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Avaliação da resposta sísmica e da suscetibilidade à

liquefação de um campo experimental

André Filipe da Costa Ramos

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Orientadores:

Professor Doutor Rui Pedro Carrilho Gomes

Professor Doutor António Joaquim Pereira Viana Da Fonseca

Júri:

Presidente: Professora Maria Rafaela Pinheiro Cardoso

Orientador: Professor Rui Pedro Carrilho Gomes

Vogais: Professora Cristiana Maria da Fonseca Ferreira

Novembro de 2017

Avaliação da resposta sísmica e da suscetibilidade à

liquefação de um campo experimental

André Filipe da Costa Ramos

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Dissertação elaborada no âmbito do protocolo estabelecido entre o

Laboratório Nacional de Engenharia Civil e o Instituto Superior Técnico da

Universidade de Lisboa

Novembro de 2017

i

Agradecimentos

Um agradecimento especial ao meu orientador, Professor Doutor Rui Carrilho Gomes, por ter aceite

orientar o meu trabalho, por permitir fazer parte da equipa do IST no âmbito do projeto H2020

LIQUEFACT, e pela oportunidade de desenvolver este estudo, numa área de interesse pessoal.

Agradeço ainda todo a sua ajuda em superar as dificuldades que surgiram ao longo deste trabalho,

assim como todo o apoio, conhecimentos transmitidos, disponibilidade e dedicação.

Ao Professor Doutor António Viana da Fonseca pela oportunidade que me proporcionou em participar

e desenvolver o presente trabalho no âmbito do projeto H2020 LIQUEFACT, permitindo contactar com

pessoas cujo conhecimento na área é muito vasto e que são uma mais valia na minha formação

profissional.

À Brisa, por interposto da Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto (FEUP) que permitiu

utilizar os resultados das sondagens na ponte das Lezírias para o estudo da suscetibilidade à liquefação

no âmbito do projeto LIQUEFACT.

Aos meus colegas do Núcleo de Portos e Estruturas Marítimas (NPE) do Departamento de Hidráulica

e Ambiente (DHA) do Laboratório Nacional de Engenharia Civil (LNEC), pela ajuda que me deram nas

alturas complicadas em que o trabalho do Núcleo coincidiu com algumas das atividades deste trabalho,

em particular à minha colega Joana Simão. À Doutora Juana Fortes, chefe do NPE, por todo o apoio,

disponibilidade, compreensão e ajuda durante este processo, e à Doutora Graça Neves, pelos

ensinamentos, ajuda e dedicação.

À Doutora Laura Caldeira, diretora do Departamento de Geotecnia (DG) do Laboratório Nacional de

Engenharia Civil (LNEC), pela ajuda, apoio e ensinamentos que me passou, principalmente na fase

inicial deste trabalho

A toda a minha família, por todo o amor, carinho e amizade que sempre demonstraram e que nos une,

o que permitiu que até hoje sejamos uma verdadeira família, não só nos bons como nos maus

momentos. Um agradecimento especial à minha mãe e ao meu pai, que infelizmente já não está

presente, mas que está sempre no meu pensamento, porque sem eles também não conseguiria estar

aqui, porque foi também graças aos sacrifícios deles que eu consegui atingir todas as etapas que me

levaram até aqui.

Por último à Rita, a minha esposa e fiel companheira, por estar sempre presente, demonstrando sempre

todo o seu amor, amizade, respeito, carinho, compreensão, paciência e apoio incondicionais tanto nos

bons como nos maus momentos. Pela ajuda inacabável não só na reta final deste trabalho, mas em

todas as etapas da minha vida, por me fazer acreditar sempre em mim, nas minhas capacidades, por

me fazer ver que sou capaz de ultrapassar qualquer obstáculo com trabalho e dedicação.

ii

Resumo

Ao longo das últimas décadas, foi possível testemunhar inúmeros prejuízos humanos, materiais e

financeiros devido a sismos. Estes danos estão diretamente relacionados com as condições locais, pois

estas influenciam o movimento do solo. Os fenómenos associados às condições locais têm despertado

interesse na comunidade científica, nomeadamente no que diz respeito à estimativa e avaliação dos

efeitos de sítio, no sentido de compreender e mitigar estes mesmos efeitos.

Existem diversas metodologias para avaliação destes efeitos, e as metodologias com base na medição

do ruído ambiente têm vindo a ser cada vez mais utilizadas. Exemplo disso é o método de Nakamura,

o qual é um método de custo relativamente baixo, não invasivo que não necessita de mão-de-obra

especializada.

O presente trabalho tem como objetivo principal de caracterizar a resposta sísmica e a suscetibilidade

de liquefação de um campo experimental no Baixo Tejo, utilizando o método de Nakamura, para estimar

as características do solo, nomeadamente a frequência fundamental, f0, e correspondente fator de

amplificação local, A0. Posteriormente, com base na caracterização geotécnica disponível, e recorreu-

se ao método linear equivalente para avaliar o potencial de liquefação do solo.

Constata-se que para avaliação da resposta sísmica, é necessário aplicar o método de Nakamura

conjugando-o com informação de outros ensaios, de forma a ser possível validar os resultados obtidos.

Em relação aos valores de f0, não existe variação significativa, no entanto, existe uma elevada

variabilidade no que diz respeito aos valores de amplitude local, A0.

