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ORDEM DOS ENGENHEIROS

REGIÃO NORTE

COLEGIO DE ENGENHARIA CIVIL

Ferramentas inovadoras baseadas em ondas sísmicas para a caracterização do amortecimento e anisotropia

de solos em ensaios correntes

Relatório de Estágio Formal para Admissão como Membro Efetivo da Ordem dos Engenheiros

Nome do estagiário: Cláudio Luis de Barros Batista Pereira Membro Nº 008531 / 064403 Nome do orientador: António Gomes Correia Membro Nº 015342

Abril 2016

ORDEM DOS ENGENHEIROS – REGIÃO NORTE

Colégio de Engenharia Civil Relatório de Estágio Formal

Cláudio Luís de Barros Batista Pereira 2 / 78




INDICE DE CONTEUDOS

1 Introdução ......................................................................................................................................... 10

1.1 Apresentação do estagiário ....................................................................................................... 10 1.2 Apresentação do orientador ...................................................................................................... 10 1.3 Objetivos do estágio e tempo de duração ................................................................................. 11 1.4 Apresentação da entidade onde se realizou o estágio .............................................................. 13

1.4.1 Universidade do Minho (UM) ................................................................................................ 13

1.4.2 Escola de Engenharia da Universidade do Minho (EEUM) ................................................... 13

1.4.3 Unidade de Investigação C-TAC ........................................................................................... 14

1.4.4 Resumo do trabalho realizado .............................................................................................. 15

2 Integração na equipa ....................................................................................................................... 16

2.1 Organograma organizacional .................................................................................................... 16 2.2 Relação do estagiário com os restantes intervenientes ............................................................ 17

3 Trabalho realizado ........................................................................................................................... 18

3.1 Rigidez dos solos ...................................................................................................................... 18 3.1.1 Considerações gerais ........................................................................................................... 18

3.1.2 Curvas de degradação .......................................................................................................... 20

3.1.3 Curva normalizada de redução da rigidez com a distorção .................................................. 21

3.1.4 Curva de redução da rigidez com a distorção ....................................................................... 22

3.1.5 Distorção limite de referência ................................................................................................ 24

3.2 Os Bender Elements ................................................................................................................. 26 3.3 Fatores de erro .......................................................................................................................... 30 3.4 Técnicas de análise de sinal ..................................................................................................... 31

3.4.1 Primeira chegada (direta) da onda no sinal de resposta ....................................................... 31

3.4.2 Método “Peak to Peak” ......................................................................................................... 32

3.4.3 Método do varrimento de frequências ................................................................................... 33

3.5 Estruturas de contenção flexíveis. Considerações gerais ......................................................... 35 3.6 Software de cálculo Plaxis. Breve apresentação ...................................................................... 36 3.7 Descrição dos trabalhos executados durante o estágio ............................................................ 37

3.7.1 Metodologia dos Bender Elements ....................................................................................... 37

3.7.2 Importância dos níveis de deformação e da não-linearidade na previsão do comportamento

dos solos e das estruturas. Exemplo de aplicação. ........................................................................... 59

3.8 Apresentação de conhecimentos de Engenharia utilizados durante o Estágio ......................... 70 3.8.1 Componente académica – Licenciatura e Mestrado em Engenharia Civil ............................ 70

3.8.2 Ano curricular do Programa Doutoral em Engenharia Civil ................................................... 71




4 Controlo desenvolvido (relativo aos trabalhos no estágio) ......................................................... 72

4.1 Controlo de qualidade ............................................................................................................... 72 4.2 Controlo de prazos .................................................................................................................... 72 4.3 Controlo de Custos/Produção ................................................................................................... 72 4.4 Controlo de Segurança e Análise de Risco ............................................................................... 73 4.5 Controlo Ambiental .................................................................................................................... 73

5 Conclusões ....................................................................................................................................... 73

5.1 Análise aos resultados obtidos .................................................................................................. 73 5.2 Reflexões do candidato ............................................................................................................. 74

6 Referências ....................................................................................................................................... 75




INDICE DE FIGURAS

Figura 1 - Organograma da Universidade do Minho (adaptado de UM, 2016). .......................................... 17

Figura 2 - Curva de degradação da rigidez com o nível de deformação (adaptado de Atkinson & Sallfors,

1991) ........................................................................................................................................................... 19

Figura 3 - Comportamento dos solos sob acções de corte cíclicas (adaptado de Vucetic, 1994). ............. 21

Figura 4 - Estimativa da rigidez do solo in situ (adaptado de Taksuoka, 1991). ......................................... 22

Figura 5 - Curvas G/G0-γ (Vucetic, 1994). ................................................................................................. 23

Figura 6 - Influência da tensão efetiva normal média nas curvas G/G0-γ para solos com IP=NP a 50%

(Ishibashi e Zhang, 1993). .......................................................................................................................... 24

Figura 7 - Fuso proposto para a relação G/G0-γ* (adaptado de Santos (1999)) ...................................... 25

Figura 8 - Curva de degradação da rigidez em função da distorção normalizada (adaptado de Gomes

Correia et al. 2001). .................................................................................................................................... 25

Figura 9 - Bender element: a) Modelo; b) Esquema de funcionamento (Ferreira, 2002). ........................... 26

Figura 10 - Bender Elements: Diagrama de ligações, polarização e deformação: a) Transmissor; b) Recetor

(Ferreira, 2002). .......................................................................................................................................... 27

Figura 11 - Extender element: esquema de funcionamento (Ferreira, 2002). ............................................ 27

Figura 12 - Extender elements: Diagrama de ligações, polarização e deformação: a) Recetor; b)

Transmissor (Ferreira, 2002). ..................................................................................................................... 28

Figura 13 – Configuração base da técnica dos Bender Elements. ............................................................. 29

Figura 14 – Definição da distância percorrida pelas ondas (adaptado de Ferreira, 2002). ........................ 29

Figura 15 – Exemplo de determinação do tempo de propagação (tt) pelo método da primeira chegada do

sinal de resposta. ........................................................................................................................................ 32

Figura 16 – Exemplo da determinação do tempo de propagação (tt) pelo método “Peak to Peak”. ........... 33

Figura 17 – Método do varrimento de frequências: a) Sinal emitido e recebido; b) Wrapped phase angle; c)

coerência; d) Unwrapped phase angle. ...................................................................................................... 34

Figura 18 - Exemplo de verificação da polaridade para um pulso sinusoidal de 12 kHz. ........................... 38

Figura 19 - Medição do atraso induzido pelo sistema. ................................................................................ 39

Figura 20 – Exemplo de um sinal de saída com presença de Cross-talk. .................................................. 40

Figura 21 - Melhorias no acoplamento: a) Negativo coma forma do Bender Element; b) Selagem dos sulcos

(adaptado de Pereira et al., 2015). ............................................................................................................. 41

Figura 22 – a) Configuração do sistema utilizado; b) Suporte de bancada utilizado para a realização dos

ensaios (adaptado de Pereira et al., 2015). ................................................................................................ 42

Figura 23 – Visão detalhada dos BE T-shaped utilizados. ......................................................................... 42

Figura 24 – Curva granulométrica dos materiais testados (adaptado de Pereira et al., 2015). .................. 43




Figura 25 – Velocidade das ondas de corte (VS) para provetes de 100 × 117 mm com e sem a utilização

de negativo: a) provetes de argila (CL); b) provetes de areia siltosa (SS) (adaptado de Pereira et al., 2015).

.................................................................................................................................................................... 44

Figura 26 – Evidencias da melhoria de contacto q quando da utilização da vaselina como material de

acoplamento: a) provete de argila (CL); b) Provete de areia siltosa (SS) (adaptado de Pereira et al., 2015).

.................................................................................................................................................................... 45

Figura 27 – Velocidade das ondas de corte (VS) e a relação com a geometria dos provetes: a) Provetes de

argila (CL); b) provetes de areia siltosa (SS). ............................................................................................. 45

Figura 28 – Velocidade das ondas de corte (VS) obtidos pelos sistemas BE1 versus BE2 e BE3: a) provetes

de argila (CL); b) provetes de areia siltosa (SS) (adaptado de Pereira et al., 2015). ................................. 46

Figura 29 - Velocidade das ondas de corte (VS) obtidos pelos sistemas BE1 versus SP: a) provetes de

argila (CL); b) provetes de areia siltosa (SS) (adaptado de Pereira et al., 2015). ...................................... 47

Figura 30 – Valores da velocidade das ondas de corte (VS): a) Bender Elements (BE) e coluna ressonante

(RC); b) Metodologia dos Bender Elements Vs Coluna ressonante (adaptado de Pereira et al., 2015b) ... 48

Figura 31 – Camaras triaxiais do tipo Bishop-Wesley: a) 38mm; b) 100mm. ............................................. 49

Figura 32 – Equipamento utilizado no sistema de Bender Elements implementado: a) Visão geral; b)

Gerador de funções; c) Osciloscópio digital. .............................................................................................. 49

Figura 33 – Bender Elements acoplados nas camaras Stress-path: a) 100 mm; b) 38 mm. ...................... 50

Figura 34 – Curva granulométrica da areia de Toyoura. ............................................................................ 50

Figura 35 – Resumo dos resultados obtidos para a areia de Toyoura nos ensaios de validação: Provetes

SP38_P8, SP38_P9, PT100_S1 e PT100_S2. ........................................................................................... 51

Figura 36 – Sistema combinado de Bender Elements e acelerómetros instalado na camara Stress-path de

100mm (adaptado de Pereira et al., 2016). ................................................................................................ 52

Figura 37 – Detalhe da adesão dos acelerómetros ao provete: a) Detalhe dos pivôs de cabeça roscada; b)

Fixação dos acelerómetros; c) Perspetiva geral do sistema. ...................................................................... 53

Figura 38 – Curva granulométrica da areia monogranular em estudo (Pereira et al., 2014b). ................... 53

Figura 39 – Definição da posição dos acelerómetros em relação à orientação dos Bender Elements: a)

Perpendicular em relação ao movimento das partículas; b) Mesmo plano de direção do movimento das

partículas; c) Perspetiva da localização dos acelerómetros no provete. .................................................... 54

Figura 40 – Resultados obtidos com os acelerómetros perpendiculares ao movimento das partículas para

uma pressão de confinamento de 20kPa: a) Acelerómetro AC1; b) Acelerómetro AC2. ............................ 55

Figura 41 – Resultados obtidos com os acelerómetros colocados no mesmo plano de movimento das

partículas para uma pressão de confinamento de 20kPa: a) Acelerómetro AC1; b) Acelerómetro AC2. ... 55

Figura 42 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular para o Provete P1: a) Bender

Elements; b) Acelerómetros. ....................................................................................................................... 57




Figura 43 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular para o Provete P2: a) Bender

Elements; b) Acelerómetros. ....................................................................................................................... 57

Figura 44 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular pelos diferentes métodos

de interpretação para ambos os sensores .................................................................................................. 57

Figura 45 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular para o Provete P1 e as

expressões empíricas: a) Bender Elements; b) Acelerómetros. ................................................................. 58

Figura 46 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular para o Provete P2 e as

expressões empíricas: a) Bender Elements; b) Acelerómetros. ................................................................. 58

Figura 47 – Níveis de deformação junto a uma estaca sob tração (adaptado de Jardine & Pots, 1998). .. 59

Figura 48 - Modelo numérico: 1- Escavação; 2- Domínio de solo; 3- Cortina (“plate”); 4- Elementos de

interface; 5- Escora. .................................................................................................................................... 62

Figura 49 – Malha de elementos finitos e condições de fronteira. .............................................................. 63

Figura 50 - Diagramas de momentos fletores obtidos com os diferentes modelos constitutivos do solo para

a fase final. ................................................................................................................................................. 65

Figura 51 - Deslocamentos horizontais (Ux) na cortina para a fase final.................................................... 66

Figura 52 – Relação deslocamento horizontal / altura de escavação (adaptado de Gomes Correia et al.,

1897). .......................................................................................................................................................... 67

Figura 53 - Deslocamentos verticais do solo obtidos pelos diferentes modelos. ........................................ 67

Figura 54 - Relação entre os assentamentos máximos da superfície do tardoz (Vmax) os deslocamentos

máximos da parede (Umax) (adaptado de Mana & Clough, 1981). .............................................................. 68

Figura 55 - Deformações por corte obtidas pelos diferentes modelos. ....................................................... 68

Figura 56 - Enquadramento dos resultados obtidos com a curva de degradação da rigidez em função da

distorção normalizada apresentada em Gomes Correia et al. (2001)......................................................... 69




INDICE DE TABELAS

Tabela 1 – Limites de Atterberg e densidade das partículas solidas. ......................................................... 43

Tabela 2 – Resumo das dimensões e características dos materiais ensaiados (adaptado de Pereira et al.,

2015). .......................................................................................................................................................... 44

Tabela 3 – Resumo do segundo grupo de ensaios e das geometrias ensaiadas em cada equipamento

(adaptado de Pereira et al., 2015). ............................................................................................................. 46

Tabela 4 – Características dos provetes ensaiados (adaptado de Pereira et al, 2015b). ........................... 47

Tabela 5 – Propriedades físicas da areia de Toyoura. ............................................................................... 50

Tabela 6 – Índices físicos dos provetes ensaiados. .................................................................................... 51

Tabela 7 – Propriedades físicas da areia monogranular em estudo. .......................................................... 53

Tabela 8 - Propriedades físicas dos provetes ensaiados. .......................................................................... 54

Tabela 9 – Comparação entre os valores do tempo de propagação (tt) obtidos com recurso ao método da

primeira onda de chegada (t0) nas diferentes orientações dos acelerômetros e os Bender Elements (BE).

.................................................................................................................................................................... 56

Tabela 10 – Propriedades do solo. ............................................................................................................. 60

Tabela 11 – Propriedades da Estrutura de contenção flexível. .................................................................. 63

Tabela 12 - Propriedades do solo e da interface para os diferentes modelos constitutivos utilizados ....... 64

Tabela 13 - Unidades curriculares que integram o plano de estudos individual do candidato. .................. 71




1 Introdução

1.1 Apresentação do estagiário

Nome: Cláudio Luís de Barros Batista Pereira

Data de nascimento: 03/07/1983

Membro estagiário nº: 064403

Licenciatura em Engenharia Civil concluída em 16/06/2010, pela Universidade de Trás-os-Montes e Alto

Douro.

Mestrado em Engenharia Civil concluído em 02/02/2012, pela Universidade de Trás-os-Montes e Alto

Douro.

Atividade profissional:

Bolseiro de Investigação no Centro de Território, Ambiente e Construção (C-TAC), inserido no

projeto de investigação “PTDC/ECM/122751/2010” designado por “WaveSoil - Ferramentas

inovadoras baseadas em ondas sísmicas para a caracterização do amortecimento e anisotropia

de solos em ensaios correntes”; e,

Bolseiro de Investigação no Center for Transportation Infrastructure Systems (CTIS) da University

of Texas at El Paso (UTEP), inserido no projeto Intelligent Compaction – Federal Highway

Administration (FHWA - EDC2);

Membro da Unidade de Investigação ISISE (Instituto para a Sustentabilidade e Inovação em Estruturas de

Engenharia).

Aluno do primeiro ano do Programa Doutoral em Engenharia Civil da Universidade do Minho, na Escola

de Engenharia.

1.2 Apresentação do orientador

Nome: António Gomes Correia

Data de Nascimento: 09/10/1951

Licenciatura em Engenharia Civil pelo Instituto Superior Técnico (IST) da Universidade Técnica de Lisboa

(UTL), em 1977.

Doutoramento em Engenharia Civil pela Ecole Nationale des Ponts et Chaussées, em 1985.




Em 1987 obteve o grau de Especialista pelo Laboratório Nacional de Engenharia Civil (LNEC) e em

1998 obteve a Agregação em Engenharia Civil pelo IST/UTL. Em 2000 foi-lhe outorgado o título de

Engenheiro Especialista em Geotecnia da ordem dos Engenheiros.

Atividade profissional: Professor Catedrático da Universidade do Minho (UM); Membro do Conselho

Científico da Escola de Engenharia da UM; Diretor do Programa Doutoral em Engenharia Civil da UM; Vice-

presidente da Escola de Engenharia da Universidade do Minho, com o pelouro da investigação e ação

internacional.

Presidente do Comité Técnico TC 202 Transportation Geotechnics e Membro do Conselho Científico do

Institut Français des Sciences et Technologies des Transports, de L’aménagement et des Réseaux

(IFSTTAR, França).

