segundo 𝒙 do modelo com corrosão em metade da coluna

gradual, à direita pormenor do campo de tensões segundo 𝒙. Tensões em kPa.

4.4.4. Conclusões

Um aspeto que se deve ter em conta nesta análise é o processo de corrosão da coluna metálica. Para

que ocorra a corrosão é necessário que o aço esteja exposto, e para isso, a argamassa que liga os

tijolos à coluna deveria estar desagregada e/ou danificada. Nestas condições, poderá ocorrer a

63

corrosão do aço, mas, nesse caso, a corrosão terá, também, espaço livre para ocupar, o que significa

que a expansão do perfil metálico pela corrosão não irá provocar tensões na alvenaria tão elevadas

como o modelo numérico indica. No entanto, no modelo numérico não é necessário haver uma grande

expansão da coluna metálica para que ocorram tensões elevadas. Observando a Figura 4.47 é notório

que a camada de argamassa que envolve o aço tem uma espessura que provavelmente é alcançável

pela corrosão.

Em conclusão, a alvenaria estando em contacto com a expansão do aço será alvo de grandes tensões

de tração e fendilhará. A corrosão do aço parece ser condicionante, apesar de, na realidade e pelas

razões apontadas, o nível de tensões não dever ser tão grande quanto o apresentado nos cálculos.

Desde que a coluna metálica se encontre em contacto com a atmosfera é plausível que a sua corrosão

seja a origem da fissuração da alvenaria circundante. É importante relembrar que foi feita uma

observação pelo ISQ (secção 2.3) que afirmava que as fissuras no topo do edifício tinham uma abertura

superior, facto que é consistente com a hipótese da corrosão, uma vez que o topo do edifício está mais

sujeito a infiltrações que provocam a proliferação de todo o processo, desde a danificação da

argamassa até corrosão do aço.

Figura 4.47 – Pormenor da corrosão da viga metálica de bordadura ao nível do piso dos ventiladores da fachada norte.

4.5. Conclusões do diagnóstico

Finalizado o estudo pode concluir-se que a ação do vento não deverá ter estado na origem da

fissuração, ao contrário da ação da temperatura e do efeito da corrosão. Estas duas últimas, nos

64

respetivos campos de tensões, demonstraram tensões de tração acima da tensão resistente da

alvenaria. No entanto, estes valores poderão ser inferiores aos obtidos, uma vez que o módulo de

elasticidade da estrutura real poderá ser inferior ao utilizado nos modelos numéricos e estes modelos

consideram a alvenaria como um material contínuo, facto que não se verifica.

Por outro lado, no caso da corrosão, o nível de tensões apresentado nos modelos numéricos é

sobrestimado, uma vez que para ocorrer a corrosão é necessário que o aço esteja exposto e para tal,

é necessário que a argamassa envolvente ao perfil esteja danificada. Nesse caso, o aço teria algum

espaço para se expandir antes de entrar em contacto com a alvenaria, pelo que não resultariam tensões

tão elevadas como o caso de um material mais consistente.

Mesmo que as tensões obtidas para a corrosão e variação de temperatura possam ser menores que

as correspondentes tensões reais, os valores obtidos e as localizações das tensões de tração indiciam

que as ações da temperatura e da corrosão estão na origem da fissuração, podendo o vento ter

contribuído para o seu desenvolvimento.

65

5. Solução de reparação

5.1. Introdução

Neste capítulo é abordada uma possível solução de reforço para as patologias analisadas neste

trabalho, isto é, para a fissuração da alvenaria na zona das colunas do edifício da Alta Pressão. Apesar

de não ser abordado neste trabalho, é pertinente no futuro solucionar os problemas encontrados por

Bontempi (2012), causados pela ação sísmica e combinação fundamental (secção 3.2.1), uma vez que

são problemas estruturais relevantes.

Dado que a origem do problema são tensões de tração devido às ações da variação de temperatura e

corrosão a intervenção deve conferir resistência à tração à alvenaria. Para solucionar este problema,

uma solução que deve ser explorada é a colocação de varões metálicos na direção perpendicular à

propagação de fissuras. Desta forma, as tensões de tração serão transmitidas aos varões, libertando a

alvenaria destas tensões. Nas secções seguintes serão apresentadas duas soluções de pregagens

para serem realizadas em simultâneo, fornecidas pela empresa HELIFIX [5].

