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Anais do 11º Congresso Internacional sobre Patologia e Recuperação de Estruturas - 2015

Anais do 11º Congresso Internacional sobre Patologia e Recuperação de Estruturas

Junho de 2015

ISSN 2446-6433

VERIFICAÇÃO ESTRUTURAL DAS CONDIÇÕES DE EQUALIZAÇÃO DAS FORÇAS NOS CABOS DE IÇAMENTO DO VÃO MÓVEL E AFERIÇÃO DOS CONTRAPESOS

DA PONTE SOBRE O RIO GUAÍBA EM PORTO ALEGRE, RS, UTILIZANDO EXTENSOMETRIA ÓPTICA E ELÉTRICA.

L. E. T. FERREIRA F. GIANNINI Eng. Civil, M. Sc., Doutor. Eng. Civil – Diretor Executivo.

Consultor Técnico, L. A. Falcão Bauer, C. T. C. Q. Ltda. L. A. Falcão Bauer C. T. C. Q. Ltda. Professor - Centro Univ. das Facul. Associadas-UNIFAE. Instituto Falcão Bauer de Qualidade. São João da Boa Vista, SP, Brasil. São Paulo, SP, Brasil. [email protected] [email protected] RESUMO Neste artigo, uma análise experimental das condições de equalização das forças atuantes nos cabos de içamento do vão móvel da Ponte sobre o Rio Guaíba, é inicialmente apresentada. A realização dessas atividades foi levada a efeito por meio da utilização de técnicas de extensometria óptica e elétrica. Em princípio planejadas como principal foco dos trabalhos, as atividades de repesagem hidráulica dos contrapesos, são discutidas, juntamente com a apresentação dos resultados de aferição do torque transmitido pelos motores elétricos ao sistema de cabos responsável pelo içamento do vão móvel da ponte em questão. Finalmente, uma avaliação acelerométrica do comportamento do pilar de montante P19 é apresentada. Nessa avaliação constatou-se a ocorrência de elevados deslocamentos de corpo rígido do pilar durante o içamento do vão, evidenciados pela ruptura de estacas de fundação, decorrente, por sua vez, da colisão entre uma embarcação e o vão móvel estudado. Palavras-chave: ponte móvel, extensometria óptica, repesagem de contrapesos. ABSTRACT In this paper, an experimental analysis of the conditions of equalization of the forces acting in the lifting cables of the mobile span of the vertical-lift bridge over the Guaíba River is initially presented. The realization of these activities was carried out by using techniques of optical and electrical extensometry. Initially planned as the main focus of the work, the activities of hydraulic reweighting of the counterweights are discussed along with the presentation of the measured results of the torque transmitted by the electric motors to the cable system responsible for the lifting of the mobile span. Finally, an accelerometric evaluation of the behavior of the P19 (upstream) column is presented. Within this evaluation it was found the occurrence of substantial amount of rigid body displacement during the lifting of the span, indicating the rupture of foundation piles, due to a collision between a ship and the mobile span of the bridge. Keywords: vertical-lift bridge, drawbridge, optical extensometry, reweighting of counterweights. 1. INTRODUÇÃO O presente artigo tem como objetivo central apresentar os procedimentos adotados nas atividades experimentais, os principais resultados obtidos e as conclusões técnicas relativas às atividades levadas a efeito no conjunto estrutural da Ponte Getúlio Vargas, localizada sobre o Rio Guaíba, no Município de Porto Alegre, Estado do Rio Grande do Sul, especialmente aquelas referentes ao tabuleiro do tramo que constitui o seu vão móvel e sua operação. Projetada e usinada por engenheiros alemães e inaugurada no dia 28 de dezembro de 1958, a estrutura dessa ponte, reconhecida no meio técnico como obra relevante da engenharia nacional, enfrentou no passado diversas dificuldades operacionais, especialmente aquelas referentes a sinistros envolvendo embarcações de portes diversos que utilizam a hidrovia do Rio Guaíba para transporte de cargas diversas, especialmente daquelas com origens industriais, produzidas à montante da ponte. O tabuleiro do vão móvel deveria encontra-se em condições de quase equilíbrio relativamente aos contrapesos situados nos quatro vértices do mesmo, para que os esforços necessários ao içamento do vão, assim como a sua decida,



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ocorressem com a menor intensidade possível, evitando-se sobrecarregar os motores elétricos. Para tanto, a soma dos pesos dos quatro contrapesos deveria aproxima-se do valor peso próprio do tabuleiro (estrutura, revestimentoss asfálticos, etc.) acrecido de uma parcela das cargas móveis de projeto. A Figura 1 mostra a estrutura do vão móvel da ponte, em uma operação de içamento do tabuleiro.