1.3 Objetivos do estágio e tempo de duração

O tempo de duração do estágio foi de 24 meses (6 meses correspondentes ao período de estagio formal e

18 a dois pedidos de prorrogação) e durante esse período o estagiário incorporou, como bolseiro de

investigação, a equipa de trabalho do projeto WaveSoil - Ferramentas inovadoras baseadas em ondas

sísmicas para a caracterização do amortecimento e anisotropia de solos em ensaios correntes

(PTDC/ECM/122751/2010 do projeto FCOMOP-01-0124-FEDER-020365) onde recebeu formação ao nível

da aplicação de técnicas baseadas em ondas sísmicas na determinação das propriedades dinâmicas do

solo. O plano de trabalhos definido para o estágio do candidato incluía os seguintes objetivos:

I. Caracterização geotécnica avançada com recurso a Bender Elements:

A não afetação da fábrica, da estrutura e das propriedades mecânicas dos materiais, são vantagens únicas

inerentes às técnicas de medição “não-destrutivas”, utilizadas para a determinação das propriedades do

solo na gama das muito pequenas deformações. O projeto WaveSoil compreendeu o desenvolvimento e

implementação de uma metodologia baseada na propagação de ondas sísmicas - recorrendo ao uso

combinado de Bender Elements e acelerômetros de alta frequência - em equipamentos de ensaio correntes

para uma caracterização geotécnica avançada, que permitiu ao estagiário:

Realizar ensaios geotécnicos dinâmicos baseados na metodologia de propagação de ondas

sísmicas, recorrendo à utilização de bender-extender elements, para a medição direta e não-

destrutiva da velocidade das ondas P e S;

Assimilar as várias técnicas de interpretação dos Bender Elements existentes quer no domínio do

tempo quer no domínio da frequência, bem como os fatores de erro eventualmente associados; e,




Determinar os parâmetros de rigidez elástica do material (módulo de distorção e módulo

confinado) através da inclusão de Bender Elements e acelerómetros (velocidade de propagação

das ondas S).

II. Prática laboratorial

O projeto WaveSoil teve presente uma componente laboratorial com vista ao desenvolvimento de novas

técnicas laboratoriais para determinação direta da velocidade de propagação de ondas sísmicas. A

participação nestes trabalhos permitiu ao estagiário:

Familiarizar-se com a prática laboratorial relacionada com os ensaios geotécnicos; e,

Compreender a abrangência e limitações das metodologias utilizadas.

III. Análise estrutural

No projeto geotécnico, análises mais detalhadas abrangem ensaios de campo e de laboratório especiais,

envolvendo medições no âmbito das pequenas deformações e ensaios para diferentes trajetórias de

tensão/deformação. A problemática referente à quantificação da rigidez dos solos no domínio das muito

pequenas deformações tem sido por isso alvo de grande atenção e abordada com especial interesse no

que respeita ao dimensionamento das estruturas geotécnicas.

Os modelos elastoplásticos são aqueles que melhor reproduzem o complexo comportamento mecânico

dos solos. Porém, em determinadas situações, não é necessário recorrer a análises tão detalhadas. Para

as análises de "rotina" recorrem-se normalmente a modelos simplificados. A exemplo disso temos a

avaliação do deslocamento lateral de uma estrutura de suporte, onde quantificar a rigidez do solo assume

particular importância, na medida em que a mesma é afetada por múltiplos fatores, de onde se destaca a

forte influência da amplitude de deformação.

Assim, foi realizada a análise a uma estrutura de contenção flexível através de ferramentas de cálculo

automático, nomeadamente o Método dos Elementos Finitos (MEF). A realização deste estudo permitiu ao

estagiário:

Avaliar o impacto dos parâmetros de rigidez, numa previsão mais realista dos movimentos do solo,

através da relação da redução da rigidez com a deformação;

Discutir o processo de dimensionamento e a contribuição da modelação numérica para o estudo

prévio e o dimensionamento deste tipo de estruturas de contenção; e,

Propor uma melhor integração dos dados relativos à rigidez.




1.4 Apresentação da entidade onde se realizou o estágio

1.4.1 Universidade do Minho (UM)

A Universidade do Minho foi fundada no ano de 1973, sendo que foi estreada pelos primeiros estudantes,

dois anos depois, no ano letivo de 1975/76. Atualmente as instalações desta instituição de ensino

encontram-se repartidas em três grandes polos, um localizado em Braga (campus de Gualtar) e os outros

localizados em Guimarães (campus de Azurém e de Couros) (UM, 2016).

A UM é constituída por Unidades Orgânicas de Ensino e Investigação, nomeadamente Escolas,

Departamentos e Centros de Investigação. Nota para os Centros de Investigação, onde tem sido evidente

o crescimento do seu reconhecimento internacional, traduzido no desenvolvimento de projetos conjuntos e

na publicação de artigos científicos em colaboração, e, por outro, na sua integração em diversas redes de

investigação internacionais (UM, 2016).

Mais recentemente, a UM conquistou um lugar de destaque nos melhores rankings mundiais do ensino

superior, nomeadamente o Times Higher Education 2014, o Times Higher Education 100 under 50

University Ranking 2014 e o CWTS Leiden Ranking 2014 (EEUM, 2016).

A UM possui ainda um conjunto de infra-estruturas e de serviços de apoio aos alunos e ao ensino, que

permite uma resposta efectiva às necessidades mais diversas dos estudantes.

1.4.2 Escola de Engenharia da Universidade do Minho (EEUM)

Fundada em 1975, a Escola de Engenharia da Universidade do Minho (EEUM) tem-se empenhado com o

mundo da investigação, do desenvolvimento e da inovação tendo hoje uma notável reputação como

instituição internacional de ensino superior de engenharia. Por este percurso, e pela sua Visão, assume-se

como um ator essencial da rede de instituições de ensino superior europeu (EEUM, 2016).

A EEUM desenvolve atividades pedagógicas, científicas e de transferência de conhecimento nos domínios

da Engenharia e da Tecnologia. A Presidência da Escola está localizada no Campus de Azurém em

Guimarães conjuntamente com a maioria dos seus departamentos e centros de investigação. Existem nove

departamentos, os quais atuam nas áreas científicas da sua competência, oferecem cursos de 1º e 2º ciclos

e possuem uma forte ligação com a indústria. As atividades de I&D&I (Investigação, Desenvolvimento e

Inovação), incluindo a formação de 3º ciclo, estão organizadas de forma a garantir a integração de todos

os docentes/investigadores nos seus nove centros de investigação.

O reconhecimento do papel da EEUM também surge através de instâncias internacionais,

consubstanciadas em rankings internacionais de excelência – e, a par da própria Universidade do Minho,

a sua Escola de Engenharia surge no CWTS Leiden Ranking como a melhor Escola de Engenharia do País




– é um ranking internacional de prestígio que avalia, a par das instituições como um todo, as suas áreas

específicas – engenharia, neste caso (EEUM, 2016).

Ao nível do ensino, a EEUM oferece um portefólio de projetos de ensino abrangendo as principais áreas

de Engenharia e Tecnologia, com um elevado reconhecimento, nacional e internacional, sendo de destacar

o elevado número de alunos dos projetos de 3º ciclo, com um número crescente de alunos estrangeiros. A

oferta educativa inclui também cursos de pós-graduação, cujas características respondem às necessidades

da indústria e serviços. Destacam-se ainda os projetos oferecidos e lecionados em parcerias nacionais ou

internacionais, nomeadamente um Mestrado Europeu ”Análise Estrutural de Monumentos e Construções

Históricas”, os cursos do Programa MITPortugal (Programas Doutorais em Bioengenharia e em Líderes

para as Indústrias Tecnológicas) e do Programa CMU-Portugal (Programas Doutorais Informática MAP-i e

Telecomunicações MAP-tele), e ainda os Programas Doutorais em parceria (EEUM, 2016).

A EEUM detém um reconhecido estatuto ao nível da investigação nos seus 9 centros de I&D. Os centros

são periodicamente avaliados pela Fundação para a Ciência e Tecnologia (FCT). Em 2015, mais de 90%

dos seus investigadores estavam integrados em candidaturas a financiamento da FCT classificadas como

Excecional, Excelente e Muito Bom (FCT, 2016).

A vertente da interação com a sociedade é também uma marca identitária da EEUM. A interação com o

tecido industrial e serviços em domínios de competências de excelência, alinhados com as suas áreas

estratégicas, são uma procura constante. A EEUM assume assim uma estratégia de valorização do

conhecimento, de promoção do empreendedorismo, de promoção cultural e de intervenção efetiva na área

social (EEUM, 2016).

1.4.3 Unidade de Investigação C-TAC

O Centro de Território, Ambiente e Construção (C-TAC) é uma I&D da Escola de Engenharia da

Universidade do Minho, reconhecida pela Fundação para a Ciência e Tecnologia (FCT) e que se dedica à

investigação na área da Engenharia Civil. O C-TAC incorpora atualmente 32 membros do departamento de

engenharia civil, assim como pós-doutorados, investigadores financiados externamente e estudantes de

pós-graduação (C-TAC, 2016).

A organização científica do C-TAC inclui cinco Áreas de Competência de Investigação:

Eco-materiais;

Construção Sustentável;

Recursos Hídricos e Meio Ambiente;

Sistemas de Transportes e Infra-Estruturas;

Gestão Planeamento Territorial.




Cada uma das cinco Áreas de Competência de Investigação é apoiada por laboratórios específicos,

contribuindo assim para a visão do Programa Estratégico para 2015-2020. O C-TAC faz da relação entre a

investigação e a sociedade, a força motriz de uma intervenção em que a cidadania possa desempenhar o

papel principal na melhoria da qualidade de vida (C-TAC, 2016).

No último exercício da avaliação dos centros de investigação nacionais, o C-TAC foi classificado como

“Bom” (FCT, 2016).

1.4.4 Resumo do trabalho realizado

Na candidatura ao estágio foi proposto o tema “Ferramentas inovadoras baseadas em ondas sísmicas para

a caracterização do amortecimento e anisotropia de solos em ensaios correntes”.

Este tema surge no âmbito do projeto de investigação WaveSoil, no qual o candidato esteve vinculado

como bolseiro de investigação. Conforme exposto anteriormente, o período de estágio coincidiu com uma

fase inicial dos trabalhos a desenvolver e focou-se essencialmente no desenvolvimento das tarefas 1 e 2

previstas no plano de trabalhos do projeto.

A Tarefa 1 consistiu em conceber uma interface integrada e definir protocolos de ensaio, para uma

determinação automática, direta e precisa da velocidade das ondas sísmicas numa vasta gama de

geomateriais. O resultado final desta tarefa tinha como objetivo a definição de um protocolo de ensaios

sísmicos avançados em ensaios laboratoriais correntes. Nesta fase o estagiário realizou alguns ensaios de

bancada em diferentes materiais (areia siltosa e argila) onde teve a oportunidade de familiarizar-se com a

técnica dos Bender Elements (BE) e com isso basear grande parte do seu trabalho na melhoria da qualidade

dos sinais emitidos e recebidos, na compreensão e uso de diferentes metodologias de análise de sinal e

ainda preparar as bases para uma futura automação do processo de análise de sinal.

Por sua vez, a Tarefa 2 contemplou o desenvolvimento de uma metodologia que combina BE e

acelerómetros, seguindo o trabalho já iniciado por Ferreira et al. (2013), a fim de estabelecer os

procedimentos para a sua determinação em ensaios triaxiais correntes, utilizando amostras de diferentes

tamanhos. Este conjunto de trabalhos procedeu a adaptação de duas camaras Stress-Path (100 e 38mm)

do tipo Bishop-Wesley por forma a tornar possível a acomodação de um par de BE. Estes trabalhos estavam

igualmente previstos na Tarefa 1 anteriormente descrita.

A campanha de ensaios realizada para o cumprimento da Tarefa 2 permitiu ao estagiário aplicar os

conhecimentos adquiridos na execução da Tarefa 1, nomeadamente na assimilação da técnica dos BE e

na utilização de diferentes metodologias de análise de sinal. Nesta fase o estagiário teve também a

oportunidade de tomar contacto, entre outros, com aquele que é um dos mais importantes e complexos

ensaios de laboratório – ensaio triaxial –, permitindo assim familiarizar-se com a prática laboratorial

relacionada com os ensaios geotécnicos.




Por último, elaborou-se um estudo com base na utilização do método dos elementos finitos (MEF) por forma

a perceber o comportamento, as deformações e os esforços a que uma estrutura de contenção flexível está

sujeita durante o processo de construção e escavação. Assim, o estagiário realizou análises relativas aos

deslocamentos e esforços na estrutura de contenção e as tensões e deformações instaladas no solo,

fazendo variar o modelo constitutivo do solo (Hardening Soil e Hardening Soil Small Strain) e mantendo a

mesma geometria, interface e propriedades da estrutura de contenção. Os resultados desta análise foram

posteriormente comparados com curvas de degradação da rigidez com a deformação, existentes na

bibliografia.

Esta fase permitiu ao estagiário avaliar o impacto dos parâmetros de rigidez com vista a uma previsão mais

realista dos movimentos do solo, através da relação da redução da rigidez com a deformação e discutir o

processo de dimensionamento e a contribuição da modelação numérica para a melhoria do estudo prévio

e do dimensionamento deste tipo de estruturas de contenção.

Por último, o candidato realizou uma breve revisão bibliográfica, contextualizada com o tema do estágio e

que permitiu um melhor enquadramento do candidato com os trabalhos realizados.

2 Integração na equipa

2.1 Organograma organizacional

O organograma organizacional da Universidade do Minho encontra-se ilustrado na Figura 1. Como é

possível observar, em termos gerais, o candidato integrou as Unidades Orgânicas de Ensino e Investigação

da UM, nos Departamentos e nos Centros de investigação.




Figura 1 - Organograma da Universidade do Minho (adaptado de UM, 2016).

Em particular, o candidato incorporou o Departamento de Engenharia Civil da Escola de Engenharia,

associado à Unidade de Investigação ISISE devido à atividade de investigação científica que desenvolveu

e pelo facto de estar inscrito no Programa Doutoral em Engenharia Civil. Adicionalmente esteve associado

à Unidade de Investigação C-TAC na área de competência de investigação Transport Systems and

Infrastructures em função da sua participação no projeto de investigação WaveSoil.

2.2 Relação do estagiário com os restantes intervenientes

Durante o período de estágio o candidato teve a oportunidade de interagir e relacionar-se com diversas

pessoas. A destacar a relação com o orientador de estágio - Professor António Gomes Correia -,

investigador responsável pelo projeto de investigação no âmbito do qual o bolseiro desenvolveu os seus

trabalhos e simultaneamente tutor do Curso Doutoral em Engenharia Civil. A relação entre os dois foi na

sua essência profissional, sendo o contacto permanente e de forma maioritariamente presencial, através

de reuniões semanais. Acresce a transmissão de conhecimentos e experiências, fundamentais para a

compreensão de fenómenos e conceitos essenciais ao desenvolvimento e cumprimento dos trabalhos

propostos.

Evidenciar a cooperação e o bom relacionamento que o candidato manteve com os restantes elementos

da equipa de investigação afeta ao projeto de investigação WaveSoil, onde o diálogo permanente permitiu

uma aprendizagem continua e contribuiu para que o trabalho fosse bem-sucedido.




A relação mantida com alguns colegas de trabalho, com os quais o candidato partilhou o local de trabalho

(laboratório e gabinete), revelou-se também muito proveitosa. A multidisciplinaridade de temas não foi

entrave à partilha de experiências e de conhecimentos.

Por último, o bom relacionamento profissional e pessoal com os membros técnicos do Laboratório de

Geotecnia ajudou ao desenvolvimento dos trabalhos laboratoriais. A supervisão, colaboração e partilha de

ideias possibilitou ao candidato tirar partido de um importante know how e assim adquirir um conjunto de

ferramentas uteis.

3 Trabalho realizado

3.1 Rigidez dos solos

3.1.1 Considerações gerais

A caracterização das propriedades dos solos antes de estes atingirem a resistência máxima é fundamental

para uma previsão adequada das deformações nos terrenos e movimentos nas estruturas quando sujeitas

a cargas de serviço. Durante décadas, o módulo de “deformabilidade” – estimado com base nos métodos

experimentais tradicionais -, foi convencionalmente considerado como tendo um comportamento linear

(Jardine et al., 1985; Tatsuoka & Shibuya, 1992). No entanto, esta premissa está longe de justificar o

comportamento real das estruturas na medida em que, não só a maioria das deformações nos terrenos são

inferiores a 5×10-3 (0.5%) - valores de deformação fora do alcance dos métodos experimentais tradicionais

de laboratório e de campo -, mas também porque no domínio das deformações que interessam à

funcionalidade das estruturas, os geomateriais exibem um comportamento fortemente não-linear (Gomes

Correia, 2004)

Assim, para a obtenção de parâmetros de deformabilidade apropriados para as gamas de deformação

representativas do bom comportamento das estruturas, são necessários equipamentos de laboratório

sofisticados e amostras intactas e de alta qualidade. O investimento nestes sofisticados e inovadores

métodos experimentais possibilita uma melhor e mais realista previsão dos movimentos dos terrenos e das

estruturas, refletindo-se a jusante numa economia no dimensionamento, melhor funcionalidade das

estruturas e na minimização de danos em eventuais estruturas adjacentes (Gomes Correia, 2004)

Esta temática assume particular interesse desde a introdução do Eurocódigo 7 (EN 1977-1, 2004) com a

utilização dos estados limite na verificação da segurança e funcionalidade das estruturas. É essencial

avaliar os valores característicos das propriedades dos materiais, nomeadamente os relativos as

características de deformabilidade, com vista ao cálculo da deformação dos terrenos e dos movimentos

das estruturas.