HELIFIX é uma empresa especializada na produção de varões helicoidais com a função principal de

reparar e reforçar edifícios de alvenaria, tem uma vasta gama de técnicas de reparação que recorrem

a diferentes tipos de varões helicoidais consoante o tipo de patologia em causa. Para o caso em estudo,

as técnicas mais interessantes são a aplicação de pregagens Dryfix (HELIFIX (2013)) e o

grampeamento de fissuras, Crack stitching (HELIFIX (2009)). Este tipo de reparação já foi proposto e

executado anteriormente no edifício da Baixa Pressão, para corrigir as fissuras da fachada sul, pelo

empreiteiro STB (STB (2012a)). Esta solução é, também, adequada para corrigir as patologias

estudadas neste trabalho, no entanto com algumas alterações.

5.2. Pregagens para consolidação de panos – Dryfix

A técnica de pregagens Dryfix tem como objetivo consolidar os panos de alvenaria, para que estes não

se descolem do pano interior. Desta forma é também aconselhável aplicar esta técnica, com o objetivo

de reforçar a estrutura da parede de alvenaria. Para a execução das pregagens Dryfix é necessário

utilizar os seguintes materiais: barras helicoidais de aço inoxidável Dryfix (Figura 5.1) com 8 mm de

diâmetro e 350 mm de comprimento (dimensões já utilizadas na reabilitação do edifício da Baixa

Pressão, STB (2012b)) e a resina epóxi CrackBond TE para preenchimento de fissuras (HELIFIX

(2014)).O procedimento para a execução deste reforço é apresentado de seguida.

66

Figura 5.1 – Varões Dryfix [w5].

Fase 1: Furação dos panos de

alvenaria

Com o auxílio de um berbequim

perfurador, realizam-se duas fiadas

de furos (passo 1 da Figura 5.2) que

distam 250 mm na horizontal da

extremidade mais próxima e 4 fiadas

de tijolos na vertical (Figura 5.3).

Estas distâncias foram aplicadas na

reabilitação do edifício da Baixa

Pressão, desta forma considerou-se

que seriam medidas apropriadas para

aplicar também no edifício da Alta

Pressão. O diâmetro dos furos, de

acordo com a HELIFIX (2013) será de

6 mm.

Passo 1

Passo 2

Passo 3

Passo 4

Figura 5.2 – Procedimento de execução de pregagens Dryfix (HELIFIX (2013)).

Dryfix

67

Figura 5.3 – Exemplo de colocação das pregagens Dryfix a azul.

Fase 2: Colocação das pregagens Dryfix

Os varões Dryfix são colocados com o auxílio de um berbequim de percussão com uma broca SDS até

ficarem totalmente no interior da parede de alvenaria, como demonstram os passos 2 e 3 da Figura 5.2.

Para finalizar é colocada a resina epóxi CrackBond TE para tapar a imperfeição superficial e esta

revestida com pó de tijolo para uniformizar a cor (passo 4 da Figura 5.2).

Após terminar este processo em toda a altura das colunas, deve proceder-se à substituição de tijolos

que se encontrem em mau estado, principalmente os que irão ficar em contacto com os reforços de

grampeamento de fissuras descritos na secção seguinte, para que a alvenaria seja capaz de transmitir

as tensões aos varões helicoidais. É importante referir que em rigor seria necessário reparar todos os

elementos metálicos corroídos para que o processo de corrosão não progredisse, no entanto para

averiguar os locais de corrosão destes elementos seria necessário retirar todos os tijolos e argamassa

circundantes dos mesmos, o que seria muito moroso e pouco prático. Desta forma, aconselha-se a

reparação dos elementos metálicos corroídos que se encontram cobertos por tijolos soltos ou em mau

estado, uma vez que estes terão que ser retirados para serem substituídos.

5.3. Grampeamento de fissuras – Crack stitching

A técnica Crack stitching tem como objetivos principais travar a abertura de fendas e conferir

estanqueidade ao pano de alvenaria aquando da selagem da fissura. Os materiais e equipamentos

necessários para efetuar esta técnica são os seguintes: calda cimentícia Helibond (Figura 5.4), para

criar a adesão entre a alvenaria e o metal, barra helicoidal Helibar (Figura 5.4) de aço inoxidável de

1500 mm de comprimento e 6 mm de diâmetro (STB (2012a)), para absorver as tensões de tração

presentes na alvenaria, resina epóxi CrackBond TE para preenchimento de fissuras e pó de tijolo, para

68

uniformizar a cor das fissuras reparadas com a envolvente. Foram escolhidas Helibars com 1500 mm

de comprimento para abranger a zona afetada pela fissuração

Figura 5.4 – Varões Helibar [w5].

A reparação das patologias consiste no procedimento descrito de seguida. Para que as fendas sejam

reparadas e não reapareçam de futuro é necessário realizar este procedimento em todas as colunas

sujeitas às tensões determinadas nesta dissertação, desta forma é aconselhável realizar este

procedimento a toda a altura das colunas nas fachadas sul e oeste (devido à exposição à ação da

temperatura e corrosão) e no topo das colunas da fachada norte (onde apresentam sinais de corrosão).