Figura 1 – Vão móvel da ponte, em operação de içamento (vista de jusante - J). Por situar-se sobre uma rota navegável, o vão móvel da ponte deve ser operado diversas vezes ao dia, de maneira a permitir o fluxo hidroviário, por vezes significativo, o que muitas vezes expõe a estrutura a condições de riscos relativamente à possibilidade de choques entre embarcações e a estrutura da ponte. Enfatiza-se que, mesmo deslocando-se a velocidades relativamente baixas, a energia cinética dessas embarcações (assim como a quantidade de movimento a ela associada) via de regra é bastante elevada, em virtude das massas que as constituem que se associam, ainda, àquelas referentes às cargas que transportam.

Figura 2 – Transposição do vão móvel por embarcação de porte médio (vista de montante - M).

O principal incidente dessa natureza ocorreu em 30/04/2008 quando da colisão do navio graneleiro “Germano Becker”, com 110,04m de comprimento, contra a estrutura do vâo móvel. Essa colisão foi motivada pela decisão do comandante da embarcação de dispensar o içamento do vão livre [1]. De maneira mais preocupante, durante esse evento toda a estrutura foi forçada a absorver e transmitir parte da energia resultante do choque da embarcação com a região baixa do tabuleiro, assim como a conduzir uma parcela dos esforços decorrentes do choque por meio dos pilares que a constituem, até as suas fundações. Naturalmente, a parcela remanecente da energia produzida pelo choque foi dissipada por meio da danificação da estrutura, quer promovendo a



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abertura de fissuras nos pilares, quer provocando, dentre outros danos, o empenamento da longarina de jusante do tabuleiro da ponte.

Com esses eventos, associados à idade avançada do sistema mecânico, os içamentos do vão móvel passaram a ocorrer de maneira mais complicada, com sobrecargas dos motores e de outras partes do conjunto mecânico. Objetivando identificar as causas desses problemas, assim como propor medidas de reparação ou mitigativas, a CONCEPA – Concessionária da Rodovia Osório-Porto Alegre S/A, concessionária responsável pela manutenção da ponte em questão, deliberou favoravelmente à contratação de diversos serviços técnicos especializados, dentre eles a elaboração de um plano de repesagem dos contrapesos. Igualmente, contratou a execução desse plano, assim como o desenvolvimento de análises experimentais de verificação da equalização das forças nos cabos de sustentação do tabuleiro, além de outras atividades associadas, conjunto de atividades que passa a ser descrito neste artigo [2]. 2. EXPERIMENTAÇÃO ESTRUTURAL As experimentações foram procedidas em diferentes etapas, com objetivos distintos, em conformidade com o que se descreve a seguir. 2.1 Instrumentações extensométricas Na primeira etapa dos trabalhos, foram desenvolvidas atividades de instrumentação extensométrica dos balancins, posicionados nos quatro vértices do tabuleiro do vão móvel, com vistas à determinação dos níveis de equalização das forças nos sistemas de cabos que compõe o mecanismo de içamento do tabuleiro. Para tanto, técnicas de extensometria óptica baseadas em redes de Bragg em fibras (RBFO), com compensações dos efeitos decorrentes das variações de temperatura, foram utizadas. Essa técnica apresenta-se como alternativa vantajosa na maioria das situações práticas ou como alternativa ideal para a solução de diversos problemas especiais, a exemplo de sensoriamento remoto. Como principais diferenciais relativamente à extensometria elétrica convencional citam-se, dentre outros, os seguintes aspectos: alta sensibilidade (generalizada), imunidade eletromagnética, capacidade de auto referenciação (calibração automática) e confiabilidade em longo prazo, evidenciada pela maior imunidade dos componentes às ações do meio ambiente. A Figura 3 ilustra, esquematicamente, o posicionamento dos transdutores de deformação específica e de temperatura (strain gages, em ambos os casos), aplicados aos braços dos balancins situados nos vértices do tabuleiro. As atividades de instrumentação de um dos balancins do tabuleiro do vão central são mostradas, ilustrativamente, nas Figuras 4 e 5.