Considerado um parâmetro geotécnico de referência, o módulo de distorção (G) é o parâmetro de rigidez

que reflete uma medida exclusivamente dependente das solicitações de corte assumindo a sua

caracterização uma influência determinante na definição e seleção dos valores de cálculo a adotar em

projeto. Todavia, a prática geotécnica apresenta-se com frequentes dificuldades na correta e adequada

determinação deste parâmetro uma vez que, para uma mesma estrutura geotécnica, a rigidez do solo varia

em função da posição de aplicação das cargas durante o dimensionamento (Atkinson, 2000).

Vários ensaios in situ (ensaios geofísicos ou ensaios de carga em placa) e de laboratório (ensaios

dinâmicos ou estáticos cíclicos e monotónicos) desenvolvidos com vista a caracterização dos parâmetros

de rigidez, apresentam diferenças significativas entre si nos valores obtidos. Acresce o facto de essas

diferenças se manterem, quando resultados de retroanálises realizadas com base na monotorização e

observação de obras são comparados com resultados obtidos nos ensaios de laboratório e in situ (Tatsuoka

& Shibuya, 1992).

A Figura 2 traduz o resultado do esforço feito nos últimos anos, na idealização da rigidez dos solos para

diferentes níveis de deformação - curva de degradação da rigidez.

Figura 2 - Curva de degradação da rigidez com o nível de deformação (adaptado de Atkinson & Sallfors, 1991)

Esta curva reflete a gama de deformações a que um solo está submetido em condições de serviço para as

diferentes estruturas geotécnicas assim como os diferentes ensaios laboratoriais a utilizar na determinação

do módulo de distorção. Para as muito pequenas deformações, a rigidez é mais elevada quando comparada

com as deformações próximas da rotura. Isto reflete não só a forte dependência do módulo de distorção

em relação ao nível de deformação, mas também o caracter não-linear dos solos.




A relação do nível deformação/distorção com os diferentes métodos de ensaio e por conseguinte, ao

comportamento em serviço, evidencia a necessidade de avaliar coniventemente os parâmetros de rigidez

nos níveis de deformação relevantes à maioria das aplicações práticas da geotecnia. Na Figura 2 podemos

observar que para a maioria das situações as estruturas geotécnicas estão sujeitas a níveis de distorção

de γ=10-3. Sendo este o valor limite mínimo que pode ser medido nos ensaios convencionais, justifica-se a

necessidade de melhorar a precisão e fiabilidade dos métodos de ensaios convencionais, desenvolver

outros métodos mais abrangentes e ainda, tornar prática corrente procedimentos mais sofisticados até aqui

quase restritos exclusivamente à investigação (Ferreira, 2002).

Tem-se assistido por isso a importantes progressos na caracterização das propriedades dos solos e a um

aumento da capacidade de previsão das deformações em condições de serviço. É notório um afastamento

relativamente aos ensaios convencionais em detrimento de ensaios mais sofisticados de laboratório e in

situ nomeadamente, ensaios geofísicos; Uma abordagem mais realista do comportamento dos

geomateriais envolvendo um maior número de parâmetros relevantes; A adoção de uma visão mais

unificada na avaliação dos parâmetros de rigidez interligando propriedades estáticas e dinâmicas, reunindo

resultados de ensaios de campo, de laboratório e monotorização de obras (Tatsuoka et al., 1997).

Neste contexto, os ensaios geotécnicos dinâmicos têm recebido uma atenção significativa,

fundamentalmente através da utilização de novas técnicas baseadas em ondas sísmicas, como os Bender

Elements (BE). A utilização destes transdutores tornou-se assim uma técnica comum na medição direta e

não-destrutiva de velocidades das ondas P e S. Com base nestas velocidades, podem ser diretamente

determinados os parâmetros elásticos de rigidez (módulo de distorção, módulo confinado e coeficiente de

Poisson) sendo que, podem ainda ser detetadas características relevantes do comportamento,

especialmente para avaliação da anisotropia, da qualidade de amostragem, análise de liquefação, controlo

de saturação, monitorização de processos, estimativa da porosidade e amortecimento.

3.1.2 Curvas de degradação

Conhecer o comportamento dos solos em termos de tensão/deformação constitui um dos problemas mais

relevantes da engenharia geotécnica. Por norma, análises mais detalhadas de estruturas geotécnicas,

contemplam: sofisticados ensaios de campo e de laboratório envolvendo medições nas pequenas/muito

pequenas deformações e para diferentes trajetórias de tensão/deformação e ainda, a utilização de modelos

de comportamento elásto-plásticos que considerem o estado atual, história recente, anisotropia inerente e

induzida, rotação das tensões e deformações principais, entre outros (Santos & Gomes Correia, 2002).

Nas denominadas “análises de rotina”, não existe a necessidade de recorrer a estudos tão detalhados,

recorrendo-se maioritariamente a modelos simplificados – unidimensionais -, onde é apenas necessário

calcular o movimento da estrutura numa determinada direção (exemplo: deslocamento lateral de uma




estrutura de suporte). Nestas condições, o comportamento não-linear do solo pode ser traduzido de uma

forma expedita através do seu módulo de rigidez secante.

A rigidez do solo pode ser afetada por diversos fatores sendo a magnitude da deformação o fator mais

preponderante (Santos, 1999). A Figura 3 apresenta a curva de redução relativa do módulo G/G0 com a

distorção γ para um determinado solo.

Figura 3 - Comportamento dos solos sob acções de corte cíclicas (adaptado de Vucetic, 1994).

No domínio das muito pequenas distorções ( e

t , sendo e

t a distorção linear limite) o solo apresenta

um comportamento quase elástico e linear (caracterizado por valores reduzidos do coeficiente de

amortecimento (ξ)) sendo o módulo correspondente designado por módulo de distorção máximo (Gmax) ou

inicial (G0). Por sua vez, o módulo secante G decresce com o aumento da distorção (Santos & Gomes

Correia, 2002).

3.1.3 Curva normalizada de redução da rigidez com a distorção

A representação da redução relativa do módulo com a distorção é feita habitualmente num gráfico da

relação G/G0 em função da distorção. A utilidade neste tipo de representação prende-se com a

possibilidade de comparar curvas de diversos tipos de solo ou do mesmo solo sob varias condições. É

também vantajosa na análise dos fatores que afetam o módulo de distorção uma vez que, fatores que

influenciam da mesma forma tanto G0 como G não terão nenhum efeito na relação G/G0. Acresce ainda

que, esta forma de representação está associada à prática comum de combinar o módulo de distorção

inicial determinado in situ com a curva de redução do módulo obtida em laboratório. O módulo para um

dado nível de distorção é calculado da curva G/G0-γ, mas usando o valor de (G0)f obtido nos ensaios in

situ - Figura 4.




Figura 4 - Estimativa da rigidez do solo in situ (adaptado de Taksuoka, 1991).

3.1.4 Curva de redução da rigidez com a distorção

As curvas G/G0-γ têm sido amplamente estudadas por diversos investigadores, em particular nos trabalhos

de caracterização dinâmica dos solos recorrendo ao ensaio de RC e BE – baseados na teoria de

propagação das ondas. Por sua vez, técnicas de medição local - LDT (local deformation transducer) ou

LVDT (linear variable differential transducer) - permitem uma medição mais precisa das distorções desde

valores muito reduzidos (inferiores a 10-5) até aos estados de pico ou estados últimos (Gomes Correia,

2004 e Gomes Correia et al. 2006 e 2009). Estes avanços significativos provêm assim um leque de

possibilidades na caracterização dos solos sob carregamentos estáticos e em estados de tensão

generalizados.

São vários os investigadores que centraram os seus trabalhos nos fatores que afetam o “andamento” das

curvas G/G0-γ. Estes identificam o índice de plasticidade do solo (IP) e a tensão efetiva normal média σ'0,

como os fatores de maior interesse (Santos, 1999). Seed et al. (1970 e 1986) estudaram a degradação da

rigidez com a distorção nas areias, tendo verificado que - para os casos analisados (com '

o >50kPa) -, as

curvas G/G0 se situavam dentro de um fuso relativamente apertado. Porém, neste estudo, o

comportamento das areias para tensões mais baixas não foi analisado. Citam-se de seguida outros

trabalhos em que foi tida em consideração estes dois efeitos: Khouri (1984), Shibata & Soelarno (1975) e

Iwasaki et al. (1978) para areias, e Sun et al. (1988) e Vucetic & Dobry (1991) para argilas.

Representada na Figura 5, esta última contribuição resulta de um trabalho de síntese e de comparação de

resultados de 16 trabalhos independentes e apresenta as curvas G/G0 em função da distorção e do índice

de plasticidade (variável entre NP – não plástico e 200%, sendo N o número de ciclos de carregamento e

OCR o grau de sobreconsolidação). No entanto, a importância da influência da tensão efetiva média na

curva de degradação G/G0 nos solos de baixa plasticidade (fator omitido pelos autores), faz com que a




aplicação direta desta figura esteja limitada apenas a solos de média a alta plasticidade (Santos & Gomes

Correia, 2002).

Figura 5 - Curvas G/G0-γ (Vucetic, 1994).

Ishibashi & Zhang (1993), com base na interpretação de um conjunto de resultados laboratoriais em

diferentes tipos de solos, propuseram uma lei empírica mais geral, aplicável, quer a argilas, quer a areias,

para o cálculo de G/G0 em função de IP e de '

0 :

omIPmIPkGG

,'

00 ,

( 1 )

492.0

000102.0ln15.0,

IPntghIPK ( 2 )

3.10145.0

4.0

0

00556.0ln1272.0, IPetghmIPm

( 3 )

70107.2

7015100.7

1501037.3

00.0

115.15

976.17

404.16

IPIP

IPIP

IPIP

IP

IPn ( 4 )

Na Figura 6 é possível observar a importância da tensão efetiva média nos solos de baixa plasticidade,

enquanto que o seu efeito é praticamente desprezável nos solos de média a alta plasticidade.




a) b) Figura 6 - Influência da tensão efetiva normal média nas curvas G/G0-γ para solos com IP=NP a 50% (Ishibashi e

Zhang, 1993).

3.1.5 Distorção limite de referência

Por forma a explicar o “andamento” das curvas de degradação recorre-se com frequência ao conceito da

distorção limite sem variação volumétrica v

t . Para variações abaixo deste valor, a degradação da rigidez

e o amortecimento do solo assumem reduzidas proporções devido à não ocorrência de deformações

plásticas (Figura 3). Dependente da história de tensões e do estado atual, esta distorção limite obedece

fundamentalmente à natureza e à estrutura do solo, diretamente correlacionáveis com o índice de

plasticidade – quanto maior for o IP maior será a distorção limite sem variação volumétrica (Santos &

Gomes Correia, 2002). Assim, comparar o comportamento dos diferentes tipos de solos normalizando a

distorção faz todo o sentido.

O valor da distorção limite sem variação volumétrica é expressa por:

7.007.0 GG ( 5 )

isto é, a distorção para qual a rigidez inicial se reduz a 70%.

A representação das curvas de degradação da rigidez G/G0 em função da distorção normalizada é feita

então da seguinte forma:

7.0

* ( 6 )

Na Figura 7 é possível observar o fuso proposto por Santos (1999) para os valores de G/G0 em função de

γ*. As equações propostas por este autor são as seguintes:




limite inferior

2*

2

102

9.1

*ln48.01

10*1

tgh ( 7 )

limite superior

1*

1

102

4.3

1.0*ln46.01

10*1

tgh ( 8 )

Figura 7 - Fuso proposto para a relação G/G0-γ* (adaptado de Santos (1999))

As curvas anteriores podem ser descritas de uma forma mais expedita recorrendo a uma função hiperbólica

do tipo (Gomes Correia et al. 2001):

*1

1

0

aG

G ( 9 )

Recorrendo a análises de regressão com base no método dos mínimos quadrados, os autores

determinaram o valor do parâmetro a que conduz ao melhor ajustamento à linha média do fuso definido

pelas equações (7) e (8). O valor obtido foi a=0.385 e a curva correspondente está indicada na Figura 8.

Figura 8 - Curva de degradação da rigidez em função da distorção normalizada (adaptado de Gomes Correia et al. 2001).




3.2 Os Bender Elements

Os Bender Elements (BE) ou “transdutores de flexão” aparecem pela primeira vez em ensaios com solos

em finais da década de 70 nos Estados Unidos da América por Shirley (Shirley & Hampton, 1978; Shirley,

1978). Alternativa simples, económica mas igualmente precisa aos tradicionais ensaios de laboratório no

âmbito das pequenas deformações (deformações na ordem dos 10-6 a 10-5%), estes transdutores permitem

medir a velocidade das ondas S (corte ou secundária) que, relacionada com as propriedades dos materiais,

permite obter informação relativa ao módulo de distorção inicial (G0) – referido anteriormente como um

parâmetro fundamental ao dimensionamento de estruturas geotécnicas (Clayton, 2011).

Os BE são constituídos por duas pequenas placas piezocerâmicas rigidamente ligadas a uma lâmina

metálica central e aos elétrodos nas faces exteriores. Uma vez que as placas cerâmicas são, por si só

demasiado frágeis, a lâmina central funciona também como material de reforço. O material piezocerâmico

encontra-se ainda envolvido por uma resina de epoxy, que o isola eletricamente e protege do contacto

direto com o solo e, sobretudo, com a água (Figura 9a).

a) b)

Figura 9 - Bender element: a) Modelo; b) Esquema de funcionamento (Ferreira, 2002).

No que concerne à direção de polarização, a ligação das placas cerâmicas deve ser tal, que origine um

movimento de flexão e propague ondas de corte. A Figura 9b ilustra este tipo de movimento associado à

aplicação de um impulso sinusoidal.

Os BE podem ser ligados e polarizados de duas formas distintas: em paralelo e em série. A ligação em

paralelo é feita em placas polarizadas na mesma direção, ligando ambas as faces exteriores ao mesmo

terminal e a lâmina central ao outro terminal, enquanto a ligação em série estabelece-se em placas

polarizadas em direções opostas - Figura 10 (Lings & Greening, 2001).




Figura 10 - Bender Elements: Diagrama de ligações, polarização e deformação: a) Transmissor; b) Recetor (Ferreira, 2002).

Qualquer destas ligações permite utilizar os BE como transmissor ou recetor. Contudo, os elementos

ligados em série produzem o dobro da energia ao mesmo tempo que sofrem apenas metade da

deformação, para o mesmo potencial fornecido. Assim, elementos ligados em paralelo são duas vezes mais

eficientes quando usados como transmissores enquanto que, elementos em série são duas vezes mais

eficientes quando usados como sensores ou recetores (Dyvik & Madshus, 1985).

Estima-se que a máxima distorção produzida na vizinhança do elemento transmissor seja

aproximadamente de 10-6% concluindo-se assim que esta técnica de ensaio atua apenas no domínio das

muito pequenas deformações (Dyvik & Madshus, 1985).

Outro tipo de transdutores são os extender elements (EE) ou “transdutores de extensão”. Idênticos aos BE

isto é, constituídos igualmente por 2 placas piezocerâmicas e com dimensões semelhantes, deformam-se

segundo um movimento de extensão-compressão originando a propagação de ondas P (compressão ou

primárias) (Figura 11).

Figura 11 - Extender element: esquema de funcionamento (Ferreira, 2002).

Esta capacidade é conseguida por meio da alteração no modo de ligação das placas relativamente à

direção de polarização, usado nos transdutores anteriormente referidos. Ao transformar a ligação em série




para paralelo e vice-versa, é alterado também o movimento de deformação do transdutor que, por

conseguinte, altera também a natureza da onda propagada - Figura 12 (Lings & Greening, 2001).

Figura 12 - Extender elements: Diagrama de ligações, polarização e deformação: a) Recetor; b) Transmissor (Ferreira, 2002).

Uma das grandes potencialidades desta técnica reside no facto de qualquer um dos transdutores

piezoeléctricos apresentados anteriormente (BE e/ou EE) poderem ser instalados em praticamente todos

os equipamentos de ensaios com solos sem afetar a realização do ensaio mecânico em simultâneo com o

ensaio de ondas sísmicas, permitindo a conjugação de ambos os resultados com claras vantagens no que

concerne ao volume de informação útil e correlacionável (Ferreira, 2002).