Palavras chave:

Resposta sísmica local; Método de Nakamura; Frequência fundamental; Avaliação do potencial de

liquefação

iii

Abstract

Over the past decades, it has been possible to witness considerable damage due to earthquakes of

different intensities, which have caused large human, material and financial damages. These damages

are directly related to the local conditions, as these influence the soil movement. As one of the factors

that influence damages, in the scientific community has increased the interest in the study of local

conditions, in particular regarding the estimation and evaluation of site effects, in order to understand

and mitigate these effects.

There are several methodologies to evaluate site effects, and methodologies based on the

measurement of ambient noise have been increasingly used. An example of this is the Nakamura

method, which is a relatively low cost, non-invasive method that does not require skilled labour.

The main objective of this work is to evaluate the seismic response of an experimental campus, using

the Nakamura method, to estimate the soil characteristics, namely the fundamental frequency, f0, and

corresponding local amplification factor, A0. Afterwards, based on the results obtained, and using the

linear equivalent method, the soil liquefaction potential is evaluated.

It is possible to conclude that for the evaluation of the seismic response, it is necessary to apply the

Nakamura method along with information from other tests, so that it is possible to validate the obtained

results. In relation to the values of f0, there is no significant variation, however, there is a high variability

with respect to local amplification ratio values, A0.

Key-words:

Seismic site response; Nakamura method; Fundamental frequency; Liquefaction potential evaluation.

iv

Índice

1 INTRODUÇÃO................................................................................................................................. 1

1.1 ENQUADRAMENTO E MOTIVAÇÃO ................................................................................................. 1

1.2 OBJETIVOS ................................................................................................................................ 1

1.3 ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO .................................................................................................... 2

2 AVALIAÇÃO DA RESPOSTA SÍSMICA LOCAL ............................................................................. 3

2.1 COMPORTAMENTO DO SOLO SOB AÇÕES CÍCLICAS ....................................................................... 3

2.2 CURVAS DE RIGIDEZ E AMORTECIMENTO PROPOSTAS POR DARENDELI .......................................... 5

2.3 EFEITOS DE SÍTIO SÍSMICOS ........................................................................................................ 7

2.4 MÉTODO LINEAR EQUIVALENTE - MLE ......................................................................................... 8

2.5 MÉTODO DE NAKAMURA OU H/V ................................................................................................. 9

2.6 PROCESSAMENTO DAS CURVAS HVSR ....................................................................................... 11

2.6.1 REQUISITOS TÉCNICOS ..................................................................................................... 11

2.6.2 PROCESSAMENTO E ANÁLISE DOS DADOS .......................................................................... 13

2.6.3 INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS................................................................................... 14

3 SUSCETIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO ........................................................................................ 16

3.1 O QUE É O FENÓMENO DA LIQUEFAÇÃO ..................................................................................... 16

3.2 AVALIAÇÃO DA SUSCETIBILIDADE À LIQUEFAÇÃO ........................................................................ 16

3.2.1 CÁLCULO DO VALOR DE CSR ............................................................................................ 17

3.2.2 CÁLCULO DO VALOR DE CRR COM BASE EM ENSAIOS SPT ................................................. 19

3.2.3 AÇÃO SÍSMICA REGULAMENTAR......................................................................................... 20

3.3 ÍNDICES DE RISCO .................................................................................................................... 22

3.3.1 FATOR DE SEGURANÇA À LIQUEFAÇÃO, FSLIQ ..................................................................... 22

3.3.2 PROBABILIDADE DE OCORRÊNCIA DE LIQUEFAÇÃO, PL ........................................................ 22

3.3.3 ÍNDICE DE POTENCIAL DE LIQUEFAÇÃO............................................................................... 23

4 CAMPANHA EXPERIMENTAL ..................................................................................................... 24

4.1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................................... 24

4.2 CARACTERIZAÇÃO GEOLÓGICO-GEOTÉCNICA ............................................................................. 25

4.2.1 CARACTERIZAÇÃO GEOLÓGICA EXISTENTE ......................................................................... 25

4.2.2 CARACTERIZAÇÃO GEOTÉCNICA EXISTENTE ....................................................................... 27

v

4.3 METODOLOGIA ADOTADA .......................................................................................................... 29

4.3.1 ENSAIOS DE MEDIÇÃO DO RUÍDO AMBIENTE ....................................................................... 29

4.3.2 ANÁLISE DOS REGISTOS E CÁLCULO DAS CURVAS H/V ........................................................ 31

4.3.3 VALIDAÇÃO DAS CURVAS H/V – VERIFICAÇÃO DOS CRITÉRIOS SESAME ............................ 32

4.3.4 ESTIMATIVA DO SUBSTRATO RÍGIDO, Z, E VS,MED.................................................................. 32

5 ANÁLISE E TRATAMENTO DE DADOS ...................................................................................... 33

5.1 ESTUDO DE SENSIBILIDADE ....................................................................................................... 33

5.2 ANÁLISE DOS REGISTOS E CÁLCULO DAS CURVAS H/V................................................................ 36

5.3 PERFIL 1 - LEZÍRIA ................................................................................................................... 36