Figura 3 – Localização dos transdutores de deformação e de temperatura nos balancins dos pilares P18 e P19 (M e J). Os sensores, aplicados aos balancins, possuem as seguintes características técnicas: Comprimento de onda central (λb): 1530 a 1570 nm; Sensibilidade: 1.2 pm/m e 10 pm/oC; Precisão para temperatura: ±0.5 ºC; Escala máxima de leitura: 6.000 µε; Fabricante: FiberSensing, Portugal.



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Figura 4 - Instalação de sensor óptico em um dos braços de um balancim.

Os termômetros ópticos utilizados para a correção das deformações específicas foram devidamente calibrados. Por outro lado, por serem auto-referenciáveis, os extensômetros ópticos dispensaram calibrações de quaisquer naturezas. Maiores detalhes referentes aos conceitos relativos à tecnologia de sensoreamento utilizando Redes de Brag em Fibras Ópticas, podem ser facilmente encontrados na literatura [e. g. 3, 4, 5 e 6]. 2.2 Repesagem dos contrapesos. A avaliação do peso próprio do tabuleiro junto aos seus quatro apoios estruturais, foi realizada com vistas à determinação das condições iniciais de repesagem do vão móvel. As medições foram procedidas com o auxílio de uma célula de carga com capacidade para 100 kN (≈ 10 tf) e aquisição automatizada dos dados. As medições dos pesos dos contrapesos (situados no interior dos pilares e que se deslocam verticalmente para baixo por ocasião do içamento do vão móvel) foram procedidas por meio da utilização de um sistema hidráulico de soerguimento, com o auxílio de transdutores eletrônicos de pressão e aquisição automatizada dos dados.

Em cada um dos pilares, os cilindros foram apoiados, quatro a quatro, diretamente sobre duas vigas de concreto, sob grelhas metálicas robustas. Essas grelhas, por sua vez, prenderam um conjunto de barras de DIWIDAG ligadas ao contrapeso, de tal maneira que, ao elevar-se a grelha com os macacos, o contrapeso é igualmente elevado. Assim, a intensidade da força aplicada no momento do primeiro deslocamento vertical do contrapeso (considerada a relação entre a área do cilindro, a pressão aplicada e o número de cilindros), traduz o seu peso.

As características desse sistema passam a ser apresentadas:

• Oito cilindros hidráulicos: capacidade individual de 550,2 kN (a 10.000 psi), modelo C554C, da Power Team; • Uma bomba hidráulica elétrica com capacidade de 40 litros, GBEM 30440; • Um manifold com doze saídas (3/8”); • Uma válvula V-152, oito válvulas V-66 e uma válvula VM-4; • Um manômetro a base de glicerina para 1000 bar (½”), BSPT, posicionado junto à bomba. • Lances de mangueira hidráulica, única e com gates, para 10.000 psi (¼”).

O esquema hidráulico foi montado em conformidade com o projeto fornecido pela PARSONS, empresa Norteamericana que se encarregou de planejar as atividades experimentais, considerando as adaptações necessárias à utilização de equipamentos existentes no mercado nacional. Todos componentes hidráulicos constituintes do sistema destinado à repesagem dos contrapesos foram testados para a pressão de serviço estimada, da ordem de 350 bar (1 bar ≈ 10,197 N/cm²). Essa verificação foi levada a efeito no laboratório de Ensaios Mecânicos da L. A. Falcão Bauer, com o acompanhamento dos técnicos do Laboratório de



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Metrologia da empresa, devidamente acreditado pelo INMETRO, Instituto Nacional de Metrologia. As atividades de verificação do sistema utilizado são ilustradas na Figura 5.

Figura 5 – Ensaios de verificação do sistema hidráulico nos laboratórios da L. A. Falcão Bauer.

A Figura 6 ilustra o sistema hidráulico montado no topo de um dos pilares, pronto para as atividades de repesagem.

Figura 6 – Sistema hidráulico posicionado no topo de uma das torres, para a repesagem do contrapeso.

2.3 Transmissões dos torques pelos motores elétricos. Para a avaliação dos torques transmitidos pelos motores (principais e auxiliares) ao longo da altura do tabuleiro em operações de içamento do vão móvel da ponte, procedimentos de extensometria elétrica convencional foram utilizados, com aquisição automatizada dos dados.