Os sistemas de ensaio triaxiais são, aqueles onde mais frequentemente têm sido implementados este tipo

de transdutores. No entanto, podemos encontrar na bibliografia referências à sua introdução noutros

equipamentos de ensaio, como o edométrico (Lo Presti et al., 1993) e a coluna ressonante (Camacho-

Tauta, 2011). A configuração básica engloba normalmente a montagem de um sensor em cada uma das

extremidades do provete (Figura 13). Contudo, estes podem ser colocados também nas faces laterais dos

provetes ou noutras posições (Alvarado & Coop, 2012).

Do equipamento destinado à propagação e registo das ondas sísmicas fazem parte, para além dos

transdutores piezoeléctricos, um gerador de funções e um osciloscópio. A ligação a um computador, com

software específico, permite o registo dos resultados sob diversos formatos, facilitando a sua análise e

interpretação.

Qualquer que seja a configuração adotada assim como o método utilizado na análise e interpretação dos

resultados - objeto de discussão mais adiante -, o principal objetivo é a determinação do tempo de

propagação (tt) da onda através do provete; Conhecida a distância percorrida, é possível determinar a

velocidade e, no caso das ondas de corte, o módulo de distorção inicial (G0).




Figura 13 – Configuração base da técnica dos Bender Elements.

As expressões de cálculo destas grandezas são sobejamente conhecidas e apresentam-se de seguida,

onde ρ é a densidade do provete:

s

ttS

tt

LV e

p

ttp

tt

LV ( 10 )

20 SVG e 2

pVM ( 11 )

Em termos da distância efetivamente percorrida pelas ondas, é comumente aceite que esta corresponde à

altura do provete (H) deduzida do comprimento de penetração dos elementos - transmissor e recetor - no

provete, Isto é, distância entre as extremidades dos transdutores (Viggiani & Atkinson, 1995; Brignoli et al.,

1996; Pennington et al., 2001;).

A Figura 14 ilustra esta grandeza, simplificadamente designada Ltt, sendo de realçar a diferença

relativamente à altura total do provete (H).

Figura 14 – Definição da distância percorrida pelas ondas (adaptado de Ferreira, 2002).




3.3 Fatores de erro

A modelação de ensaios veio demonstrar analítica e numericamente que existem vários efeitos marginais

relacionados com a emissão das ondas sísmicas e que se sobrepõem à onda originalmente gerada

(Sanchez-salinero et al., 1986; Arulnathan et al., 1998; Jovicic, 2003). Acresce o facto de os transdutores

recetores possuírem a capacidade de captar, para além do sinal emitido, muitas outras frequências como

o ruído ambiente e possíveis reflexões de ondas. Estas perturbações, juntamente com a normal atenuação

do sinal de saída, dificultam a tarefa de determinação de tt e, em particular, o processo de identificação

visual da primeira chegada da onda recebida (Moldovan et al., 2016).

Como exemplo dessas perturbações temos o chamado efeito de vizinhança ou near-field. A primeira

deflexão do sinal pode nem sempre corresponder ao começo do sinal de saída mas sim à chegada da

componente do efeito de vizinhança que viaja à velocidade de uma onda de compressão (Sanchez-salinero

et al., 1986). As ondas de corte são compostas por três componentes que, de uma forma simplificada,

podem ser descritas pela seguinte equação:

pSS VfieldnearVfieldnearVfieldfar SSSS ,,, ( 12 )

Duas desses componentes propagam-se à velocidade das ondas de corte (VS), e uma terceira à velocidade

das ondas de compressão (VP). As terminologias near-field e far-field estão relacionadas com as diferentes

distâncias de atuação deste fenómeno. A componente near-field atenua mais rapidamente que a far-field o

que pode mascarar a chegada da onda de corte quando o sensor recetor está próximo do emissor e assim

dificultar a determinação do tempo de propagação. Uma solução para reduzir este efeito resulta no aumento

da frequência do sinal de entrada de forma a gerar pelo menos dois comprimentos de onda percorram o

comprimento do provete. Este limite é representado pela seguinte expressão:

2

S

dV

fLLRN

( 13 )

Contudo, a incerteza e subjetividade na determinação de tt não resulta exclusivamente do efeito de

vizinhança. Segundo Ferreira (2008) reflexões do sinal nas fronteiras do provete são a principal causa de

aumento da complexidade e subjetividade na determinação do ponto de deflexão dos sinais de saída.

Acresce o facto de a distância entre o sensor emissor, a fronteira e o recetor, bem como a localização dos

sensores emissor e recetor em relação à fronteira, assumirem também significativa importância no que

concerne a qualidade dos sinais recebidos.

Assim sendo, como seria de esperar, a propagação de ondas em meio confinado é também ela influenciada

pela reflexão nas fronteiras do provete. É o caso dos ensaios triaxiais onde a amostra do solo é rodeada

por água, óleo ou ar, ou, no ensaio edométrico onde o provete está confinado num anel de aço – diferentes

tipos de fronteira implicam diferentes comportamentos por parte da onda refletida.




Arroyo (2001) estudou o efeito de vizinhança, de dispersão e geometria do provete. Um dos principais

aspetos das suas descobertas inclui dois efeitos que podem ser considerados:

Efeitos introduzidos pela reflexão das ondas no final do provete que provocam interferências e

sobreposição de sinais; e,

Efeitos devido ao limite cilíndrico que produzem um sinal de interferência onde cada frequência

apresenta velocidades diferentes; Este fenómeno dá-se especialmente quando os comprimentos

de onda são similares ao comprimento do provete.

Rio (2004) realizou simulações utilizando um modelo numérico de diferenças finitas para estudar a

influência da altura, diâmetro e do caminho de propagação dos sinais. Os caminhos estudados foram a

menor distância entre pontas (Ltt) e o caminho mais curto incluindo uma reflexão do sinal nos limites

laterais. Os resultados não foram conclusivos por forma a serem comparados com os dados experimentais.

Todavia, verificou-se que, teoricamente, não existia uma influência significativa por parte da geometria do

provete no que concerne às velocidades de propagação estimadas.

Em Rio (2006) efetuaram-se estudos onde foram considerados dois tipos de fronteira – limites absorventes

(não reflete as ondas) e limites não-absorventes (que refletem na totalidade as ondas). Duas conclusões

importantes resultaram deste estudo. As ondas refletidas provocadas por fronteiras não-absorventes

distorcem o sinal de saída e ofuscam a chegada da onda de corte. Acresce ainda o facto de que, para

provetes maiores dimensões (maior distancia entre transdutores), esse efeito parece acentuar-se.

Relativamente à localização dos transdutores, é comummente aceite localizar os mesmos nas

extremidades do provete, ao centro da área de secção transversal. Esse arranjo produz uma distribuição

quasi-axi simétrica, onde o transdutor transmissor e recetor são colocados à maior distância possível dos

limites laterais (Ferreira, 2009).

3.4 Técnicas de análise de sinal

A interpretação das ondas sísmicas registadas envolve, como já foi referido, alguma incerteza, sendo certo

que por muito elementar que seja o sinal emitido, o sinal recebido será sempre muito mais complexo.

Neste sentido, têm sido apresentados vários métodos, desde os mais simples, baseados na observação

direta dos registos e medição imediata de intervalos de tempo entre as duas ondas, até aos mais

complexos, apoiados em metodologias de tratamento dos sinais. Os métodos mais divulgados são, nos

pontos seguintes, brevemente descritos e discutidos.

3.4.1 Primeira chegada (direta) da onda no sinal de resposta

A medição direta do intervalo entre as ondas é prática comum e baseia-se na identificação do primeiro

instante de chegada da onda recebida (ver Figura 15) ou seja, a primeira inflexão do sinal de resposta. A




aplicação deste método assume a hipótese de difusão unicamente planar das ondas e ausência de ondas

refletidas e (ou) refratadas durante a propagação pelo corpo da amostra (Arulnathan et al., 1998).

Esta abordagem simples, mas algo subjetiva, tem sido bastante discutida por autores anteriormente

referidos (Jovic, 1992; Viggiani & Atkinson, 1995; Arulnathan et al., 1998). Como fruto destes e de outros

trabalhos, vários métodos alternativos indiretos e mais complexos têm sido sugeridos, por forma a reduzir

incertezas e subjetividade.

Nos resultados apresentados neste documento, optou-se por recolher um mínimo de quatro sinais de

frequências distintas e sobrepor os sinais de resposta (Figura 15). Esta opção permite determinar com mais

certeza e rigor o primeiro ponto de deflexão comum a cada um dos sinais de saída.

Figura 15 – Exemplo de determinação do tempo de propagação (tt) pelo método da primeira chegada do sinal de resposta.

3.4.2 Método “Peak to Peak”

Figura 16 apresenta uma segunda metodologia de cálculo da velocidade das ondas de corte - método

“Peak-to-Peak”. Tal como o método da primeira chegada do sinal de resposta, também aqui se recorre à

geração de sinais com frequências distintas. Este método tem a vantagem de evitar a subjetividade

associada às determinações visuais, já que quer os picos dos sinais emitidos e recebidos podem ser

identificados com maior precisão, de uma forma simples e fácil (Chan, 2011).

-3

0

3

-15

0

15

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8

BE

Rec

etor

(m

V)

BE

Em

isso

r (V

)

Tempo (ms)

Emissor 5.0 kHz Emissor 7.0 kHz Emissor 9.,2 kHz Emissor 12.0 kHz

Recetor 5.0 kHz Recetor 7.0 kHz Recetor 9.2 kHz Recetor 12.0 kHz

tt




Figura 16 – Exemplo da determinação do tempo de propagação (tt) pelo método “Peak to Peak”.

3.4.3 Método do varrimento de frequências

O método do varrimento de frequências faz uso de uma função que inclui esta característica, por si só. Este

método consiste num varrimento de um sinal sinusoidal em que a frequência varia linearmente com o tempo

- finicio até ffim -, definindo-se de acordo com a seguinte equação:

tt

T

fffAtf

iniciofim

inicio2

2sin ( 14 )

onde A é a amplitude e T o período do sinal.

A função de varrimento sinusoidal gerada pelo BE transmissor produz uma onda que se propaga através

do solo até ser captada pelo BE recetor. A resposta do sistema é gravada e a função de transferência H(f)

entre o sinal de entrada x(t) e de saída y(t) é calculada da seguinte forma:

yy

yx

G

GfH ( 15 )

onde,

*txFtyFH yx ( 16 )

*txFtxFH yy ( 17 )

Gyx Cross power spectrum entre y(t) e x(t)

Gxx Power spectrum de x(t);

F{ } Transformada de Fourier; e,




* Função complexo do conjugado.

A equação seguinte é usada para determinar a qualidade da função de transferência, que é avaliada pela

função de coerência (y2), e que reflete a dependência linear entre dois sinais como função da frequência.

Assim, quando uma dada frequência a função de coerência é igual à unidade, significa que a relação linear

entre os sinais existe e a contaminação causada por ruído ou outras não-linearidades é muito baixa.

yyxx

yx

GG

Gfy

2

2 ( 18 )

A Figura 17 apresenta um exemplo dos passos que envolvem o método do varrimento de frequências. O

tempo de propagação (tt) é determinado fazendo uso da função de transferência entre os sinais (Wrapped

phase angle (ϕ)) (Figura 17b), e da função de coerência – avalia a “qualidade” da função de transferência

(Figura 17c). Para isso é necessário realizar um procedimento chamado de Unwrapped isto é, remover os

saltos da função de transferência.

O resultado desta operação é apresentado na Figura 17d. Com base no Unwrappe phase angle da função,

determina-se o declive da reta onde a gama de frequências apresenta um valor máximo de coerência, e

calcula-se tt através da seguinte equação:

df

dtt

2

1 ( 19 )

Figura 17 – Método do varrimento de frequências: a) Sinal emitido e recebido; b) Wrapped phase angle; c) coerência; d) Unwrapped phase angle.

-10

0

10

-10

0

10

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Out

put (

mV

)

Inpu

t (V

)

Time (ms)

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000

Wra

pped

pha

se a

ngle

(ra

d)

Frequency (Hz)

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000

Coh

eren

ce

Frequency (Hz)

-250

-200

-150

-100

-50

0

50

0 5000 10000 15000 20000 25000 30000

Unw

rapp

ed p

hase

ang

le (

rad)

Frequency (Hz)




3.5 Estruturas de contenção flexíveis. Considerações gerais

Nos últimos anos, a importância e a ocupação dos espaços urbanos, tem originado um aumento

significativo do número de estruturas enterradas, sendo que muitas delas são construídas com o recurso a

obras de contenção flexíveis ancoradas ou escoradas. A isto deve-se o facto de este tipo de solução permitir

fazer coincidir a área de intervenção com a área do lote, uma vez que a remoção de terras é feita na grande

maioria das vezes na vertical do contorno da escavação.

As estruturas de suporte flexíveis são estruturas de contenção que experimentam em serviço deformações

por flexão, induzidas pelas pressões do terreno suportado, produzindo assim um efeito na distribuição

destas pressões, bem como, na grandeza dos impulsos, momentos fletores e esforços de corte para que

são dimensionadas (Matos Fernandes, 1990).

Uma particularidade das estruturas de suporte flexíveis prende-se com o facto de que, sob as mesmas

condições, estas desenvolverem momentos fletores menores do que uma estrutura rígida. Tal deve-se ao

facto das pressões impostas pelo terreno se redistribuírem numa estrutura mais flexível o que, embora

benéfico, se dá à custa de um maior deslocamento da cortina e do solo. Existe assim um compromisso

entre a redução dos momentos fletores e o aumento dos deslocamentos com o aumento da flexibilidade da

cortina (Potts & Day, 1990 em Pereira, 2005).

A elevada esbelteza deste tipo de estrutura leva a que as mesmas exibam, em serviço, deformações

distorcionais que condicionam as pressões das terras suportadas, quer em grandeza, quer na sua

distribuição. Torna-se assim extremamente difícil de conhecer o estado de tensão-deformação instalado

(Pereira, 2012).

Existem vários tipos de estruturas de contenção flexíveis, diferindo no que respeita ao processo construtivo,

nos materiais empregues e nos elementos componentes que asseguram a sua estabilidade (escora não

pré-esforçadas e ancoragens não pré-esforçadas e pré-esforçadas).

O facto das solicitações para as quais a estrutura tem de estar dimensionada variarem ao longo do tempo,

origina trajetórias de tensões complexas e distintas nas zonas da interface solo/estrutura. Associado a esta

dificuldade, Peck (1972) refere que “nem a totalidade da carga lateral nem a sua distribuição são claramente

determinadas apenas pela estática, embora a grandeza da carga total não seja grandemente influenciada

pela flexibilidade da estrutura”.

Relativamente aos processos de cálculo, devido à complexidade de funcionamento do conjunto

parede/apoios/terreno, não existe um método de cálculo universal. Vários métodos de cálculo, mais ou

menos complexos e rigorosos, são usados para o dimensionamento de tais estruturas, e podem ser




agrupados em duas categorias: clássicos e numéricos. No entanto, é ao projetista que cabe escolher o

método de cálculo que julgue melhor adaptado ao problema posto.

Os métodos clássicos, embora desenvolvidos com o objetivo de resolver casos simples, são utilizados

muitas das vezes como hipóteses simplificadoras de situações mais complexas. Estes métodos, assentes

na instrumentação, na observação e na realização de ensaios em modelos, procuram dar resposta à

quantificação dos esforços instalados na estrutura. Os numéricos, assentes na utilização de modelos

matemáticos com base no método dos elementos finitos (MEF), contribuíram de forma notável para o

progresso do conhecimento deste domínio. O método dos elementos finitos tornou possível a análise da

interação solo/estrutura de uma forma mais adequada, tornando assim possível não só conhecer a

interdependência entre pressões, como quantificar os esforços mobilizados e as deformações estruturais

(Gomes Correia et al., 1897; Pereira et al., 2012).

A incapacidade para quantificar adequadamente os esforços desenvolvidos nos elementos estruturais por

parte dos métodos clássicos levou a que na década de 50 alguns autores, de onde se destacam

Tschebottarioff (1951) e Rowe (1952, 1956), com recurso a ensaios em modelo reduzido, conseguissem

quantificar o efeito da flexibilidade da cortina nas pressões de terras e nos esforços a elas associados. O

resultado foi uma série de métodos de dimensionamento de onde se destaca o método de Rowe. Baseado

em numerosos ensaios de laboratório e variadas simulações de situações de interesse prático, o método

de Rowe consiste num procedimento de cálculo, embora apenas para uma situação tipo, que permite

essencialmente uma correção do momento máximo calculado, admitindo um apoio simples no pé da cortina

(Coelho, 1996).

3.6 Software de cálculo Plaxis. Breve apresentação

Criado na Universidade Técnica de Delft em 1987, o programa Plaxis é um software que faz uso do método

dos elementos finitos para o cálculo de deformações e avaliação da estabilidade de soluções geotécnicas

de natureza distinta.