5.3.1 VERIFICAÇÃO DOS CRITÉRIOS SESAME ........................................................................... 37

5.3.2 ESTIMATIVA DA PROFUNDIDADE DO SUBSTRATO RÍGIDO ...................................................... 38

5.4 PERFIL 2 - EN10...................................................................................................................... 39



5.5 PERFIL 3 - A10 ........................................................................................................................ 42



5.6 CONSIDERAÇÕES FINAIS ........................................................................................................... 47

6 AVALIAÇÃO DO POTENCIAL DE LIQUEFACÇÃO ..................................................................... 49

6.1 SELEÇÃO DOS LOCAIS .............................................................................................................. 49

6.2 CLASSIFICAÇÃO DO TIPO DE TERRENO ....................................................................................... 50

6.3 DEFINIÇÃO DA AÇÃO SÍSMICA .................................................................................................... 50

6.3.1 AÇÃO SÍSMICA REGULAMENTAR......................................................................................... 50

6.3.2 AÇÃO SÍSMICA LOCAL DEFINIDA POR REGISTO SÍSMICO ....................................................... 51

6.4 MÉTODO LINEAR EQUIVALENTE PARA AVALIAÇÃO DA RESPOSTA SÍSMICA LOCAL ........................... 52

6.4.1 ANÁLISE ELÁSTICA LINEAR – A1 ........................................................................................ 53

6.4.2 ANÁLISE LINEAR EQUIVALENTE – A2 .................................................................................. 55

6.5 AVALIAÇÃO DO POTENCIAL DE LIQUEFAÇÃO ............................................................................... 57

6.5.1 DEFINIÇÃO DAS CURVAS CRR .......................................................................................... 60

6.5.2 AÇÃO SÍSMICA REGULAMENTAR S1 ................................................................................... 61

vi

6.5.3 AÇÃO SÍSMICA REGULAMENTAR S2 ................................................................................... 66

6.5.4 AÇÃO SÍSMICA COM BASE NO REGISTO DO SISMO DE IZMIT .................................................. 71

6.5.5 DETERMINAÇÃO DO ÍNDICE DO POTENCIAL DE LIQUEFAÇÃO (LPI) ........................................ 76

6.6 CONSIDERAÇÕES FINAIS ........................................................................................................... 78

7 CONCLUSÕES E DESENVOLVIMENTOS FUTUROS ................................................................ 79

7.1 CONCLUSÕES .......................................................................................................................... 79

7.2 DESENVOLVIMENTOS FUTUROS ................................................................................................. 80

REFERÊNCIAS BIBLIOGRAFICAS ...................................................................................................... 81

ANEXOS ....................................................................................................................................................

ANEXO 1 – FICHA DE REGISTOS ..................................................................................................... A.1

ANEXO 2 – SONDAGENS SPT ........................................................................................................... A.3

ANEXO 3 – CLASSIFICAÇÃO DE SOLOS EC8................................................................................ A.18

vii

Lista de figuras

Figura 2.1- Tipos de comportamentos (adaptado de Jardine,1992) ....................................................... 4

Figura 2.2 - Valores de γte e de γt

v em função do Índice de plasticidade (IP) (Santos, 2012) ................ 4

Figura 2.3 - Comportamento dos solos sob ações de corte cíclicas (Santos, 2012) .............................. 5

Figura 2.4- Estrutura geológica típica de uma bacia sedimentar .......................................................... 10

Figura 3.1- Exemplo das curvas de potencial de liquefação obtidas com base nos ensaios SPT

propostas por Boulanger e Idriss, 2014 ................................................................................................ 17

Figura 3.2- Curvas do fator de redução da tensão de corte, rd. propostas por Idriss (1999) ............... 19

Figura 3.3- Zonamento sísmico nacional .............................................................................................. 21

Figura 4.1- Identificação dos locais de ensaio – Projeto LIQUEFACT ................................................. 25

Figura 4.2 - Mapa geológico da região da grande Lisboa (adaptado Saldanha (2017)) ...................... 26

Figura 4.3 - Perfil geológico para a zona do viaduto da A10 (adaptado de Liquefact, 2017) ............... 26

Figura 4.4- Mapa dos dados existentes do viaduto da A10 (adaptado de Liquefact, 2017) ................. 27

Figura 4.5- Perfil de sondagem SPT médio para a zona do viaduto da A10 ........................................ 28

Figura 4.6- Perfil de variação de Vs,30, ao longo do perfil da A10 ......................................................... 29

Figura 4.7 - Locais onde foram realizados os ensaios HVSR............................................................... 30

Figura 4.8 - Sensor de velocidade MS 2003+ ....................................................................................... 31

Figura 4.9 - Unidade de aquisição MR 2002 ......................................................................................... 31

Figura 4.10 – GPS ................................................................................................................................. 31

Figura 4.11 - Portátil para registo dos dados ........................................................................................ 31

Figura 5.1 - Valores de f0 para as análises realizadas .......................................................................... 34

Figura 5.2- Valores de A0 para as análises realizadas ......................................................................... 35

Figura 5.3 - Curvas H/V para os pontos no perfil 1 ............................................................................... 36

Figura 5.4- Estimativa do substrato rígido, Z (m) para o perfil 1 ........................................................... 39

Figura 5.5- Curvas H/V para os pontos no perfil 2 ................................................................................ 40