Fase 1: Abertura e limpeza dos roços

A abertura das ranhuras para colocação das Helibars deve ser feita a 50 cm para cada lado da fissura

e 35 a 40 mm de profundidade. As Helibars devem ser colocadas com um espaçamento máximo vertical

de 45 cm, desta forma as aberturas poderão ser espaçadas até cinco fiadas de tijolos, mais ou menos

40 cm. É importante verificar se os tijolos que irão estar em contacto com as Helibars estão em bom

estado pois, caso não estejam, como já foi referido anteriormente, a transferência das tensões de tração

não será feita, uma vez que a alvenaria não tem capacidade para as transmitir. Desta forma, caso seja

necessário, deve-se proceder à substituição de tijolos em mau estado. De seguida deve ser feita a

limpeza com água para que todos os detritos provenientes de restos de argamassa e tijolo sejam

removidos (Figura 5.5).

Helibar

69

Figura 5.5 – À esquerda abertura de roços, à direita limpeza dos mesmos (HELIFIX).

Fase 2: Injeção de Helibond e aplicação das Helibars

Antes de iniciar a injeção da argamassa é necessário verificar se os tijolos na abertura estão

suficientemente saturados com água para que estes não absorvam a que está presente na argamassa.

De seguida é feita a injeção de forma a preencher o fundo das ranhuras, numa camada

aproximadamente de 15 mm de espessura. Após este procedimento coloca-se a Helibar, no interior da

argamassa ainda fresca, de forma a ficar o mais coberta possível (Figura 5.6).

Figura 5.6 – À esquerda injeção de Helibond, à direita aplicação da Helibar (HELIFIX).

Fase 3: Aplicação de Helibond e fecho de juntas

Neste terceiro passo é feita a aplicação da última camada da argamassa Helibond, com uma espessura

de 10 a 15 mm, recalcada com uma espátula, ou manualmente, e de seguida é feito o preenchimento

da restante espessura da abertura com uma argamassa hidráulica o mais semelhante possível à

argamassa original (Figura 5.7).

70

Figura 5.7 – À esquerda aplicação de Helibond, à direita fecho de junta (HELIFIX).

Fase 4: Selagem das fissuras

Por fim é feito o preenchimento da fenda existente com a resina

epóxi, já utilizada no edifício da Baixa Pressão, CrackBond TE à

prova de água, por forma a evitar futuras infiltrações (Figura 5.8)

(STB (2012c)). É também necessário uniformizar a cor do

preenchimento das fendas face à cor da fachada, para isso

poderá ser aplicado o acabamento de pó de tijolo, assim como foi

feito no edifício da Baixa Pressão, para finalizar esta intervenção.

Para além dos passos descritos acima, para o caso das colunas

de canto, é necessário que a Helibar seja prolongada por mais

200 mm após o fim da coluna. Desta forma, neste caso específico, adotam-se varões Helibar de

2000 mm para que consigam contornar a coluna, de modo a que fiquem com pelo menos 200 mm de

comprimento na face adjacente. Para que ambas as faces da coluna sejam abrangidas pelas Helibars,

é necessário colocar duas em cada nível, isto é, a cada cinco fiadas de tijolos. Assim, no mesmo nível

pode-se colocar um varão afastado de uma fiada de tijolos, como mostra a Figura 5.9.

Figura 5.9 – Exemplo de posicionamento das Helibars nas colunas de esquina a azul.

Figura 5.8 – Selagem da fissura (HELIFIX).

71

6. Conclusões

O presente estudo teve como objetivo determinar as causas do aparecimento da fissuração da

alvenaria, nas fachadas do edifício da Alta Pressão da Central Tejo. Foram apresentadas hipóteses

para as causas destas patologias e testadas três dessas hipóteses: a ação do vento, a ação da

temperatura e do efeito da corrosão. As duas primeiras hipóteses foram testadas recorrendo à

combinação frequente dos estados limite de utilização, no entanto, de acordo com o Eurocódigo 0

(2009a), os valores característicos das ações climáticas estão associados a um período médio de

retorno de 50 anos, uma vez que o edifício em estudo tem à volta de 75 anos é provável que o valor

característico destas ações já tenha ocorrido. Desta forma para além dos resultados provenientes da

combinação frequente dos estados limite de utilização foram apresentados os resultados provenientes

dos valores característicos das ações.