As situações possíveis de serem modeladas envolvem problemas de deformação plana ou axi-simétricos.

O Plaxis faz uso de uma interface gráfica que permite ao utilizador gerar rapidamente um modelo

geométrico e uma malha de elementos finitos com base numa secção transversal vertical representativa

do problema em análise. O menu principal do Plaxis divide-se em quatro subprogramas:

Input: introdução da geometria e das propriedades dos materiais;

Calculations: cálculo do problema fazendo uso dos elementos finitos;

Output: analise dos resultados; e,

Curves: elaboração de gráficos e relatórios.




Conforme referido anteriormente, o Plaxis opera fazendo uso do MEF. Este método consiste

essencialmente na discretização de um meio continuo num número finito de elementos e na determinação

dos deslocamentos dos nós na estrutura discretizada, obtendo-se assim uma aproximação do estado de

deformação da estrutura, o que permite a determinação dos esforços nela mobilizados.

Sendo um dos mais robustos métodos numéricos para análise do meio envolvente, a aplicabilidade deste

método é deveras surpreendente, uma vez que para além de apresentar uma sólida fundamentação teórica

e um significativo nível de sofisticação, tem-se revelado muito versátil, possibilitando:

A estimativa, com grande detalhe, da geometria da escavação, das condições do terreno natural

e a posição do nível freático;

A consideração de deslocamentos e cargas impostas, com diferentes disposições e variações ao

longo do tempo;

A simulação das diferentes fases de construção;

O recurso a variadas leis constitutivas para simular o comportamento dos diferentes materiais

envolvidos; e,

A consideração da interação solo/estrutura de suporte.

3.7 Descrição dos trabalhos executados durante o estágio

3.7.1 Metodologia dos Bender Elements

3.7.1.1 Verificação e calibração

Antes da realização dos ensaios, é muito importante e boa prática verificar o sistema de Bender Elements

(BE). Essa verificação tem por base uma série de pequenos testes, sendo que o primeiro consiste em ligar

cada transdutor diretamente ao gerador de funções e verificar se estes "cantam" quando um sinal de

entrada é gerado. Este procedimento é geralmente executado com recurso a sinais sinusoidais contínuos

numa gama de frequências entre 1 e 15kHz (Ferreira, 2008).

De seguida, um segundo teste - mais informativo - deve ser efetuado. Este consiste em segurar

manualmente os BE transmissor e recetor, em contato direto ou seja, nenhum provete é entre os

transdutores, e excitar o BE transmissor com uma função específica. Os resultados deste teste fornecem

informações sobre diferentes aspetos (Camacho-Tauta, 2011):

Magnitude;

“Time-lag”;

Polaridade; e,

Forma.




Relativamente à magnitude do sinal de saída, Camacho-Tauta (2011) sugere que o mesmo depende de

vários fatores:

A eficiência dos transdutores piezoeléctricos;

O tipo de ligação dos transdutores, isto é, em série ou paralela; e,

A qualidade do contacto entre BE e o ganho do amplificador (quando utilizado).

Como o “output” do BE recetor é na prática uma tensão elétrica, significa que esse sinal é influenciado pela

ligação elétrica que possui – este efeito é chamado de polaridade.

Se a ligação é invertida - um sinal positivo aplicado ao BE transmissor, produz um sinal negativo no BE

recetor - o sinal não sofre qualquer tipo de distorção, mas o utilizador deve ter em consideração esta

mudança de polaridade. Nota para o facto de que na utilização de métodos de interpretação no domínio do

tempo, a inversão do sinal poder induzir a uma identificação incorreta do tempo de chegada.

Camacho-Tauta (2012) sugere a geração de um pulso único (seno) e a colocação dos BE em contacto

direto. A Figura 18 mostra um exemplo do controlo de polaridade realizado nos ensaios realizados.

Figura 18 - Exemplo de verificação da polaridade para um pulso sinusoidal de 12 kHz.

No que concerne ao intervalo de tempo mínimo entre o BE emissor e o recetor, este pode ser observado

quando ambos os transdutores estão em contacto direto. Em teoria, este atraso deve ser nulo uma vez que

as pontas dos transdutores estão em contacto direto. Todavia, a existência de equipamentos electrónicos

- cabos e ligações -, introduz algum atraso que, importa quantificar e considerar.

A quantificação do atraso do sistema assenta na realização de um conjunto de medições e posterior cálculo

da média dos valores obtidos. Analisando atentamente Figura 19 é possível verificar que o inicio da

resposta não se dá ao mesmo tempo que o sinal de entrada. Testes realizados ao sistema utilizado,

revelaram um atraso de 4μs.




Figura 19 - Medição do atraso induzido pelo sistema.

A forma do sinal de saída está dependente de um fenômeno mais complexo e relacionado com o BE

emissor e recetor. De acordo com medições laser (Rio, 2006; Pallara et al., 2008;), o movimento do BE

emissor é diferente do sinal de entrada gerado. Além disso, a qualidade do contacto dos sensores produz

distorção adicional. Como consequência, a forma da função tempo-força transmitida para o BE recetor

difere da do sinal original.

Por último, manipular as características do sinal emitido pode também introduzir mudanças adicionais na

forma do sinal de saída. A título de exemplo, uma função como um pulso único é mais difícil de seguir pelo

BE emissor, devido ao efeito da inércia. Por sua vez, um sinal contínuo como uma função seno pode ser

reproduzido de forma mais eficiente pelo BE emissor.

3.7.1.2 Melhorias no contacto

Embora o princípio de funcionamento dos BE aparente alguma simplicidade, o seu uso está associado a

alguma incerteza e ambiguidade no que concerne a determinação do tempo de propagação e a legitimidade

de alguns dos métodos de interpretação usados para o efeito. Conforme referido anteriormente, são vários

os fatores passíveis de influenciar a fiabilidade desta metodologia de ensaio. Camacho-Tauta (2011)

agrupou esses fatores nas seguintes categorias:

Qualidade de fabrico e instalação dos BE;

O acoplamento e alinhamento dos BE; e,

Efeito de vizinhança, geometria e condições de fronteira.

Neste ponto será dada especial atenção ao acoplamento e alinhamento dos BE assim como à qualidade

de fabrico e instalação dos mesmos. No que concerne ao efeito de vizinhança, geometria e condições de

fronteira, considera-se que estes foram devidamente abordados no ponto 3.3.




Relativamente à qualidade de fabrico e instalação dos BE, a polarização e ligações elétricas devem ser

realizadas com relativa precisão a fim de evitar um desempenho irregular. O isolamento das camadas

piezocerâmicas e uma adequada ligação à terra dos transdutores pode reduzir o efeito de Cross-talk ou

ruído cruzado (Lee & Santamarina, 2005). Este fenómeno manifesta-se com o aparecimento de uma

perturbação quase simultâneo com o sinal de entrada - Figura 20.

Figura 20 – Exemplo de um sinal de saída com presença de Cross-talk.

Sempre que não é possível eliminar este fenómeno devem ser tomadas medidas a fim de melhorar a

qualidade do sinal recebido. A obtenção de sinais de saída com elevada magnitude possibilita elevar a

relação sinal/ruído, o que permite minimizar o efeito de Cross-talk. Quando isso não é suficiente, devem

ser tomadas medidas adicionais. Algumas dessas medidas passam pela escolha de frequências que

permitam que pelo menos dois comprimentos de onda viagem pelo provete, possibilitando distinguir aquilo

que é o começo do sinal de saída e o fim o efeito de Cross-talk - Figura 20.

Para garantir a efetiva transferência de energia do piezocerâmico para solo, é essencial promover um bom

acoplamento entre esses elementos. O método de penetração dos transdutores no solo varia em função

da rigidez do material, e deve ter em consideração três aspetos ( Ferreira, 2008; Camacho-Tauta, 2011):

Bom acoplamento;

Baixa alteração do solo na área envolvente; e,

Preservação da integridade dos transdutores.

Para contornar estas dificuldades, a penetração dos BE com recurso a uma ligeira pressão é comum e

aceitável para solos fracos. A realização de sulcos subdimensionados e posterior penetração são

comumente utilizadas no caso das argilas duras. Estes sulcos devem ser executados com precisão, a fim

de manter a distância mínima entre os elementos piezoelétricos e o solo. Finalmente, a realização de sulcos

sobredimensionados e respetiva selagem são frequentemente aplicadas no caso dos materiais cimentados

e solos de rigidez mais elevada (Jovicic, 2003; Arroyo et al., 2010).




Além disso, é importante que o BE transmissor e recetor estejam alinhados quando partilham o mesmo

plano. Um eventual desalinhamento aumenta a possibilidade de contaminação dos sinais com reflexões de

ondas assim como uma deficiente receção por parte do BE recetor dos sinais gerados. Ainda assim,

alcançar um bom acoplamento não resulta apenas de uma instalação correta dos transdutores no provete.

Há evidências de que a distribuição do tamanho das partículas de solo nas proximidades do sensor – com

influência direta no aumento ou diminuição da área de contacto entre transdutor e solo - pode afetar o

acoplamento (Wicaksono et al., 2008).

Na tentativa de ultrapassar as dificuldades acima descritas, e na sequência dos trabalhos realizados, foi

desenvolvido um “carimbo” com negativo da forma BE, a fim de criar um sulco na amostra antes de

introduzir o BE – Figura 21. No ponto 3.7.1.3 são descritos parte dos ensaios realizados para validação das

melhorias apresentadas.

a) b)

Figura 21 - Melhorias no acoplamento: a) Negativo coma forma do Bender Element; b) Selagem dos sulcos (adaptado de Pereira et al., 2015).

Embora a utilização do negativo promova uma melhoria no contato entre BE e solo, continua a ser

fundamental preencher todos os espaços vazios entre esses dois elementos. Assim, optou-se por

preencher os sulcos com vaselina, um material que pelas suas características ajuda a preencher os

espaços vazios e a apurar o contacto entre os dois elementos preservando a integridade dos transdutores

(Pereira et al., 2015).

3.7.1.3 Análise da geometria

Com o objetivo de perceber a influência da geometria na fiabilidade da metodologia de ensaio dos Bender

Elements (BE), foi realizado um estudo paramétrico em dois materiais distintos - solo argiloso (CL) e areia

siltosa (SS). Adicionalmente foram tecidas algumas considerações relacionadas com a melhoria de

contacto e alinhamento dos transdutores, que incluiu o uso do negativo com a forma do BE e da vaselina

como material para preenchimento dos vazios entre transdutor e provete. Os resultados deste estudo




encontram-se publicados em Pereira et al., (2015) - proceddings da XVI European Conference on Soil

Mechanics and Geotechnical Engineering.

Uma visão sistemática do sistema BE utilizado (BE1) é apresentada na Figura 22. O equipamento eletrónico

utilizado inclui um gerador de funções TTi TG2511, juntamente com um osciloscópio digital da PicoScope

– modelo 4424 - para aquisição de dados. O osciloscópio digital está ligado via USB a um computador

onde, fazendo uso de um software específico da PicoScope, é feita a determinação manual (com ajuda de

cursores) do tempo de propagação (tt).

a) b)

Figura 22 – a) Configuração do sistema utilizado; b) Suporte de bancada utilizado para a realização dos ensaios (adaptado de Pereira et al., 2015).

No que respeita à forma e dimensão dos transdutores utilizados, foram utilizados BE T-shaped com as

seguintes dimensões: largura de 11mm, 1.8mm espessura e 7mm de comprimento livre (Figura 23). Este

tipo de transdutor em “T” tem a particularidade de permitir a geração de sinais em direções de polarização

diferente, extremamente útil nos estudos relacionados com a anisotropia. Contudo, para os ensaios aqui

apresentados, apenas os BE Verticais foram utilizados.

Figura 23 – Visão detalhada dos BE T-shaped utilizados.




A determinação do tempo de propagação (tt) foi feita com recurso exclusivo a metodologias no domínio do

tempo: i) método da primeira chegada direta (t0) e ii) método Peak to Peak (tpk-pk). Na Figura 24 podemos

observar as curvas granulométrica dos materiais testados.

Figura 24 – Curva granulométrica dos materiais testados (adaptado de Pereira et al., 2015).

A Tabela 1 apresenta os respetivos limites de Atterberg (de acordo com NP143-1969) e densidade das

partículas sólidas (de acordo com a norma NP83-1965).

Tabela 1 – Limites de Atterberg e densidade das partículas solidas.

Material Limites Atterberg (%)

Densidade das partículas solidas

WL WP WS GS

CL 28 26 12 2.65

SS 30 … 26 2.62

O conjunto de ensaios realizado divide-se em dois grupos. O primeiro corresponde aos ensaios realizados

com o objetivo de avaliar a melhoria do contacto entre transdutor e provete (acoplamento). Para o efeito,

foram realizados ensaios em provetes com geometria de 100×117mm, onde foi avaliada a influência da

utilização do negativo com a forma do transdutor e o efeito do preenchimento dos sulcos com vaselina. O

segundo grupo de testes serviu para avaliar a repetibilidade dos testes realizados. Foram realizadas

medições em mais dois sistemas de Bender Elements - BE1 e BE2 - e ainda a utilização de ultrassons -

transdutores de corte (SP) (Olympus, 100kHz de frequência nominal). Uma visão mais detalhada dos

sistemas BE2 e BE3 pode ser encontrada em Ferreira (2008) e Camacho-Tauta (2012) respetivamente -

(mais detelhes em Pereira et al., 2015). A Tabela 2 resume as dimensões e características dos materiais

testados.




Tabela 2 – Resumo das dimensões e características dos materiais ensaiados (adaptado de Pereira et al., 2015).

Dimensões (D×H) (mm)

CL SS H/D Densidade

(kg/m3) Teor água (%)

Densidade (kg/m3)

Teor água (%)

100×20 0.2 2162.2 13 2000.5 10

100×50 0.5 2088.6 15 1947.2 11

100×117 1.2 2233.8 12 2070.9 9

100×200 2.0 2149.8 12 1979.1 11

70×100 1.4 2042.7 12 2017.2 9

Em relação ao primeiro conjunto de testes, e em particular à utilização do negativo com a forma do BE,

observou-se alguma consistência nos valores de VS determinados com recurso aos dois métodos de

determinação de tt utilizados – Figura 25.

a) b)

Figura 25 – Velocidade das ondas de corte (VS) para provetes de 100 × 117 mm com e sem a utilização de negativo: a) provetes de argila (CL); b) provetes de areia siltosa (SS) (adaptado de Pereira et al., 2015).

Após a utilização do negativo, podemos afirmar que existe uma ligeira redução da dispersão e aumento

dos valores de VS. Contudo, verifica-se um ligeiro aumento da velocidade após a utilização do negativo.

Este poderá estar relacionado com a adequada penetração dos tradutores nos sulcos que provoca uma

redução da distância entre transdutores (Ltt) quando comparado com a não utilização do negativo.

A Figura 26 apresenta o exemplo da melhoria de desempenho do sinal de resposta após a introdução da

vaselina como material de acoplamento. Essas melhorias verificam-se essencialmente ao nível da redução

do ruido elétrico e do aumento da amplitude dos sinais de saída.




a) b)

Figura 26 – Evidencias da melhoria de contacto q quando da utilização da vaselina como material de acoplamento: a) provete de argila (CL); b) Provete de areia siltosa (SS) (adaptado de Pereira et al., 2015).

A Figura 27 apresenta os valores de VS de acordo com a geometria dos provetes, expressa em termos da

relação altura/diâmetro (H/D).

a) b)

Figura 27 – Velocidade das ondas de corte (VS) e a relação com a geometria dos provetes: a) Provetes de argila (CL); b) provetes de areia siltosa (SS).

Da analise à Figura 27 é possível observar que, excetuando a geometria 0.2 H/D, os provetes de SS

apresentam mais constância nos resultados. Em relação aos provetes CL, verifica-se uma maior diferença

nos resultados obtidos, em especial para as geometrias “extremas” que apresentam valores superiores de

VS. Por ultimo, a geometria 1.2 H/D apresenta em ambos os materiais uma maior estabilidade dos

resultados entre os diferentes métodos de determinação de tt.




A Tabela 3 apresenta um resumo do segundo grupo de ensaios e das geometrias ensaias em cada

equipamento. Importa referir que nos ensaios realizados com os sistemas BE1 e BE2, foram também

utilizadas as melhorias no acoplamento anteriormente apresentadas.

Tabela 3 – Resumo do segundo grupo de ensaios e das geometrias ensaiadas em cada equipamento (adaptado de Pereira et al., 2015).