Figura 5.7- Curvas H/V para os pontos no perfil 3 – HVSR 1 a HVSR 6 .............................................. 43

Figura 5.8- Curvas H/V para os pontos no perfil 3 – restantes pontos ................................................. 43


viii

Figura 5.10- Perfil geológico para a zona do viaduto da A10 com perfis de velocidade e curvas H/V

(adaptado de LIQUEFACT,2017) .......................................................................................................... 47

Figura 6.1- Localização dos locais de avaliação do potencial de liquefação ........................................ 50

Figura 6.3- Acelerograma para a ação sísmica local ............................................................................ 52

Figura 6.4- Perfis de Vs em profundidade para os 3 locais a analisar .................................................. 52

Figura 6.5- Variação da distorção máxima, γmax em profundidade para a análise elástica, A1 ............ 53

Figura 6.6- Variação da relação G/Gmax em profundidade para a análise elástica, A1 ......................... 54

Figura 6.7- Variação da resposta sísmica em profundidade para o registo HVSR 5 - L1 ..................... 55

Figura 6.8- Variação da resposta sísmica em profundidade para o registo HVSR 6 - L2 ..................... 56

Figura 6.9- Variação da resposta sísmica em profundidade para o registo HVSR 22 - L3 ................... 56

Figura 6.10 - Tensão de corte em profundidade para L1 ...................................................................... 58



Figura 6.13- Curvas de resistência CRR para as três ações sísmicas consideradas .......................... 61

Figura 6.14- Valores de CSR ação sísmica regulamentar S1 para L1 .................................................. 61


Figura 6.16- Valores de CSR ação sísmica regulamentar S1 para L3 ................................................... 62

Figura 6.17 – FSLiq para ação sísmica regulamentar S1 para L1 ........................................................... 63



Figura 6.20 - Probabilidade de ocorrência de liquefação, PLiq, para ação sísmica S1 para L1 ............. 65





Figura 6.25- Valores de CSR ação sísmica regulamentar S2 para L3 ................................................... 67





ix



Figura 6.32- Valores de CSR para o registo sísmico para local para L1 ............................................... 71



Figura 6.35 – FSLiq para o registo sísmico para L1 ................................................................................ 73



Figura 6.38 - Probabilidade de ocorrência de liquefação, PLiq, para o registo sísmico para L1 ............ 74



Figura 6.41- Índice do potencial de liquefacção, LPI, para os três locais de estudo ............................ 77

Figura 6.42- Variação da tensão de corte para as metodologias MLE e EC-8 ..................................... 77

x

Lista de quadros

Quadro 2.1 – Zonas distintas de comportamento do solo ...................................................................... 3

Quadro 2.2 – Valores a adotar para os parâmetros utilizados nas curvas de Darendeli (2002) ............ 7

Quadro 2.3 – Duração recomendada para o registo ............................................................................. 12

Quadro 2.4 – Critérios propostos pelo projeto SESAME para processamento e análise de dados ..... 13

Quadro 3.1 – Aceleração máxima de referência nas várias zonas sísmicas ....................................... 21

Quadro 3.2 – Coeficiente de importância, γt ......................................................................................... 21

Quadro 3.3 – Valores dos parâmetros definidores do espectro de resposta elástico, Smáx ................. 22

Quadro 3.4 – Probabilidade de ocorrência de liquefação (Chen e Juang, 2000) ................................. 22

Quadro 3.5 – Classificação do risco de ocorrência de liquefação (Sonmez, 2003) ............................. 23

Quadro 4.1 – Valores de Vs,30, ao longo do perfil da A10 .................................................................... 28

Quadro 4.2 – Coordenadas dos registos de ruído ambiente realizados ............................................... 30

Quadro 5.1 – Parâmetros adotados em cada análise ........................................................................... 33

Quadro 5.2 – Valores de f0 para as análises realizadas ....................................................................... 34

Quadro 5.3 – Valores de A0 para as análises realizadas ...................................................................... 34

Quadro 5.4 – Verificação dos critérios SESAME para as análises realizadas ..................................... 35

Quadro 5.5 – Resultados dos registos realizados no perfil 1 ................................................................ 37

Quadro 5.6 – Verificação dos critérios para validação das curvas H/V – perfil 1 ................................. 37

Quadro 5.7 – Estimativa da profundidade do substrato rígido para o perfil 1 ....................................... 38

Quadro 5.8 – Estimativa da profundidade do substrato rígido com valores de Vs,med ....................... 38

Quadro 5.9 – Resultados dos registos realizados no perfil 2 ................................................................ 39

Quadro 5.10 – Verificação dos critérios para validação das curvas H/V – perfil 2 ............................... 41

Quadro 5.11 – Estimativa da profundidade do substrato rígido para o perfil 2..................................... 41

Quadro 5.12 – Estimativa da profundidade do substrato rígido com valores de Vs,med ..................... 42

Quadro 5.13 – Resultados dos registos realizados no perfil 3 .............................................................. 43

Quadro 5.14 – Verificação dos critérios para validação das curvas H/V – perfil 2 ............................... 44

Quadro 5.15 – Estimativa da profundidade do substrato rígido e Vs,med para o perfil 3 ........................ 45

Quadro 5.16 – Estimativa do substrato rígido com base nos resultados dos ensaios CH – perfil 3 .... 45