Foi concluído que a ação do vento não deve ter sido a causa do aparecimento das fissuras na alvenaria,

uma vez que os resultados das tensões atuantes no modelo numérico sujeito à combinação frequente

dos estados limite de utilização são baixas quando comparadas com a tensão resistente de cálculo à

tração da alvenaria (determinada de acordo com o Eurocódigo 6 parte 1-1)

𝑓𝑥𝑑2 = 0,20 MPa ≫ 𝜎𝑑 = 0,003 MPa. Também foi constatado que, mesmo considerando a ação dos

valores característicos do vento, estes continuam sem provocar tensões significativas. Apesar de não

ser esta a ação que provocou o aparecimento das fissuras ela poderá potenciar o seu desenvolvimento.

Em relação à ação da temperatura, concluiu-se que esta poderá ter sido uma das causas para o

aparecimento da fissuração existente na alvenaria. De acordo com os resultados obtidos, o campo de

tensões segundo 𝑥 correspondente à combinação frequente dos estados limite de utilização, as tensões

atuantes na alvenaria, excedem o valor da tensão resistente da alvenaria à tração,

𝑓𝑥𝑑2 = 0,20 MPa < 𝜎𝑑 = 0,40 MPa. Ao considerar a ação com o valor característico, os resultados

mostraram que a ação da temperatura pode ter sido ainda mais condicionante para o aparecimento da

fissuração na alvenaria, 𝜎𝑑 = 0,80 MPa.

Da análise do efeito da corrosão concluiu-se que a alvenaria é muito suscetível à expansão da coluna

metálica que, com apenas 0,05 mm de expansão, fica sujeita a tensões na ordem dos 10 MPa. No

entanto, para melhor avaliar o efeito da corrosão na alvenaria é necessário ter em conta outros

parâmetros que não estão representados no modelo. Para que ocorra a corrosão da coluna metálica é

necessário que o aço esteja exposto aos agentes atmosféricos e para isso a argamassa que envolve a

coluna, deve estar danificada. Perante este cenário, é muito provável que quando ocorrer a corrosão

do aço, devido ao estado danificado da argamassa, essa corrosão terá espaço livre para ocupar, o que

significa que a sua expansão não irá provocar tensões na alvenaria.

De qualquer forma, a alvenaria é muito sensível à expansão da coluna, pelo que se concluiu que a

corrosão é uma ação condicionante para o aparecimento das patologias estudadas. Outro aspeto que

72

importa referir é a configuração da corrosão. Neste estudo foram admitidas algumas configurações de

expansão, uma vez que não é conhecida uma configuração real. Desta forma, os resultados obtidos

baseiam-se em hipóteses de corrosão e serviram apenas para averiguar o nível (aproximado) de

tensões te tração na alvenaria, provocado pela expansão da coluna.

Por outro lado, o módulo de elasticidade considerado no modelo numérico poderia ter sido um pouco

inferior ao utilizado nos modelos, e se assim fosse, os valores das tensões seriam inferiores aos

obtidos. Nos modelos numéricos a alvenaria é um material contínuo e perfeitamente ligado à coluna

metálica, o que na realidade não se verifica. Assim, por estas duas razões, as tensões de tração na

alvenaria obtidas no modelo poderão ser superiores às tensões reais.

A generalidade dos modelos apresenta tensões de tração em zonas aproximadas dos locais onde a

fissuração aparece. No entanto, estas zonas não são exatamente coincidentes o que se pode explicar

por os modelos não incluírem na sua configuração uma reentrância que faz parte das colunas.

Posto isto, a ação da temperatura poderá ter provocado as fissuras localizadas nos lados das colunas,

sendo este local aproximado com o local de aparecimento de tensões máximas de tração, e a corrosão

poderá ter provocado fissuras no centro e nos lados das colunas, de acordo com o respetivo campo de

tensões.

Pode concluir-se, também, com este estudo, que modelos simples de comportamento elástico linear

permitem diagnosticar problemas complexos, não sendo sempre necessário utilizar modelos de análise

não lineares. Estes modelos não lineares são, em geral, muito sofisticados e exigem dados nem sempre

disponíveis pelo que os seus resultados podem não ser tão elucidativos como os resultados de modelos

mais simples.

Para desenvolvimentos futuros propõe-se a realização de um modelo numérico com a reentrância, para

melhor averiguar a localização das tensões máximas de tração. É, também, relevante estudar as

hipóteses que não foram estudadas, como são, a hipótese do assentamento diferencial dos montantes

e a expansão devido à humidade. É, também, pertinente estudar a fissura que se encontra na torre de

distribuição de carvão (referida na secção 2.3 e 3.3) uma vez que esta não aparenta ter a mesma

origem que as fissuras verticais estudadas nesta dissertação. Outra proposta interessante, é o estudo

das causas para o aparecimento das patologias no edifício da Baixa Pressão.

73

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Central Tejo Diagnóstico da fendilhação no edifício da ... · Resumo A Central Tejo é um imóvel que tem vindo a ser alvo de várias intervenções em consequência do seu mau