Esses procedimentos tiveram por objetivo a identificação de eventuais diferenciais de potência entre os motores opostos, que pudessem justificar o desequilíbrio do tabuleiro ao longo das operações de içamento. Tendo em vista a utilização de dois motores elétricos em cada um dos pilares (P18 e P19), sendo um deles considerado como sobressalente em cada uma dessas posições, para a realização de um trabalho completo, quatro içamentos do vão móvel seriam necessários.

Cabe lembrar que, do ponto de vista operacional, esse número de içamentos pareceu impraticável (para ser realizado de uma só vez, em curto espaço de tempo), se levada em consideração, tanto a importância da via, como os transtornos decorrentes da sua interdição, principalmente se considerada a ausência de tráfego de embarcações pelo canal de navegação, que justificassem essas interdições.



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Entretanto, o motor de número 2 do pilar P18 encontrava-se avariado, eventualmente em processo de manutenção. Assim, decidiu-se junto à Fiscalização por ensaiarem-se nessa etapa de trabalhos, os dois motores de número 1, cada um deles referente a um pilar.

A metodologia consistiu na consideração de dois semi-eixos, o primeiro situado à esquerda da engrenagem de transmissão (jusante) e o segundo, à direita da mesma (montante). Essa consideração foi levada a efeito em virtude do suposto desbalanceamento existente entre os contrapesos de uma mesma linha de pilares (montante e jusante). Para tanto, pontes completas de Wheatstone (Figura 7) foram montadas em árvore de transmissão, em posições situadas a um quarto da extensão do semi-eixo, nos lados próximos aos tambores de enrolamento dos cabos e simetricamente dispostas relativamente à engrenagem de transmissão, conforme lustra a Figuras 8. A Figura 9 mostra uma vista parcial do circuito da ponte de Wheatstone, montada sobre um dos sem-eixos.

Figura 7 – Esquema de montagem das pontes completas de Wheatstone. Vistas opostas do eixo (a e b) mostrando o posicionamento dos extensômetros. Em (c), esquema do circuito elétrico adotado.

Figura 8 – Montagem da ponte completa de Wheatstone no pilar P19-M, à 1/4 do comprimento do semi-eixo.



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Figura 9 – Vista parcial do circuito da ponte de Wheatstone.

2.4 Análise acelerométrica das condições estruturais do Pilar P19-Montante. Objetivando a avaliação do comportamento estrutural do pilar P19-M relativamente a uma possível danificação da sua estrutura, decorrente da colizão já citada, técnicas acelerométricas foram adotadas para avaliar a verticalidade do pilar, ao longo da subida do vão móvel. Essa providência tornou-se necessária uma vez que a premissa maior de projeto adotou como pressuposta a hipótese de que os pilares devessem trabalhar fundamentalmente à compressão. Assim, esforços flexionais consideráveis não seriam esperados durantes as operações de subida do vão móvel.

Para tanto, um acelerômetro triaxial foi instalado na região mais alta da estrutura, ou seja, junto à laje de cobertura da torre P19-M, conforme esquematicamente ilustra a Figura 10.

Figura 10– Orientação dos eixos do acelerômetro triaxial utilizado para investigar o comportamento do pilar P19-M, durante as operações de subida e de descida do vão móvel.

3. RESULTADOS OBTIDOS No que segue, os resultados obtidos passam a ser sinteticamente apresentados. 3.1 Equalização das forças no tabuleiro – Verificação dos esforços nos balancins. Com base nas informações referentes àquelas obtidas durante a operação de içamento do vão móvel, foi possível avaliar as condições de equalização das forças nos cabos e, a partir dessas, calcular as forças médias no conjunto de cabos que constituem os balancins, associados a cada um dos pilares. A Figura 11 ilustra, a título de exemplo, a variação dessas forças nos balancins (1 e 2) do pilar P19-M (viz. Figura3) gravadas ao longo do tempo. Ilustra, ainda, a descompensação das forças atuantes nos cabos desses balancins, assim como a carga total suportada pelo pilar P19-M.



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Figura 11 – Forças médias nos balancins adjacentes do pilar P19M e carga total no pilar (Fig.3). O conjunto global de informações referentes à descompensação das forças nos quatro conjuntos de balancins do tabuleiro é apresentado na Tabela 1.

Tabela 1 – Descompensação das forças em balancins adjacentes – todos os pilares.



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3.2 Repesagem dos contrapesos. Os resultados das repesagens dos contrapesos internos aos pilares, procedidas por meio de técnicas de macaqueamento hidráulico, são mostrados na Figura 12, para o pilar P19-J.