Quadro 6.1 – Ação máxima regulamentar a considerar para cada acção sísmica .............................. 51

xi

Quadro 6.2 – Ação sísmica a considerar com base em registos sísmicos ........................................... 51

Quadro 6.3 – Comparação dos valores obtidos para a frequência, f0,A1 vs f0,H/V ................................... 54

Quadro 6.4 – Valores obtidos para a análise linear, A2 ........................................................................ 57

Quadro 6.5 – Metodologias adotadas para avaliação do potencial de liquefação................................ 58

Quadro 6.6 – Tensão de corte em profundidade para L1 ...................................................................... 59



Quadro 6.9 – Valores máximos e mínimos de CRR e CSR para S1 ..................................................... 63

Quadro 6.10 – Valores máximos e mínimos FSLiq para ação sísmica regulamentar S1 ....................... 64

Quadro 6.11 – Valores máximos e mínimos de PLiq para a ação sísmica regulamentar S1 ................. 66

Quadro 6.12 – Valores máximos e mínimos de CRR e CSR para S2 ................................................... 68

Quadro 6.13 – Valores máximos e mínimos de FSLiq para a ação sísmica regulamentar S2 ............... 69

Quadro 6.14 – Valores máximos e mínimos de PLiq para a ação sísmica regulamentar S2 ................. 71

Quadro 6.15 – Valores máximos e mínimos de CRR e CSR para a ação sísmica local ...................... 72

Quadro 6.16 – Valores máximos e mínimos de FSLiq para o registo sísmico ....................................... 74

Quadro 6.17 – Valores máximos e mínimos de PLiq para a ação sísmica local .................................... 76

Quadro 6.18 – Índice do potencial de liquefação para L1 ..................................................................... 76



xii

Lista de abreviaturas e símbolos

Variáveis latinas

A0 - Fator de amplificação local da curva HVSR;

CH – Ensaio Cross-hole;

CN - Fator corretivo que depende da tensão efetiva de recobrimento

CPT – Cone Penetration Test;

CRR - Cyclic Resistance Ratio – razão da resistência ciclica;

CRRM=7,5; σ’v=1 - Resistência normalizada para tensão efetiva vertical de 1 atm e magnitude 7,50;

CSR - Cyclic Stress Ratio;

f – Frequência;

f0 - Frequência fundamental;

FC - % fines content – percentagem de finos;

FS,liq - Fator de segurança à liquefacção;

G – Módulo de distorção;

G0 – Módulo de distorção inicial;

Gmáx – Módulo de distorção máximo;

HVSR – Razão espectral entre o movimento horizontal e vertical a partir de ensaios de medição do

ruído ambiente;

IP – Índice de plasticidade;

Kσ - Fator de correção que tem em conta o estado de tensão;

LL – Limite de liquidez;

LPI - Índice de potencial de liquefação (Liquefaction potencial índex);

LTA - Long term average – média a longo prazo;

lw – Length window – extensão da janela;

M – Magnitude do sismo;

MSF – Magnitude scalling factor – fator de escala que tem em conta a magnitude do sismo;

N – Nº de ciclos de carregamento;

NSPT - Nº de pancadas do ensaio SPT;

OCR – Grau de sobreconsolidação;

p’ – Tensão efetiva de confinamento;

PL - Probabilidade de ocorrência de liquefacção;

xiii

S1 – Ação sísmica Tipo 1;

S2 – Ação sísmica Tipo 2;

SPT – Standard Penetration Test;

STA - Short term average – media de curto prazo;

Vs – Velocidade de propagação da onda de corte;

VS,30 - Velocidade média de propagação das ondas de corte nos 30 metros superficiais;

Caracteres gregos

α – Coeficiente sísmico;

γ – Distorção;

γef - Distorção efectiva;

γmax – Distorção máxima;

γte - Distorção linear limite

γtv - Distorção limite sem variação volumétrica;

ξ – Coeficiente de amortecimento;

σ’v - Tensão efetiva vertical;

σ’v0 - Tensão vertical efetiva inicial;

τ - Tensão de corte normalizada;

τe - Tensão de corte efectiva;

τmax - Tensão de corte máxima;

1

1 INTRODUÇÃO

1.1 ENQUADRAMENTO E MOTIVAÇÃO

Ao longo das últimas décadas, foi possível testemunhar danos consideráveis devido a sismos de

diferentes intensidades, em áreas densamente urbanizadas. Exemplo disso são os fortes danos

registados no México (1985), Northridge (1994), Kobe (1995), Izmit (1999), Sichuan (2008),

Christchurch (2011), Topan (2012), Emilia-Romagna (2013) e Canterbury (2016) que causaram

inúmeros prejuízos humanos, materiais e financeiros.

Os danos causados por um sismo estão diretamente relacionados com as condições geotécnicas

locais, pois estas influenciam o movimento do solo. Desde o final do século passado, que os

fenómenos associados às condições geotécnicas locais têm despertado interesse na

comunidade científica, nomeadamente no que diz respeito à estimativa e avaliação dos efeitos

de sítio, no sentido de compreender e mitigar estes mesmos efeitos. Para uma correta avaliação

do fenómeno dos efeitos de sítio sísmicos é necessário, numa primeira fase, proceder a uma

correta caracterização das condições geotécnicas locais, através da definição das camadas que

constituem o local, e correspondentes características desse solo.