D×H H/D BE1 BE2 BE3 CT SP (mm) CL SS CL SS CL SS CL SS CL SS

100×20 0.2

100×50 0.5

100×117 1.2

100×200 2.0

70×100 1.4

Da análise à Figura 28, é possível observar que não existem diferenças significativas entre os distintos

sistemas de BE. Por sua vez, da análise à Figura 29, quando comparados os resultados de BE1 com SP,

constata-se que nos provetes de CL, existem diferenças significativas nos resultados obtidos para a

geometria 2.0 H/D. No entanto, tal pode ser justificado pelas limitações do equipamento de SP isto é, da

relação do valor da frequência nominal em relação à rigidez do material e as dimensões do provete.

a) b)

Figura 28 – Velocidade das ondas de corte (VS) obtidos pelos sistemas BE1 versus BE2 e BE3: a) provetes de argila (CL); b) provetes de areia siltosa (SS) (adaptado de Pereira et al., 2015).




b) b)

Figura 29 - Velocidade das ondas de corte (VS) obtidos pelos sistemas BE1 versus SP: a) provetes de argila (CL); b) provetes de areia siltosa (SS) (adaptado de Pereira et al., 2015).

Ensaios realizados nos mais variados materiais e sob as mais variadas condições, há muito que expõem a

aplicabilidade da técnica dos Bender Elements (BE). No entanto, por forma a comparar e validar alguns

dos procedimentos utilizados durante o ensaio, o uso combinado de Bender Elements com outras

metodologias de ensaio assume particular importância.

A metodologia de ensaio da coluna ressonante (RC) é vista como o ensaio de referência em laboratório na

determinação da rigidez de geomateriais no âmbito das muito pequenas deformações. Assim, numa

segunda fase do estudo anteriormente apresentado e em parceria com o Instituto Superior Técnico (IST),

foram ensaiados dois provetes do material CL nos três sistemas de BE e na coluna ressonante (RC) – do

modelo Drnevich da Seiken Inc. 1992, com três subsistemas: pneumático, elétrico-mecânico e eletrónico

(mais detalhes em Camacho-Tauta (2011) -, com o objestivo que validar os procedimentos de ensaio

utilizados. Na Tabela 4 encontram-se descritas algumas das características dos provetes ensaiados.

Tabela 4 – Características dos provetes ensaiados (adaptado de Pereira et al, 2015b).

Provete Altura (m) Diâmetro (m) Massa (kg)

A 0.0973 0.0713 0.750 B 0.0989 0.0718 0.822

A Figura 30 apresenta os resultados obtidos em termos de velocidade das ondas de corte (VS), onde é

possível observar algumas discrepâncias entre as diferentes configurações de BE e metodologias de

ensaio. Nota para a significativa diferença dos valores de velocidade obtidos com sistema BE2, que difere

comparativamente aos valores de velocidade obtidos com RC em cerca de 28%. Por outro lado, os




resultados obtidos simultaneamente com a mesma metodologia na - configuração BE3 - e RC são muito

semelhantes, diferindo em menos de 7%.

Com base nos resultados aqui apresentados, é possível observar uma razoável similaridade nos valores

de VS, obtidos pelos diferentes sistemas de BE e CR. Esta pode ser considerada uma conquista importante

com vista à utilização desta metodologia na avaliação de um outro parâmetro importante: amortecimento.

Mais detalhes sobre os resultados desta análise encontram-se publicados em (Pereira, et al., 2015b) -

proceddings da XV Panamerican Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering.

b) b)

Figura 30 – Valores da velocidade das ondas de corte (VS): a) Bender Elements (BE) e coluna ressonante (RC); b) Metodologia dos Bender Elements Vs Coluna ressonante (adaptado de Pereira et al., 2015b)

3.7.1.4 Determinação do módulo de distorção com base no uso combinado de Bender Elements

e acelerómetros

A determinação do módulo de distorção (G) com base no uso combinado de Bender Elements (BE) e

acelerómetros (AC) procede a realização de um conjunto de trabalhos onde se inclui a adaptação de duas

camaras Stress-Path (100 e 38mm) do tipo Bishop-Wesley (Figura 31) por forma a tornar possível a

acomodação de um par de BE, a automação de ambas as camaras (mais detalhes em Araújo, 2007, 2010)

e ainda o desenvolvimento de um sistema de aquisição e tratamento dos sinais adquiridos pelos BE e AC.

200

250

300

350

400

450

500

A B

Vel

oci

dad

e d

as o

nd

as d

e co

rte,

V

s (m

/s)

Provetes

BE1 BE2 BE3 RC

0

100

200

300

400

500

0 100 200 300 400 500

Vs

de

BE

1, B

E2,

BE

3 (m

/s)

Vs de RC (m/s)BE1 vs RC BE2 vs RC

BE3 vs RC +/- 10%




Figura 31 – Camaras triaxiais do tipo Bishop-Wesley: a) 38mm; b) 100mm.

Fazem parte do sistema, para além das câmaras do tipo Stress-Path e dos sistemas de automação e de

aquisição e análise de sinal, um gerador de funções e um osciloscópio digital – já mencionados no ponto

3.7.1.3 (Figura 32).

Os BE instalados na Stress-path de 100mm, e de acordo com o fabricante (GDS Instruments), possuem

cerca de 10mm de largura, 3mm de espessura e 2mm de comprimento livre – Figura 33a. Os BE instalados

na Stress-path de 38mm são do tipo T-shaped (mencionados em 3.7.1.3) que após a colocação das pedras

porosas viram reduzido o seu comprimento livre para 2mm (Figura 33b).

Figura 32 – Equipamento utilizado no sistema de Bender Elements implementado: a) Visão geral; b) Gerador de funções; c) Osciloscópio digital.

a) b)




a) b)

Figura 33 – Bender Elements acoplados nas camaras Stress-path: a) 100 mm; b) 38 mm.

Com o objetivo de proceder à validação do sistema de BE anteriormente descrito foram realizados ensaios

numa areia monogranular - a areia Toyoura -, proveniente do Japão. A escolha deste material foi feita pelo

facto de se tratar de um material de referência, frequentemente utilizado pela comunidade científica,

permitindo que os resultados obtidos fossem posteriormente comparados com resultados existentes na

bibliografia (Yamashita et al., 2009). A Tabela 5 e Figura 34 apresentam algumas das propriedades do

material existente no laboratório da Universidade do Minho (LEC_UM) e do utilizado em (Yamashita et al.,

2009).

Tabela 5 – Propriedades físicas da areia de Toyoura.

ρdmax (g/cm3) ρdmin (g/cm3) emax emin

LEC_UM 1.580 1.376 0.928 0.677 Yamashita (2009)* 1.618 1.339 0.968 0.682

*Yamashita et al. (2009)

Figura 34 – Curva granulométrica da areia de Toyoura.

Foram preparados quatro provetes, de acordo com a metodologia Dry Tamping, em cinco camadas (Yang

& Gu, 2013). A Tabela 6 apresenta os índices físicos das amostras ensaiadas.

0

20

40

60

80

100

0.01 0.1 1 10

Per

cen

tag

em d

e p

assa

do

s (%

)

Tamanho das particulas (mm)

LEC_UM

Yamashita et al., (2009)




Tabela 6 – Índices físicos dos provetes ensaiados.

Provete Stress-path Dr (%) e ρd (g/cm3) G

PTS1 100 74 0.716 1.544 2.65 PTS2 100 58 0.771 1.496 2.65

SP38_P8_ 38 89 0.712 1.548 2.65 SP38_P9_ 38 87 0.719 1.541 2.65

As amostras foram submetidas a ensaios sob condições não saturadas e sujeito a 50, 100, 200 e 400kPa

de pressão de confinamento isotrópico – de acordo com o descrito em (Yamashita et al., 2009). Em cada

fase de confinamento, foram realizados ensaios com os BE com vista à determinação do módulo de

distorção inicial (G0). A identificação do tempo de propagação (tt) foi realizada com recurso ao método da

primeira onda de chegada (t0). A Figura 35 mostra um resumo dos resultados obtidos em cada um dos

provetes e ainda a comparação com uma das equações empíricas presentes em Yamashita et al., (2009)

para as mesmas condições de ensaio. Nota para o facto de nos ensaios realizados com os BE T-shaped

apenas terem sido utilizados os transdutores “verticais” (Figura 23). A opção por utilizar apenas estes

transdutores deveu-se ao facto de que, quando colocados nas extremidades dos provetes – direção de

propagação das ondas vertical – a direção de polarização das ondas é a mesma independentemente da

orientação do transdutor.

Figura 35 – Resumo dos resultados obtidos para a areia de Toyoura nos ensaios de validação: Provetes SP38_P8, SP38_P9, PT100_S1 e PT100_S2.

Da análise à Figura 35 é possível observar que existe uma tendência comum relativamente aos valores da

rigidez nas diferentes fases de confinamento, para todos os provetes de ensaio. Para as várias fases de

0

2

4

6

8

10

12

0

40

80

120

160

200

0 100 200 300 400 500

Err

o

Mó

du

lo d

e d

isto

rção

, G0

(MP

a)

Confinamento Isotrópico, p' (kPa)

PT100_S1 PT100_S2 SP38_P8 SP38_P9 Erro




confinamento foi calculada a diferença entre o valor obtido experimentalmente ( .exp

0G ) e o valor esperado

de acordo com a equação empírica ( .

0

empG ) sugerida por Yamashita et al., (2009). A fase com maior

dispersão entre os valores experimentais e os valores teóricos foi a fase p’=200kPa, apresentando um

desvio padrão de 6kPa. Dada a importância e abrangência do estudo em causa, os resultados obtidos

consideram-se bastante aceitáveis e vão de encontro aos objetivos propostos de validação e calibração do

sistema de BE implementado. O facto de terem sido utilizadas duas geometrias diferentes, assim como

dois tipos de transdutores tornam ainda mais interessantes e promissores os resultados obtidos. Alguns

dos resultados anteriormente apresentados encontra-se publicados em (Pereira et al., 2014) – proceedings

do XII Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica.

Fazendo uso dos avanços alcançados na implementação do sistema de Bender Elements (BE), foram

realizados ensaios com vista à determinação de G0 através do uso combinado de BE e acelerómetros (AC).

Os AC adicionados ao sistema existente têm o prepósito de obter informações adicionais e complementares

sobre a validade dos sinais registados pelos BE e assim, minimizar a subjetividade na interpretação dos

resultados (Figura 36).

Os AC piezoeléctricos utilizados são fabricados pela Brüel & Kjær do tipo 4513-001, com sensibilidade de

100mV/g, uma gama de medida de ±50g e uma gama de frequência que varia entre 1Hz e 10kHz (Figura

37). Com dimensões de 12.7mm de diâmetro, 15.65mm de altura e cerca de 9g de peso. A sua adesão ao

provete foi feita com recurso a pivôs de cabeça roscada introduzidos no provete após a montagem do

mesmo na câmara (mais detalhes em Pereira et al, 2014b).

Figura 36 – Sistema combinado de Bender Elements e acelerómetros instalado na camara Stress-path de 100mm (adaptado de Pereira et al., 2016).




a) b) c)

Figura 37 – Detalhe da adesão dos acelerómetros ao provete: a) Detalhe dos pivôs de cabeça roscada; b) Fixação dos acelerómetros; c) Perspetiva geral do sistema.

O material escolhido para a realização dos ensaios é a areia monogranular originária da zona de Coimbra

- Portugal. Analisando a curva granulométrica, verifica-se que o D10≈0.18 e que o D60≈0.22 que resulta num

Coeficiente de Uniformidade (Cu) próximo de 1.22. Como este é inferior a 4 e tem menos de 5% de finos,

segundo a classificação unificada de solos (Norma ASTM D2487-85), está-se na presença de uma areia

mal graduada (SP). A escolha deste material foi feita pelo facto de este estar disponível no Laboratório de

Engenharia Civil da Universidade do Minho (LEC_UM) e de ser um material de granulometria similar a

alguns materiais de referência, frequentemente utilizados pela comunidade científica, nomeadamente a

areia de Toyoura utilizada nos ensaios de validação. A curva granulométrica obtida para este material

apresenta-se na Figura 38.

Figura 38 – Curva granulométrica da areia monogranular em estudo (Pereira et al., 2014b).

A Tabela 7 apresenta algumas das propriedades físicas do material ensaiado.

Tabela 7 – Propriedades físicas da areia monogranular em estudo.

ρd max(g/cm3) ρd min(g/cm3) e max e min

1.589 1.397 0.811 0.586




Foram preparados dois provetes, de acordo com a metodologia de Dry Tamping, em cinco camadas (Yang

& Gu, 2013), submetidos a ensaios sob condições não saturadas e sujeitos a 50, 100, 200 e 400kPa de

pressão de confinamento isotrópico – de acordo com o descrito em (Yamashita et al., 2009).

Tabela 8 - Propriedades físicas dos provetes ensaiados.

Provete Dr (%) e G Altura (mm) Diâmetro (mm)

P1 61 0.674 2.63 200.8 98.85 P2 24 0.756 2.63 199.7 98.38

Para a determinação do tempo de propagação (tt), foram utilizadas metodologias no domínio do tempo e

da frequência. No domínio do tempo, mais uma vez utilizou-se o método da primeira onda de chegada (t0).

Um mínimo de quatro sinais de entrada e de saída foram registados com vista à redução de eventuais

incertezas na determinação do tt. No que concerne às análises no domínio da frequência, procedeu-se à

geração de um sinal de varrimento sinusoidal linear entre 1-50kHz, durante um período de 20ms, e a uma

amplitude de 20Vpp.

Com base em estudos anteriores, optou-se pela colocação do primeiro AC (AC1) a 30mm da base do

provete, sendo a distância entre AC1 e AC2 de 100mm (Camacho-Tauta, Cascante, Dos Santos, & Viana

da Fonseca, 2009; Ferreira et al., 2013; Marjanovic, 2012). No entanto, não é conhecida nenhuma

informação sobre a orientação do AC em relação à direção do movimento de partículas (diretamente

relacionada com a orientação BE). Assim, foi realizado um teste preliminar, onde foram testadas duas

possíveis direções para a colocação dos AC. A fim de verificar a possível influência das ondas-P, apenas

foram realizadas análises no domínio do tempo.

a) b) c)

Figura 39 – Definição da posição dos acelerómetros em relação à orientação dos Bender Elements: a) Perpendicular em relação ao movimento das partículas; b) Mesmo plano de direção do movimento das partículas; c) Perspetiva da

localização dos acelerómetros no provete.

As Figura 40 e Figura 41 exibem os sinais recebidos pelos acelerómetros AC1 e AC2 nas diferentes

localizações.




a)

b)

Figura 40 – Resultados obtidos com os acelerómetros perpendiculares ao movimento das partículas para uma pressão de confinamento de 20kPa: a) Acelerómetro AC1; b) Acelerómetro AC2.

a)

b)

Figura 41 – Resultados obtidos com os acelerómetros colocados no mesmo plano de movimento das partículas para uma pressão de confinamento de 20kPa: a) Acelerómetro AC1; b) Acelerómetro AC2.

A Tabela 9 resume os valores do tempo de propagação (tt) obtidos com recurso ao método da primeira

onda de chegada (t0) nas diferentes orientações dos acelerômetros. Nota para o facto de que, sendo a




distância entre AC aproximadamente metade da distância entre BE, em teoria o tt entre AC será

aproximadamente metade do tt entre BE.

Tabela 9 – Comparação entre os valores do tempo de propagação (tt) obtidos com recurso ao método da primeira onda de chegada (t0) nas diferentes orientações dos acelerômetros e os Bender Elements (BE).

Perpendicular Mesmo plano

BE 1045 (μs) BE 1040 (μs) AC 320 (μs) AC 535 (μs)

Após uma análise cuidadosa dos resultados, verifica-se que o AC2 quando colocado na perpendicular à

direção do movimento das partículas sofre perturbação das ondas P, o que origina dificuldades na

identificação da primeira inversão da onda e provoca erros na determinação de tt. Acresce ainda que,

quando se observa os resultados apresentados na Tabela 9, os valores de tt para os AC colocados na

posição perpendicular estão mais próximos do teoricamente expectável. Assim sendo, para os ensaios com

a areia monogranular, optou-se por colocar os acelerómetros no mesmo plano da direção do movimento

das partículas.

Garantir a qualidade dos sinais registados assume particular importância no desenvolvimento de

ferramentas que possibilitem a melhoria e otimização dos procedimentos de ensaios desta técnica,

minimizando o erro e as incertezas na determinação velocidade das ondas de corte. Neste contexto, no

âmbito de uma das tarefas do projeto WaveSoil foi desenvolvido um software de aquisição de sinal que

permite análises em simultâneo no domínio do tempo e da frequência. Mais detalhes sobre o

desenvolvimento desta ferramenta podem ser encontrados em Pereira et al. (2016) – proceedings do 1st

IMEKO TC-4 International Workshop on Metrology for Geotechnics.