Figura 12 – Repesagem dos Contrapesos – Forças transmitidas pelos cilidros – Pilar P19-J

Observa-se que os demais contrapesos foram repesados de maneira análoga. Entretanto, durante a repesagem do contrapeso relativo ao pilar P18-J, houve uma retenção inferior do contrapeso, eventualmente promovido por um cabo, o que impediu a translação vertical do mesmo e, consequente, a repesagem propriamente dita. Essa retenção provocou uma sobrecarga no sistema hidráulico, motivando a ruptura de um dos cilindros e impedindo a finalização da atividade.



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3.3 Transmissões dos torques pelos motores elétricos. Os resultados obtidos com os procedimentos de extensometria elétrica são apresentados nas Figuras 13 e 14.

Figura 13 - Séries temporais dos torques transmitidos aos semi-eixos P19 M e J, relacionados às alturas relativas do tabuleiro – Motor 2.



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Figura 14 - Séries temporais dos torques transmitidos aos semi-eixos P18 M e J, relacionados às alturas relativas do tabuleiro – Motor 1.

3.4 Análise acelerométrica das condições estruturais do Pilar P19-Montante. Como referido, essas determinações se restringiram à investigação do comportamento do pilar P19-M (montante), em conformidade com a orientação dos eixos do acelerômetro mostrada na Figura 10. Assim, as acelerações estruturais obtidas durante a operação de subida e de descida do vão móvel, referentes aos eixos X, Y e Z, permitiram o cálculo das rotações dos eixos coordenados. As rotações médias computadas por meio da utilização dessas acelerações são



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ilustradas na Figura 15 que mostra as curvas ajustadas às séries temporais das rotações, segundo os três eixos do acelerômetro.

Figura 15 – Rotações dos eixos do acelerômetro, ao longo do içamento do vão e do tempo– Pilar P19-M.

4. ANÁLISE DOS RESULTADOS E CONCLUSÕES Da análise das informações contidas na Tabela 1, depreende-se que os casos mais graves de desequilíbrio de forças entre braços adjacentes de um mesmo balancim, dentro de contextos quase estáticos, ocorrem nos pilares P18-M, com desvio da ordem de 31%, e P19-J, com desvio de aproximadamente 12%. Analogamente, o balancim do pilar P19-M apresenta desvio da ordem de 4%, o que não dispensa, entretanto, a devida atenção. Relativamente aos braços adjacentes do balancim do pilar P18-J, pode-se entender que, dentro desse contexto, o desvio é insignificante. Importa observar que os desbalanceamentos de forças entre braços dos balancins podem ser atribuídos a procedimentos executivos impróprios de balanceamento de forças, por ocasião da montagem do sistema de cabos que dão sustentação ao tabuleiro do vão móvel. Da análise das informações colhidas no ensaio de subida do tabuleiro, conclui-se que as diferenças encontradas (também crescentes com a altura de içamento), não encontram outros embasamentos que não aqueles associados a sérios problemas mecânicos no sistema de içamento, muito provavelmente relacionados à retenção crescente do