O presente estudo foi desenvolvido no âmbito do projeto de investigação europeu H2020

LIQUEFACT – “Assessment and mitigation of liquefaction potential across Europe: a holistic

approach to protect structures / infrastructures for improved resilience to earthquake-induced

liquefaction disasters”, em particular na tarefa que aborda a mitigação de riscos associados à

liquefacção induzida devido à ação sísmica.

Existem diversas metodologias expeditas para avaliação destes efeitos: a metodologia com base

na medição do ruído ambiente com recurso a microtremores tem vindo a ser cada vez mais

utilizada, na medida em que se trata de um método de custo relativamente baixo, não invasivo

que não necessita de mão-de-obra especializada. O método de Nakamura, ou H/V, baseia-se no

registo do ruído ambiental de três componentes da velocidade à superfície do solo e permite

estimar a frequência fundamental de solos, através da relação espetral entre as componentes

horizontal (H) e vertical (V) de cada registo.

1.2 OBJETIVOS

O principal objetivo deste trabalho é avaliar a resposta sísmica de um campo experimental, o

qual foi definido no âmbito do projeto LIQUEFACT. Para tal, numa primeira fase, pretende-se

avaliar a aplicabilidade do método de Nakamura para estimar as características do solo,

nomeadamente a frequência fundamental, f0, e correspondente fator de amplificação local, A0.

Para cada registo realizado, pretende-se determinar a relação espectral entre as componentes

horizontal e vertical, utilizando o software Geopsy, tendo como base as diretrizes para a

2

implementação da técnica de relação espectral H/V, desenvolvidas no âmbito do projeto europeu

SESAME (2004).

Posteriormente, numa segunda fase, com base nos resultados obtidos, pretende-se avaliar o

potencial de liquefação do solo, recorrendo ao método empírico de Seed e Idriss incorporado no

EC8-5. Para cada local, pretende-se avaliar a fiabilidade das curvas provenientes do método H/V

para estimativa dos efeitos de sítio sísmicos.

1.3 ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO

A dissertação foi estruturada de modo a se introduzir de modo gradual as diversas temáticas

relacionadas com o trabalho em questão.

No presente capítulo apresenta-se o enquadramento do tema, assim como os objetivos do

trabalho e a estruturação do texto desta dissertação. No segundo capítulo realiza-se um

enquadramento teórico sobre a avaliação da resposta sísmica, apresentando a forma como o

solo se comporta sob solicitações sísmicas; são introduzidos o método linear equivalente e o

método de Nakamura, descrevendo-se as recomendações que devem ser implementadas em

estudos de efeitos de sítio, previstas no projeto SESAME.

No terceiro capítulo, realiza-se um enquadramento teórico sobre a suscetibilidade à liquefação,

apresentando as diferentes propostas que existem para avaliar este fenómeno; assim como as

propostas para classificação tendo em conta os índices de risco.

No quarto capítulo, descrevem-se todos os passos da campanha experimental do trabalho.

Apresenta-se a caracterização geológica e geotécnica da zona que foi escolhida para este

estudo; a metodologia adotada para realização da campanha; os locais onde os registos foram

realizados; o equipamento utilizado; a forma como os registos foram analisados e os critérios a

verificar para que os resultados obtidos sejam válidos.

No quinto capítulo realiza-se a análise e discussão dos resultados obtidos dos ensaios realizados

na campanha experimental, apresentado as curvas H/V obtidas, assim como os valores para a

frequência fundamental, f0, e para o fator de amplificação local, A0. São ainda apresentados os

resultados do estudo de sensibilidade que foi realizado com o objetivo de avaliar a influência de

diversos parâmetros nas curvas obtidas.

No sexto capítulo, com base nos resultados obtido no capítulo 5, e com base na informação

geotécnica disponível, avalia-se o potencial de liquefação em três zonas distintas. Inicialmente

definem-se os perfis de terreno, para posterior aplicação do método linear equivalente. De

seguida, avalia-se o potencial de liquefação considerando dois tipos de ação, nomeadamente, a

ação sísmica regulamentar, prevista no EC-8, e uma ação sísmica local definida com base em

registos sísmicos.

No sexto e último capítulo, apresenta-se uma síntese dos principais resultados analisados ao

longo do trabalho, bem como os desenvolvimentos futuros passíveis de serem realizados.

3

2 AVALIAÇÃO DA RESPOSTA SÍSMICA LOCAL

Nos últimos anos, verificou-se que uma das causas naturais que tem causado mais danos,

humanos, materiais e financeiros, é a ação sísmica. Os danos verificados dependem não só do

tipo de ação sísmica (intensidade, distancia epicentral, duração), mas também das

características locais, nomeadamente tipo de construção e formações geológicas (Natarajan e

Rajendran, 2014; Panzera et al., 2017).

A resposta sísmica local depende de múltiplos fenómenos físicos (ex: reflexões e difrações de

onda; efeitos de ressonância; comportamento não linear do solo) o que pode implicar uma

amplificação ou atenuação das ondas sísmicas registadas junto à superfície, causando uma

elevada variação nos movimentos registados (Panzera et al., 2017).