Posto isto, e fazendo uso do software previamente mencionado, nos ensaios realizados à areia

monogranular - nas diferentes fases de confinamento -, foram realizadas medições de velocidade de ondas

sísmicas (ondas S), envolvendo o uso combinado de BE e AC com o objetivo de determinar o módulo de

distorção (G0).

Observando a Figura 42 e Figura 43 é possível constatar que é nas análises no domínio da frequência

entre os diferentes sensores que existem diferenças mais significativas. O facto de, no caso dos AC, as

análises no domínio da frequência comportarem dois sinais da mesma natureza (ao contrario dos BE) pode

justificar alguma dessas diferenças. Contudo, dada a subjetividade inerente à interpretação dos BE e as

diferenças entre metodologias de interpretação, considera-se que os resultados obtidos apresentam

variações pouco significativas e estão dentro de limites satisfatórios - Figura 44.




a) b)

Figura 42 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular para o Provete P1: a) Bender Elements; b) Acelerómetros.

a) b)

Figura 43 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular para o Provete P2: a) Bender Elements; b) Acelerómetros.

Figura 44 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular pelos diferentes métodos de interpretação para ambos os sensores

G = 7.9p'0.54

R² = 0.99

G = 12.7p'0.47

R² = 0.99

0

50

100

150

200

250

0 100 200 300 400 500

G0

(MP

a)

Confinamento isotropico, p' (kPa)

Provete P1 - Bender Elements

FD

TD

G = 5.1p'0.60

R² = 0.99

G = 10.2p'0.52

R² = 0.99

0

50

100

150

200

250

0 100 200 300 400 500

G0

(MP

a)


Provete P1 - Acelerometros

FD

TD

G = 12.0p'0.47

R² = 0.999

G = 13.9p'0.45

R² = 0.9978

0

50

100

150

200

250

0 100 200 300 400 500

G0

(MP

a)


Provete P2 - Bender Elements

FD

TD

G = 9.2p'0.49

R² = 0.99

G = 17.2p'0.42

R² = 0.99

0

50

100

150

200

250

0 100 200 300 400 500

G0

(MP

a)


Provete P2 - Acelerometros

FD

TD

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250

G0

Ben

der

Ele

men

ts(T

D e

FD

) (M

Pa)

G0 Acelerometros(TD e FD) (MPa)

+/- 10%

TD

FD




Os valores de G0 obtidos separadamente por BE e AC, nos diferentes métodos de interpretação, foram

também comparados com as expressões empíricas (20), (21) e (22):

4.0'14100 vefG ( 20 )

44.0'11100 vefG ( 21 )

e

eef

1

17.22

( 22 )

Nas Figura 45 e Figura 46, a linha cinzenta a tracejado corresponde à expressão (20) (distorções na ordem

de grandeza γ=10-6) sendo que, a linha a preto corresponde à expressão (21) (distorções na ordem de

grandeza γ=10-5).

Figura 45 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular para o Provete P1 e as expressões empíricas: a) Bender Elements; b) Acelerómetros.

Figura 46 - Comparação entre os valores de G0 obtidos na areia monogranular para o Provete P2 e as expressões empíricas: a) Bender Elements; b) Acelerómetros.

0

50

100

150

200

250

0 100 200 300 400 500

G0

(MP

a)


Provete P1

BE - TD

BE - FD

G=18.9p'^0.4

G=14.8p'^0.44

AC - TD

Ac - FD

0

50

100

150

200

250

0 100 200 300 400 500

G0

(MP

a)


Provete P2

BE - TD

BE - FD

G=16.1p'^0.4

G=12.6p'^0.44

AC - TD

Ac - FD




Na generalidade existe uma boa relação entre os resultados experimentais e as equações empíricas,

exceção feita ao provete P2 que, nas fases de maior confinamento apresenta um ligeiro desfasamento em

relação às curvas teóricas. Uma segunda fase deste estudo, numa parceria com o IST, resultou na

comparação dos resultados obtidos com provetes ensaiados na RS e sujeitos às mesmas condições de

ensaio. Algumas conclusões desse trabalho estão publicadas em Santos et al., (2015) - proceedings do 6th

International Symposium on Deformation Characteristics of Geomaterials.

3.7.2 Importância dos níveis de deformação e da não-linearidade na

previsão do comportamento dos solos e das estruturas. Exemplo de

aplicação.

A importância da consideração da não-linearidade do comportamento dos solos na previsão da

deformabilidade dos solos e dos movimentos das estruturas sobre cargas de serviço têm vindo a ser

demonstrada para um número significativo de casos de estudo. Jardine et al. (1991) demonstrou que o

recurso ao método dos elementos finitos considerando leis de comportamento não lineares, permite a

obtenção de boas previsões em vários casos de estudo envolvendo cargas e descargas em depósitos no

Mar do Norte, na argila de Londres e noutros solos.

Em termos práticos, podemos considerar que para as cargas de serviço as deformações no terreno se

situam entre 10-2 e 10-3 no caso de fundações (Jardine & Pots, 1991), entre 10-3 a 10-1 no caso das estruturas

de contenção flexíveis (Gomes Correia et al., 1897; Pereira, 2012), entre 10-2 e 10-4 para túneis (Almeida &

Sousa, 2001) e entre 10-3 a 10-5 para os solos sobre os pavimentos e vias férreas (Antunes & Gomes

Correia, 1997).

Figura 47 – Níveis de deformação junto a uma estaca sob tração (adaptado de Jardine & Pots, 1998).




A gama de deformações que interessam à maior parte das estruturas, mostra bem da impossibilidade das

características de deformabilidade dos solos poderem ser determinadas através dos ensaios triaxiais

correntes. Acresce ainda que, é necessário ter muita atenção na utilização de correlações para a obtenção

dos valores estimados com base nos ensaios de campo. O termo unicamente de módulo de distorção é

ambíguo e, no caso dos solos, deve estar sempre associado a um determinado nível de tensão e

deformação (Gomes Correia, 2004).

O conhecimento destes níveis de deformação assume assim particular interesse prático, na medida em

que permite, através do valor do módulo de distorção inicial (G0) obtido com base nos ensaios sísmicos,

atribuir um fator de redução - eventualmente estimado em primeira aproximação -, através das curvas de

degradação típicas referidas anteriormente.

Assim, neste ponto será efetuada, a título exemplificativo, a análise de uma estrutura de contenção flexível

(parede moldada) recorrendo ao software Plaxis. Este estudo centrar-se-á apenas ao nível das

deformações e esforços instalados (momentos fletores) utilizando dois modelos constitutivos distintos

(Hardening Soil e Hardening Soil small-strain).

A opção por estes dois modelos constitutivos assenta no fato de estes permitirem simular uma aproximação

da relação tensão-deformação de forma mais aproximada que os modelos linear-elástico e perfeitamente

plástico. Por último, foi feita uma análise dos resultados obtidos na modelação do comportamento para as

deformações de serviço e o enquadramento dos níveis de distorção obtidos com as curvas de degradação

da rigidez.

3.7.2.1 Modelação da estrutura no Plaxis

A solução em estudo consiste numa escavação com 10m de largura e 5m de profundidade num material

argiloso e com os solos a serem suportados por placas de betão armado. A Tabela 10 apresenta um resumo

dos parâmetros do solo onde se realiza a escavação.

Tabela 10 – Propriedades do solo.

Parâmetro Valor Unidades

Coesão (c’) 20 (kPa) Ângulo de atrito (ϕ’) 28 (º)

Coeficiente impulso repouso (K0) 0.5 (.) Peso volúmico (γ) 18 (kN/m)

Conforme referido anteriormente, os modelos constitutivos usados para a simulação do solo de fundação

foram o Hardening Soil (HS) e Haderning Soil Small Strain (HSS). Estes modelos possuem vários níveis de

sofisticação e, em função do nível de complexidade, requerem mais ou menos parâmetros de

caracterização do solo (Tabela 12). Importa referir que não foi considerada a presença de nível freático e




como tal, o peso específico saturado e os parâmetros de permeabilidade não intervêm nos cálculos. No

que concerne ao comportamento do material e à interação ar/esqueleto sólido, foram apenas realizadas

análises drenadas. Nota ainda para o modelo constitutivo HHS e os parâmetros G0 e ν cuja sua

determinação é feita através dos ensaios dinâmicos e do qual fazem parte os Bender Elements.

Na modelação da parede moldada (betão-armado) foi considerando um comportamento homogéneo,

isotrópico e linearmente elástico. Foram utilizados elementos de barra, designados no Plaxis por “plate”, e

caracterizados por uma rigidez à flexão (EI) e por uma rigidez axial (EA) obtidas através das expressões:

12

3eEEI eq ( 23 )

eEEA eq ( 24 )

onde Eeq representa o módulo de elasticidade de cada material e e a espessura do elemento.

Adicionalmente, o peso w da parede moldada foi calculado a partir da equação:

ew soloparede ( 25 )

onde γparede e γsolo se referem aos pesos específicos da parede moldada a modelar e do solo,

respetivamente.

De forma a melhorar significativamente a interação entre a estrutura de suporte e o solo foram utilizados

elementos de junta. Para tal foi necessário recorrer à bibliografia no sentido de escolher o fator de redução

de resistência da interface (Rinter) que melhor relaciona a resistência da interface (atrito na parede e coesão)

com a resistência do solo (ângulo de atrito e coesão), de acordo com as seguintes equações:

soloeri cRc int ( 26 )

''

int

'

solosoloeri tgtgRtg ( 27 )

onde, csolo é a coesão do solo, ϕi o angulo de atrito da interface e ϕsolo o angulo de atrito do solo.

Forma também utilizados elementos de junta. Estes elementos permitem satisfazer o critério de tension

cut-off e garantir que, os valores de tensão normal (σ) sejam inferiores aos valores da resistência à tração

do solo na zona da interface (σt,inter). Tal é conseguido com o recurso a esta valência do Plaxis que permite

a imposição de um valor máximo da resistência à tração.

soloterert R ,intint, ( 28 )

Com o objetivo de impedir o aparecimento de tensões elevadas na zona envolvente da extremidade da

cortina, foram também adicionados elementos de junta nessa zona. Estes elementos prolongam-se para

além da cortina e não introduzem nenhuma redução das características resistentes do solo, conseguindo




ao mesmo tempo um aumento da flexibilidade da malha e melhor distribuição de tensões nessa mesma

zona. (Van Langen & Vermeer, 1991 em Rouili A. et al., 2005).

Por último, foi considerado como apoio pontual, uma escora com comprimento de 5m e uma rigidez axial

(EA) de 2×106KN/m. Na Figura 48 encontra-se o modelo numérico inserido e analisado no Plaxis.

Figura 48 - Modelo numérico: 1- Escavação; 2- Domínio de solo; 3- Cortina (“plate”); 4- Elementos de interface; 5- Escora.

Na elaboração do modelo de cálculo por elementos finitos, começou por se criar um modelo geométrico

bidimensional de 35m de comprimento e 18m de altura. Para que se pudesse simular a fase de escavação

da estrutura, foi colocada uma linha auxiliar.

A discretização do domínio foi feita por elementos triangulares quadráticos de 15 nós. A escolha deste tipo

de elemento deveu-se ao facto de este fornecer um maior rigor no cálculo de tensões e cargas de rotura

em detrimento do elemento de 6 nós, mais adequado para o cálculo expedito e rápido de estados de

serviço.

Ao longo das extremidades opostas da cortina foi definida uma fronteira suficientemente afastada desta

30m a tardoz e 8.5m do lado da escavação, na qual se admitiram deslocamentos horizontais nulos. A

distância a tardoz excede o valor de duas vezes a profundidade da escavação recomendado por Clough &

O’Rourke (1990) em Quintela & Viana da Fonseca (2011).

Numa profundidade de 10.5m (1.0m abaixo da base da cortina), considerou-se uma fronteira com uma

rigidez suficientemente elevada para se poderem considerar os deslocamentos verticais e horizontais iguais

a zero.




Figura 49 – Malha de elementos finitos e condições de fronteira.

Nas Tabela 11 e Tabela 12 encontram-se as características dos elementos resistentes da estrutura em

estudo. Foram estes valores que foram inseridos no Plaxis para o cálculo da estrutura.

Tabela 11 – Propriedades da Estrutura de contenção flexível.

Tipo de comportamento Elástico EA Rigidez axial 1.8 × 107 kN/m EI Rigidez à flexão 5.4 × 105 kN.m2/m d Espessura equivalente 0.6 m w Peso 41.6 kN/m/m ν Coeficiente de Poisson 0.2 (.)

Da simulação do processo construtivo fazem parte apenas 4 fases:

Fase 1: Simulação do processo de construção da estrutura de contenção flexível;

Fase 2: Escavação de 1m de profundidade;

Fase 3: Simulação do processo de colocação da escora; e,

Fase 4: Escavação de 4m de profundidade.

ORDEM DOS ENGENEHIROS – REGIÃO NORTE



Tabela 12 - Propriedades do solo e da interface para os diferentes modelos constitutivos utilizados

Parâmetros

Modelos Constitutivos

Hardening Soil Hardening Soil

Small Strain

Gerais Comportamento Drenado Drenado γ Peso volúmico (kN/m3) 18 18

Resistência

c' Coesão efetiva (kN/m2) 20 20 ϕ' Ângulo de atrito efetivo (º) 28 28

ψ Ângulo de dilatância (º) 0 0

Rigidez

𝐸50𝑟𝑒𝑓

Rigidez secante de ensaios triaxiais drenados (kN/m2) 100000 100000

𝐸𝑒𝑜𝑑𝑟𝑒𝑓 Rigidez tangente de ensaios edométricos drenados (kN/m2) 100000 100000

m Potência para a dependência tensional da rigidez (.) 1 1

𝐺0𝑟𝑒𝑓 Módulo de distorção inicial (kN/m2) … 900000

Avançados

γ0.7 Deformação ao corte (.) … 0.0001

𝐸𝑢𝑟𝑟𝑒𝑓 Rigidez em descarga e recarga (kN/m2) 300000 300000 ν Coeficiente de Poisson em descarga e recarga (.) 0.3 0.3

pref Tensão de referência para a rigidez (kN/m2) 100 100 K0 Coeficiente de impulso em repouso (.) 0.5 0.5

Rref Fator de redução de resistência da interface (.) 0.66 0.66

ORDEM DOS ENGENEHIROS – REGIÃO NORTE



3.7.2.2 Análise dos resultados

O objetivo deste estudo é apenas o de demonstrar a utilidade deste género de análises no processo de

dimensionamento deste das estruturas de contenção flexíveis. Assim, será feita apenas uma análise

comparativa entre os dois modelos constitutivos ao nível do diagrama de momentos fletores e

deslocamentos horizontais da parede de contenção. Será também realizada uma avaliação das distorções

finais máximas obtidas em cada um dos modelos constitutivos e o seu enquadramento com a curva de

degradação da rigidez em função da distorção normalizada apresentada na Figura 8.

A Figura 50 mostra os diagramas de momentos fletores na cortina obtidos nos dois modelos constitutivos

de caracterização do solo para a fase final. Na figura é possível observar que o valor mais elevado do

momento máximo foi obtido com o modelo constitutivo Harding Soil (62.2kN.m/m). Este valor é

substancialmente superior ao valor obtido com o modelo Hardening Soil Small Strain que apresenta um

momento fletor máximo de 17.2kN.m/m. Nota para o facto de a posição do valor máximo ser muito similar

entre os dois modelos (≈3.5m do topo da cortina).

Figura 50 - Diagramas de momentos fletores obtidos com os diferentes modelos constitutivos do solo para a fase final.

Usualmente o diagrama de momentos fletores é “menos sensível” à variação do modelo constitutivo.

Contudo, diferença - em termos percentuais - entre o momento fletor máximo de cada um dos modelos

constitutivos é de aproximadamente 30%. A justificação para esta diferença pode eventualmente estar na

geometria da estrutura em análise (apenas 4m de escavação abaixo da escora) e nas características do

modelo HSS. Herold & von Wolffersdorff (2009) referem que os avançados recursos do modelo HSS são

-8.5

-7.5

-6.5

-5.5

-4.5

-3.5

-2.5

-1.5

-0.5

-100 -50 0 50

Z (

m)

Momento Fletor (kN.m/m)

Hardening Soil

Hardening Soil Small Strain




mais evidentes/sensíveis às condições de carregamento e nível de deformação. Em Quezada (2014), nas

suas análises a uma estrutura de contenção similar com 5m de escavação e sem apoio (escora), as

diferenças entre estes dois modelos chegaram aos 50%. O mesmo estudo refere que, com o aumento das

deformações/distorções, existe uma tendência para o diagrama de momentos fletores destes dois métodos

se aproximarem.

Figura 51 é possível observar os deslocamentos horizontais (Ux) na cortina após a fase final de escavação.