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tabuleiro, ao longo do processo de subida. Muito provavelmente, essa retenção esteja sendo produzida pelos cabos de aço situados sob o tabuleiro, de maneira agravada no pilar P18, com pior situação, como referido, no pilar P18-J. Como anteriormente referido, diversas modificações aos procedimentos de repesagem hidráulica dos contrapesos foram introduzidas pelos planejadores ao longo do desenvolvimento dos trabalhos. Entretanto, nenhuma das alterações promovidas pareceu conduzir a procedimentos eficazes de repesagem. Com isso, as cargas hidraulicamente obtidas parecem não refletir os pesos reais dos contrapesos, especialmente porque, em todos os casos, com exceção das atividades levadas a efeito no pilar P19-M, a estabilização final do carregamento deu-se com a operação do sistema de freios, que foi aliviado pelo operador até limites desconhecidos. Com isso, não se pode afirmar, categoricamente, que qualquer dos contrapesos tenha sido repesado eficientemente, o que elimina qualquer possibilidade de discussão relativa aos resultados obtidos. Particularmente em relação às atividades desenvolvidas na segunda tentativa de repesagem do contrapeso do pilar P18-J, pode-se afirmar, com convicção, que a repesagem não ocorreu em virtude da retenção do contrapeso promovida pelo cabo de aço inferior ao mesmo, o que levou à aplicação de uma carga média da ordem de 156 tf, sem que houvesse ocorrido o deslocamento vertical do contrapeso. Em outras palavras, acredita-se que o afrouxamento inicial do cabo inferior tenha sido insuficiente. Da mesma maneira, a utilização desse nível de carregamento, associada à utilização dos cursos dos macacos, promoveram, em conjunção, a anomalia verificada em um dos cilindros hidráulicos, que, como referido, causou a interrupção prematura do ensaio. Por outro lado, os valores dos torques calculados a partir das máximas tensões de cisalhamento (Figuras 13 e 14) indicam claras descompensações entre os esforços de torção transmitidos pelos motores aos semi-eixos opostos. Como exemplo cita-se a diferença média desse desbalanceamento, apurada para o motor 2 do pilar P19, entre 50 e 100 segundos (excluindo-se, portanto, o período inicial de mobilização de potência, após o início da subida). Nesse caso, a discrepância, que foi da ordem de 17,07 tf.cm, permite um exercício relativo à redução dos momentos torçores ao centro de gravidade da área da seção transversal dos semi-eixos, o que conduz, para esse intervalo de tempo, a um desequilíbrio de forças, equivalente, da ordem de 3,41 tf. Quando da utilização do motor de número 1 na mesma região (pilar P19), as diferenças são praticamente coincidentes, acarretando a uma discrepância de 17,18 tf.cm em termos de torque e 3,44 tf, em termos de desequilíbrio de forças. No caso do pilar P18 (motor 1), essa diferença é bem maior, ou seja, algo ao redor de 41,47 tf.cm, o que corresponderia, dentro do mesmo raciocínio, a um desequilíbrio de forças, equivalente, da ordem de 8,29 tf, portanto, mais que o dobro observado para os motores do pilar P19. Da análise da Figura 15, depreende-se que ao longo da subida do vão móvel, o pilar sofre deslocamentos acentuados segundo as orientações do plano XY local do acelerômetro. Como se observa, esses deslocamentos, evidenciados pelas rotações médias calculadas segundo as direções de interesse, são crescentes com a altura de elevação do vão móvel, especialmente no que diz respeito ao eixo Y que atinge valores máximos, da ordem de 0,125o entre quinze e vinte e três metros. Essa situação de “flexão” oblíqua sugere, fortemente, que a carga devida ao sistema tabuleiro/contrapeso do pilar analisado esteja sendo aplicada, como inicialmente se suspeitou, de maneira progressivamente excêntrica, o que pode, certamente, prejudicar não somente o desempenho do sistema mecânico, como também motivar a evolução do processo de danificação estrutural dessa torre. Para se ter uma idéia preliminar (em termos grosseiros, uma vez que aqui se considera, simplificadamente, a hipótese de deslocamentos de corpo rígido e não os deslocamentos devidos à flexão propriamente dita), para uma altura efetiva da torre da ordem de 26 m (que na realidade é bem maior) e uma rotação de 0,125o, ter-se-ia um deslocamento horizontal, somente na direção do eixo Y, da ordem de 57 mm, deslocamento excessivo para um componete que, por hipótese, deveria trabalhar excluvivamente à compressão. 5. RECOMENDAÇÕES Não obstante os problemas e dificuldades encontradas durante o desenvolvimento das atividades experimentais, mesmo com a adoção de sensores sofisticados e equipamentos de excelente qualidade, uma série de problemas estruturais e mecânicos, paralelos, foram claramente identificados. Dentre esses problemas citam-se os desequilíbrios verificados nos braços dos balancins, o que sugere uma ampla intervenção no vão móvel, de maneira a proceder-se o re-tensionamento de todos os cabos de sustentação do tabuleiro.



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Para tanto, sugere-se que células de carga individuais sejam aplicadas a todos os cabos do sistema, de maneira a ter-se uma perfeita equalização dos esforços. A aplicação desses sensores deveria ser procedida inclusive sob os tambores de enrolamento dos cabos, objetivando a determinação das situações de equilíbrio ao longo da vida útil da ponte e operação do vão móvel. Entretanto, essa providência requereria a recuperação dos reforços da estrutura metálica inferior, para apoio total do tabuleiro. Por outro lado, sugere-se que os novos procedimentos de repesagem contemplem o que segue:

1. Utilização de 12 cilindros hidráulicos sob as grelhas metálicas superiores. Nesse caso, a aplicação de rotações de 90o às grelhas superiores, seria necessária. Essa providência permitiria operar o sistema hidráulico de maneira mais suave, ou seja, com a mesma pressão aplicar-se-ia uma quantidade menor de força por cilindro. Permitiria, ainda, a eventual substituição de um ou mais cilindros problemáticos durante os ensaios, em absoluta condição de segurança, preservando-se, inclusive, a integridade das grelhas relativamente à possibilidade de empenamento.