2.1 COMPORTAMENTO DO SOLO SOB AÇÕES CÍCLICAS

Para avaliação da resposta do solo, quando sujeito a ações cíclicas, como é o caso de uma ação

sísmica, é necessário determinar as propriedades dinâmicas dos solos, nomeadamente as

curvas que relacionam o módulo de distorção G e o coeficiente de amortecimento, ξ, com o nível

de distorção, γ das várias camadas de solo (Díaz-Rodriguez e López-Molina,, 2008), recorrendo

às propostas de Darendeli (2001).

Quando sujeito a uma ação sísmica, os solos apresentam comportamentos distintos, não só

consoante o tipo de carregamento, mas também consoante o nível de deformação. Para um tipo

de carregamento cíclico, como é o caso da ação sísmica, distinguem-se padrões de

comportamentos dos solos face ao nível de deformações impostos. De forma a analisar o

comportamento dos solos, Jardine (1992) e Vucetic (1994), descreveram o seu comportamento

através da delimitação de zonas com distintos comportamentos (Quadro 2.1).

Quadro 2.1 – Zonas distintas de comportamento do solo

MODELO

Comportamento do solo JARDINE (1992) VUCETIC (1994)

Carregamentos monotónicos

Carregamentos cíclicos

Zona I Zona A

Muito pequenas distorções Elástico linear

Zona II Zona B

Pequenas distorções Elástico não linear ou ligeiramente

elastoplástico

Zona III Zona C

Médias a grandes distorções Elastoplástico

Sup. Y3 - Elastoplástico

Jardine (1992) define diferentes zonas de comportamento distinto do solo ( Figura 2.1), em que

a zona I, limitada pela superfície de cedência Y1, corresponde à região onde se verifica um

comportamento elástico linear, com distorções na ordem de γ ≈ 10-6 ou 10-5, a qual é mais

extensiva nos solos argilosos de alta plasticidade, em que a rigidez ao corte do solo é

caracterizada pelo módulo de distorção máximo (Gmáx) ou inicial (G0). Nesta região o solo exibe,

4

teoricamente, amortecimento nulo. A zona II, limitada pela superfície de cedência Y2,

corresponde à zona em que o comportamento é não linear, com distorções na ordem de γ ≈ 10-

4 ou 10-3, mas em ciclos de carga-descarga o solo recupera na totalidade, sem que se registem

deformações permanentes, mas onde é possível verificar um comportamento histerético. Na

zona III, o comportamento do solo é caracterizado por deformações permanentes que são cada

vez mais significativas à medida que a superfície de cedência Y3 é atingida.

Figura 2.1- Tipos de comportamentos (adaptado de Jardine,1992)

Vucetic (1994) na análise do comportamento do solo sob ações cíclicas, identificou dois tipos de

distorção limite (Figura 2.2). No caso de um solo sujeito a uma ação que provoque deformações

no domínio das pequenas distorções, existe um valor limite da distorção, abaixo do qual não

ocorre variação volumétrica permanente ou geração de excesso de pressão intersticial no solo.

A este valor limite, designa-se por distorção limite sem variação volumétrica, γtv. Para níveis de

distorção superiores a γtv começam a verificar-se alterações na estrutura do solo e a sua rigidez

depende do número de ciclos de carregamento, podendo então, definir-se um módulo secante,

G, de acordo com o número de ciclos de carregamento, N. Para níveis de distorção inferiores a

γtv, é possível identificar um outro limite abaixo do qual se verifica um comportamento elástico

linear do solo, o qual é definido como distorção linear limite, γte. Vucetic (1992) mostrou ainda

que as curvas associadas a estas distorções limite, são aproximadamente paralelas e afastadas

entre si por um ciclo e meio logarítmico em distorção ( Figura 2.2).

Figura 2.2 - Valores de γte e de γt

v em função do Índice de plasticidade (IP) (Santos, 2012)

5

Estes dois limites, apoiam a definição de três zonas distintas de comportamento nas curvas que

relacionam G/G0 e ξ, com a distorção, γ (Figura 2.3).

Figura 2.3 - Comportamento dos solos sob ações de corte cíclicas (Santos, 2012)

2.2 CURVAS DE RIGIDEZ E AMORTECIMENTO PROPOSTAS POR DARENDELI

Em 2001, Darendeli desenvolveu um estudo, o qual tinha como objetivo principal reavaliar um

conjunto de curvas empíricas correntemente utilizadas na análise da resposta sísmica,

nomeadamente as curvas de rigidez do módulo de distorção (G/Gmáx – γ) e as curvas de

amortecimento (ξ- γ), com base num vasto conjunto de informação proveniente de ensaios

cíclicos realizados sobre amostras de solo intactas.

Um dos aspetos fundamentais deste estudo é o de estimar não apenas valores médios para as

curvas de rigidez e as curvas de amortecimento, assim como lidar com a incerteza que está

associada a estes valores (Darendeli, 2001). Para realização deste estudo, foram analisadas um

total de 110 amostras de solo intactas, recolhidas em 20 locais. Consoante a sua classificação

granulométrica, as amostras foram agrupadas da seguinte forma:

Areias com conteúdo em finos <12%, designadas por “areias puras”.

Areias com conteúdo em finos> a 12%, designadas por “areias com finos”;

Siltes;

Argilas.