O modelo Hardening Soil apresenta o deslocamento mais elevado com um valor máximo de 1.1mm. Este

valor de deslocamento é mais do dobro obtido com o modelo Hardening Soil Small Strain que apresenta

um deslocamento máximo de 0.3mm. Estes valores de deslocamento relativamente baixos, devem-se

muito provavelmente à capacidade que estes modelos têm de simular o comportamento do solo em

situações de carga e descarga mediante a definição de um módulo para o mesmo efeito (Eur), à

incorporação do estado de deformação do solo e situações de compressão unidimensional (módulo

edométrico (Eoed)) e ainda da consideração da dependência da rigidez do solo em função de um estado de

esforços específico (parâmetro m) (Quezada, 2014).

Figura 51 - Deslocamentos horizontais (Ux) na cortina para a fase final.

A relação entre o máximo deslocamento horizontal e a altura de escavação é de 0.02% para o modelo HS

e de 0.007%. Segundo Gomes Correia et al. (1897) estes valores encontram-se abaixo dos 0.1% para

escavações inferiores a 6m - Figura 52. Acresce ainda que, os valores de Ux estão dentro da gama de

deslocamentos obtidos em Quezada (2014) para uma estrutura similar.

-8.5

-7.5

-6.5

-5.5

-4.5

-3.5

-2.5

-1.5

-0.5

-3 -2 -1 0

Z (

m)

Ux (mm)

Hardening Soil

Hardening Soil Small Strain




Figura 52 – Relação deslocamento horizontal / altura de escavação (adaptado de Gomes Correia et al., 1897).

A Figura 53 apresenta os deslocamentos verticais do solo obtidos com os diferentes modelos constitutivos.

É conhecida a estreita relação dos assentamentos máximos com os deslocamentos da parede. Por norma,

os assentamentos máximos na superfície são menores do que os deslocamentos laterias máximos da

cortina. Todavia, a exata relação qualitativa entre estes dois valores varia de caso para caso (Matos

Fernandes, 1990).

a) b)

Figura 53 - Deslocamentos verticais do solo obtidos pelos diferentes modelos.

Na Figura 54 é feito o enquadramento da relação entre os assentamentos máximos da superfície do tardoz

(Vmax) e os deslocamentos máximos da parede (Umax) obtidos para os diferentes modelos com algumas

observações de obras publicadas (Mana & Clought (1981) em Matos Fernandes (1990)). Da análise à figura

é possível observar que os resultados obtidos são consideráveis aceitáveis e dentro das relações empíricas

existentes na bibliografia.

Na Figura 55 podemos observar as deformações por corte obtidas para os diferentes modelos constitutivos.

Ambos os modelos apresentam deformações na zona de escavação produzidas pelo estado passivo. Os

níveis de deformação são bastantes distintos entre os diferentes modelos e é o modelo HSS que apresenta

o valor de deformação mínimo de 0.02% - valor substancialmente inferior aos 0.42% de deformação

máxima obtidos com o modelo HS. Este modelo “funciona” essencialmente com as muito pequenas




deformações por isso, é espectável o valor máximo de deformação apresentado e que se verifica

essencialmente na base da escavação, nas proximidades da cortina (Hejazi et al., 2008; Herold & von

Wolffersdorff, 2009).

Figura 54 - Relação entre os assentamentos máximos da superfície do tardoz (Vmax) os deslocamentos máximos da parede (Umax) (adaptado de Mana & Clough, 1981).

a) b)

Figura 55 - Deformações por corte obtidas pelos diferentes modelos.

Por último, a Figura 56 apresenta o enquadramento das distorções finais máximas obtidas em cada um dos

modelos constitutivos com a curva de degradação da rigidez em função da distorção normalizada

apresentada e onde é possível observar que os valores de distorção obtidos se encontram dentro do fuso

proposto em Gomes Correia et al. (2001). O desfasamento entre os diferentes modelos na curva de

degradação pode mais uma vez justificar-se pelas características do modelo HSS. Resultados existentes

na bibliografia mostram o mesmo nível de diferenças entre estes dois modelos (Quezada, 2014).




Figura 56 - Enquadramento dos resultados obtidos com a curva de degradação da rigidez em função da distorção normalizada apresentada em Gomes Correia et al. (2001).

3.7.2.3 Considerações finais

A realização do estudo previamente apresentado teve como objetivos principais avaliar o impacto dos

parâmetros de rigidez numa previsão mais realista dos movimentos do solo, discutir o processo de

dimensionamento deste tipo de estruturas, a contribuição da modelação para o estudo prévio e

dimensionamento deste tipo de estruturas e ainda a utilidade dos dados relativos à rigidez obtidos com

base na metodologia dos BE no processo de dimensionamento.

Assim, foi apresentado o estudo do comportamento de uma escavação com recurso a uma estrutura de

contenção flexível através do MEF recorrendo ao programa Plaxis. Por forma a fazer cumprir os objetivos

inicialmente propostos, o estudo apresentado assentou na avaliação dos níveis de distorção obtidos em

função do modelo constitutivo usado na simulação do comportamento do solo e o seu enquadramento com

as curvas de degradação da rigidez. Posto isto, optou-se pela criação de um modelo numérico simples,

com duas fases de escavação, um apoio adicional (escora) e seleção de um tipo estrutura de contenção

flexível que introduzisse o mínimo de complexidade possível mas que, ainda assim, se apresenta como

uma solução comum na prática geotécnica.

Os resultados obtidos no exemplo de aplicação aqui apresentado revelam a utilidade das curvas de

degradação da rigidez em função do nível de distorção, na quantificação da rigidez dos solos no domínio

das muito pequenas a médias deformações, em particular na análise dos fatores que afetam a rigidez uma

vez que, fatores que influenciam da mesma forma tanto G0 como G não terão nenhum efeito na relação

G/G0. O conhecimento do módulo elástico (G0) obtido nos ensaios in situ em conjunto com a curva de

degradação do módulo obtida em laboratório, constituem dados de grande interesse prático. Entende-se

que, conhecendo a curva de degradação obtida em laboratório G/G0(γ) se poderá obter o módulo secante

in situ multiplicando o valor de G/G0 associado a um determinado nível de deformação pelo valor de G0

obtido in situ (G0(f)).




Por sua vez, a utilização de modelos constitutivos mais sofisticados, como os modelos Hardening Soil e

Hardening Soil Small Strain ajudam a caracterizar a rigidez do solo de forma mais precisa uma vez que

incluem três módulos de rigidez na simulação do comportamento do solo nas fases de carga e descarga.

Todavia, modelos constitutivos mais sofisticados requerem uma maior quantidade de parâmetros do solo

que nem sempre são fáceis de estimar ou calcular.

Neste contexto, entende-se que o recurso a metodologias de ensaio como os BE – usada de forma

individual ou adaptada em ensaios de laboratório correntes -, vem desmitificar uma eventual desvantagem

na utilização de modelos mais sofisticados, na medida em que estamos na presença de um acréscimo

significativo de informação disponível e que, vem dotar o projetista de dados relevantes com vista a um

dimensionamento das estruturas mais eficaz.

3.8 Apresentação de conhecimentos de Engenharia utilizados

durante o Estágio

3.8.1 Componente académica – Licenciatura e Mestrado em Engenharia

Civil

Os conhecimentos de Engenharia adquiridos durante os cinco anos de formação académica, Licenciatura

e Mestrado em Engenharia Civil, foram essenciais para o desempenho das atividades integradas no estágio

do candidato.

Durante a Licenciatura foram ministrados os conhecimentos base da Engenharia Civil. No âmbito do

presente estágio, as unidades curriculares que se mostraram mais relevantes foram as seguintes:

Mecânica dos Solos e Complementos de Mecânica dos Solos;

Mecânica II (cinemática da partícula); e,

Física II (som e movimento vibratórios).

No Mestrado, as unidades curriculares lecionadas foram de caracter mais específico. De todas as unidades

curriculares frequentadas nesta fase, as que foram mais importantes para o desenrolar das atividades

realizadas no estágio foram:

Geotecnia (estruturas de contenção);

Fundações; e,

Dissertação (Estruturas de contenção tipo Berlin. Análise numérica com base na instrumentação

de um caso de obra).




3.8.2 Ano curricular do Programa Doutoral em Engenharia Civil

No âmbito do primeiro ano do Programa Doutoral em Engenharia Civil, em colaboração com o orientador,

foi elaborado um plano de estudos individual, ou seja, a seleção de Unidades Curriculares (UCs) que

enriquecem os conhecimentos a aplicar durante todo o período de doutoramento - Tabela 13.

Tabela 13 - Unidades curriculares que integram o plano de estudos individual do candidato.

Componente Curricular do Programa Doutoral Unidades Curriculares

Opção Comportamental e de Inovação I Comunicação Cientifica 1º Sem. Opção Comportamental e de Inovação II Liderança 2º Sem.

Opção Científico-Tecnológica I em Engenharia Civil

Comportamento Cíclico e Dinâmico dos Solos

1º Sem.

Opção Científico-Tecnológica II em Engenharia Civil

Caracterização e Modelação de Geomateriais

2º Sem.

Projeto de Tese Projeto de Tese 2º Sem.

De seguida apresenta-se uma breve descrição das unidades curriculares frequentadas, pelo candidato,

durante o período de estágio.

Comunicação Científica, UC transversal a todos os Programas Doutorais da Escola de

Engenharia, onde foram abordadas técnicas/métodos para desenvolver um artigo/tese de

investigação, desde a deteção da oportunidade de investigação, até à sua conclusão, como se

deve estruturar, escrever e referenciar um relatório ou tese. Também é dado especial enfoque à

ética a seguir durante uma investigação;

Comportamento Cíclico e Dinâmico dos Solos, UC científico-tecnológica onde foram abordados

os fundamentos teóricos relativos ao comportamento cíclico e dinâmico do solo, parâmetros de

rigidez, amortecimento, evolução destes em função do nível de deformação, métodos de

determinação das propriedades dinâmicas do solo e ainda a introdução à suscetibilidade à

liquefação assim como uma revisão à forma como o Eurocódigo 8 aborda esse fenómeno.

Liderança, UC transversal a todos os Programas Doutorais da Escola de Engenharia, onde foram

mencionadas e contextualizadas as várias conceções e significados de liderança; se destacou a

importância de um líder nos diferentes contextos; Abordou-se o efeito das características e dos

comportamentos dos líderes, bem como as características dos seguidores/colaboradores no

desempenho dos grupos/equipas de trabalho.




4 Controlo desenvolvido (relativo aos trabalhos no estágio)

4.1 Controlo de qualidade

Um número elevado de tarefas desenvolvidas durante o período de estágio foi realizado no Laboratório de

Geotecnia. Assim, o controlo de qualidade desenvolvido prende-se em concreto com os ensaios

experimentais. A título de exemplo, no processo de montagem das configurações de ensaio foi dada

especial atenção ao fabrico e manuseamento dos provetes a ensaiar, a colocação dos sensores (BE e AC)

e ainda à respetiva calibração da instrumentação das câmaras triaxiais, entre outros. Contudo, parte-se

sempre do princípio que ocorre dispersão de resultados, e por isso existe por vezes a necessidade da

realização de vários ensaios da mesma natureza de modo a colmatar eventuais erros.

Ainda no âmbito do controlo de qualidade, importa também referir que, existiu sempre por parte do

estagiário a preocupação em executar uma verificação periódica do estado dos equipamentos utilizados no

laboratório, uma vez que os mesmos são requisitados e utilizados frequentemente por diferentes usuários.

Destaca-se também o processo de revisão dos trabalhos científicos. Este processo confere aos

artigos/relatórios elevada qualidade científica e validade dos assuntos ou resultados apresentados, uma

vez que os revisores selecionados para o efeito são pessoas que trabalham naquela área específica e que

entendem do assunto abordado nesses documentos.

4.2 Controlo de prazos

O controlo de planeamento enquadra-se essencialmente na gestão de recursos disponíveis no Laboratório

de Geotecnia. Mensalmente é elaborado um plano calendarizado, com base num template existente, e

enviado para o responsável do laboratório, indicando todos os equipamentos pretendidos, solicitação de

ajuda dos técnicos e requisição do veículo para a realização de qualquer trabalho, caso seja necessário,

entre outros. Este processo é estabelecido para todos os utilizadores do laboratório. Assim, antes do início

do mês o responsável do laboratório reencaminha um plano final com gestão adequada a todos os

utilizadores.

Quanto ao controlo de prazos, este é realizado tendo em consideração os prazos previamente

estabelecidos no projeto de investigação a que o estagiário está associado.

4.3 Controlo de Custos/Produção

Uma vez que a atividade desenvolvida pelo estagiário se encontra associada a um projeto de investigação,

todas as despesas são suportadas pelo mesmo. Quando o projeto foi planeado, foi necessário prever

verbas para todos os equipamentos, materiais, consumíveis, entre outros. A gestão das verbas é realizada




pelo Investigador Responsável do projeto, com a participação dos restantes membros da equipa de

investigação.

No que concerne aos consumíveis para o desenvolvimento do trabalho no dia-a-dia, foi necessário um

critério rigoroso de aquisição, de modo a conseguir adquirir tudo o que era necessário e não prejudicar o

andamento dos trabalhos, gerindo da melhor forma as verbas disponíveis.

4.4 Controlo de Segurança e Análise de Risco

A segurança do laboratório passa inicialmente pela consulta de um conjunto de regras a respeitar aquando

a presença neste. Só assim está garantido o bom funcionamento do mesmo. Adicionalmente, na realização

de atividades que poderiam acarretar algum risco, o estagiário tomou sempre as devidas precauções, tais

como: a utilização de equipamentos de segurança (botas, luvas e óculos de segurança), a sinalização de

locais com algum risco de segurança, colocação de avisos com informação dos perigos que os utilizadores

do laboratório e da fábrica poderiam incorrer caso não se respeite a sinalização, entre outros.

4.5 Controlo Ambiental

No decurso das atividades realizadas pelo estagiário, existiu sempre preocupação com as questões

ambientais por forma a reduzir o impacto sobre o meio ambiente. Assim, o controlo ambiental foi realizado

com o objetivo de gerir os resíduos e lixos gerados no decorrer dos trabalhos experimentais, fazendo

sempre que possível a separação dos materiais em grupos, nomeadamente: o papel, plásticos e restantes

materiais como os solos. Estes materiais foram colocados em contentores existentes no laboratório

destinados para este efeito.

5 Conclusões

5.1 Análise aos resultados obtidos

No que concerne à caracterização geotécnica avançada com recurso a Bender Elements, entende-se que

se conseguiram importantes avanços no que concerne a melhoria do contacto entre sensores e provete.

Essa melhoria de contacto juntamente com a redução do ruido elétrico é essencial para a obtenção de

sinais de qualidade e fundamental para o tratamento e análise dos mesmos.

Durante esta fase dos trabalhos, o estagiário conseguiu assimilar as várias técnicas de interpretação dos

Bender Elements existentes quer no domínio do tempo quer no domínio da frequência, bem como os fatores

de erro associados. O estagiário conseguiu também familiarizar-se com a prática laboratorial relacionada

com os ensaios geotécnicos e compreender a abrangência e limitações das metodologias utilizadas.




Considera-se por isso que, o trabalho desenvolvido pelo estagiário foi essencial para o desenvolvimento e

implementação de uma metodologia baseada na propagação de ondas sísmicas - recorrendo ao uso

combinado de Bender Elements e acelerômetros de alta frequência - em equipamentos de ensaio correntes

para uma caracterização geotécnica avançada.

No que concerne à importância dos níveis de deformação e da não-linearidade na previsão do

comportamento dos solos e das estruturas, considera-se que o trabalho desenvolvido pelo estagiário

mostra a relevância da utilização de metodologias de ensaio que permitem uma caracterização avançada

dos geomateriais e permite, dada a sua facilidade de implementação em ensaios de laboratório correntes,

a utilização com mais frequência de modelos constitutivos de caracterização do solo mais sofisticados

fundamentais para a melhoria do processo de dimensionamento das estruturas geotécnicas.

5.2 Reflexões do candidato

O trabalho desenvolvido ao longo do período de estágio permitiu ao estagiário aprofundar os seus

conhecimentos e experiência na área da investigação laboratorial em Engenharia Civil, assim como na área

da caracterização geotécnica avançada e determinação das propriedades dinâmicas do solo. Mais ainda,

o estagiário teve a possibilidade de trabalhar com profissionais com elevado conhecimento técnico e

experiência, que lhe permitiram crescer profissional e pessoalmente, através da transmissão dos seus

conhecimentos.

O facto de ter estado incluído na instituição em causa, permitiu também ao estagiário contactar com um

ambiente profissional de elevado nível assim como experiência com outras realidades culturais.

Por último, durante este período o estagiário teve também a oportunidade de publicar algum do trabalho

desenvolvido bem como a oportunidade de apresentar o mesmo em algumas conferências da especialidade

o que lhe possibilitou a interação e o contacto com outros profissionais da área.




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