2. Utilização de um macaco Dywidag para o reaperto das porcas, quando do pré-tensionamento das barras. Esse procedimento garantiria a equalização dos esforços no conjunto de barras, com consequente eliminação de excentricidades iniciais de carregamento. Essas excentricidades poderiam levar, dentre outras coisas, ao empenamento dos êmbolos dos cilindros, quando da utilização dos mesmos em situações de cursos elevados. Assim, não se descarta a possibilidade de que esse fato tenha ocorrido por ocasião da repesagem do pilar P18J.

3. Adoção de dois LVDTs, sensores de deslocamento linear. O primeiro deles teria a sua base posicionada na via permanente, no vértice oposto (do mesmo pilar) àquele objeto da medição. O sensor, propriamente dito, seria posicionado de maneira a medir os deslocamentos verticais do tabuleiro. Assim, ao menor deslocamento do vértice oposto do tabuleiro, a determinação exata do “ponto” de início da repesagem seria natural, com conseqüente acionamento dos freios por parte do operador. O segundo LVDT seria posicionado sob o contrapeso em questão. Nesse caso, a primeira translação vertical decorrente da ação das forças transmitidas pelo sistema hidráulico poderia ser detectada, significando a repesagem pretendida.

4. Como abordado, o abalroamento ocorrido no vão móvel provocou fissuração relevante nas laterais da torre de montante do pilar P19. Também é sabido que essas fissuras, abertas em decorrência do impacto havido, receberam tratamento adequado à ocasião. Entretanto, o simples fechamento das falhas não garante uma recuperação estrutural eficiente, especialmente de armaduras excessivamente deformadas (certamente plastificadas) no interior dos elementos de concreto armado. Devido à complexidade do assunto, sugere-se que um exame mais detalhado dos componentes estruturais avariados seja levado a efeito. Tendo em vista o caráter preliminar das medições das rotações levadas a efeito no pilar P19-M, sugere-se que uma nova campanha de medições, a ser executada simultaneamente nos quatro pilares, seja procedida. Sugere-se, finalmente, que as fundações desse pilar sejam inspecionadas, pois estacas (especialmente na região do bloco de coroamento), certamente encontram-se rompidas, como preliminarmente constatado por uma equipe de mergulho que inspecionou o local, eventualmente motivando, como anteriormente referido, o desenvolvimento de esforços anormais no conjunto estrutural.

6. REFERÊNCIAS [1] Tribunal Marítimo. Acórdão de 20/02/2010, Processo nº 24.042/09. Rio de Janeiro (RJ), 2010.

[2] L. A. Falcão Bauer C. T. C. Q. Ltda. “Execução de atividades experimentais de repesagem dos contrapesos e verificação extensométrica da equalização das forças no sistema de cabos de içamento do vão móvel - Local: Ponte sobre o Rio Guaíba, Município de Porto Alegre, RS”. Relatório Técnico n° 233125, 2012.

[3] Ferreira, L. E. T. et al. – “Monitoramento estrutural da nova torre de Brasília utilizando tecnologia óptica: uma estratégia eficiente para o prognóstico de patologias estruturais”. VII Congresso Internacional sobre Patologia e Reabilitação de Estruturas. CINPAR 2011, Fortaleza, CE, 2011.

[4] Frazão, O. et al. - “Sensores de Bragg em Fibra Óptica”, Jornadas de Engenharia de Telecomunicações e Computadores, Lisboa, Portugal, 1999.



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[5] Othonos, A.; Kalli, K. Fiber Bragg Gratings: Fundamentals and Applications in Telecommunications and

Sensing, Boston (USA): Artch House, 1999.

[6] Ferreira, L. A. et al. - “Redes de Bragg em Fibra Óptica – contribuições para o desenvolvimento de uma tecnologia revolucionária em monitorização estrutural”, Encontro Nacional Betão Estrutural, Porto, Portugal, 2004.

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