No desenvolvimento destas curvas, Darendeli estudou a influência de diversos parâmetros nas

propriedades dinâmicas do solo, nomeadamente: i) granulometria; ii) tensão de confinamento,

p’; iii) grau de sobreconsolidação, OCR; iv) índice de plasticidade, IP; frequência da ação, f;

número de ciclos de carga, N.

A curva de rigidez do módulo de distorção, (G/Gmáx – γ) é obtida com base na equação (2.1).

5

r

máx1

1

G

G

(2.1)

6

Em que:

G/Gmáx – Módulo de distorção normalizado;

γ - Distorção;

γr – Distorção de referência, dada pela equação (2.2);

421r 'pIPOCR 3

(2.2)

Em que:

OCR – Grau de sobreconsolidação;

IP – Índice de plasticidade (%);

P’ – Tensão efetiva de confinamento (atm),

Φ1, Φ2, Φ3, Φ4, Φ5, - parâmetros que relacionam a curva de redução do módulo de

distorção normalizado com o tipo de solo (Quadro 2.2).

A curva de amortecimento do material, (ξ- γ), depende da curva de redução do módulo de

distorção (G/Gmáx – γ) e é definida com base na lei de Masing, assumindo que a mesma é válida,

dada pela equação (2.3).

mingsinMaF

(2.3)

Em que:

fln1'pOCRIP 1076min98

(2.4)

1,0

maxG

GbF

(2.5)

)Nln(b 1211 (2.6)

31a,gsinMa3

21a,gsinMa21a,gsinMa1gsinMa ccc (2.7)

2

ln

41

R

2

R

RR

1a,gsinMa (2.8)

0003,0+0002,10+0005,0=c

0095,00710,00805,0=c

2523,0+8618,1+143,1=c

5253

5252

5251

(2.9)

Nas expressões anteriores:

ξmin – Coeficiente mínimo de amortecimento;

ξmasing – Coeficiente de amortecimento com base na lei de Masing;

b – Fator de escala;

N – Nº de ciclos de carregamento;

f – Frequência de carregamento [Hz];

7

Φ6, Φ 7, Φ8, Φ9, Φ10, Φ11, Φ12 - parâmetros que relacionam a curva de redução do módulo

de distorção normalizado com o tipo de solo (Quadro 2.2)

Quadro 2.2 – Valores a adotar para os parâmetros utilizados nas curvas de Darendeli (2002)

Areias puras Areias com finos Siltes Argilas

Média Variância Média Variância Média Variância Média Variância

Φ1 4,74E-02 9,62E-06 3,34E-02 2,06E-06 4,16E-02 5,18E-06 2,58E-02 5,68E-06

Φ 2 -2,34E-03 1,63E-07 -5,79E-05 8,09E-09 6,89E-04 7,74E-09 1,95E-03 1,84E-08

Φ 3 2,50E-01 1,00E-02 2,49E-01 9,94E-03 3,21E-01 7,56E-03 9,92E-02 1,64E-03

Φ 4 2,34E-01 1,08E-03 4,82E-01 7,46E-04 2,80E-01 8,63E-04 2,26E-01 3,48E-04

Φ 5 8,95E-01 4,30E-04 8,45E-01 1,49E-04 1,00E+00 4,10E-04 9,75E-01 1,60E-04

Φ 6 6,88E-01 7,82E-03 8,89E-01 5,86E-03 7,12E-01 3,55E-03 9,58E-01 2,93E-03

Φ 7 1,22E-02 2,43E-05 2,02E-02 1,91E-05 3,03E-03 2,65E-06 5,65E-03 2,79E-06

Φ 8 -1,00E-01 2,50E-03 -1,00E-01 2,50E-03 -1,00E-01 2,50E-03 -1,00E-01 2,50E-03

Φ 9 -1,27E-01 4,00E-03 -3,72E-01 1,83E-03 -1,89E-01 1,95E-03 -1,96E-01 5,21E-04

Φ10 2,88E-01 3,14E-03 2,33E-01 1,35E-03 2,34E-01 2,60E-03 3,68E-01 1,19E-03

Φ11 7,67E-01 1,59E-03 7,76E-01 7,71E-04 5,92E-01 8,09E-04 4,66E-01 2,69E-04

Φ12 -2,83E-02 2,79E-05 -2,94E-02 1,70E-05 -7,67E-04 1,61E-05 2,23E-02 7,13E-06

2.3 EFEITOS DE SÍTIO SÍSMICOS

Os efeitos de sítio têm um papel extremamente importante na avaliação dos danos associados

a um sismo, referindo-se aos efeitos que as condições geológicas locais, geomorfologia e

características geotécnicas das camadas que compõem o solo, provocam no movimento sísmico

registado (Stanko et al., 2017; Gautam e Chamlagain, 2016; Chávez-Garcia, 2007).

Conforme mencionado anteriormente, ao longo das últimas décadas, registaram-se sismos de

elevada intensidade nos quais foi possível concluir que os elevados danos registados, estão

maioritariamente relacionados com as condições geológicas locais, em comparação com os

efeitos devido à proximidade do sismo (Stanko et al., 2017).

Em termos gerais, os efeitos de sitio têm sido reconhecidos como fatores importantes, na medida

em que estes afetam profundamente as características relacionadas com o movimento sísmico,

nomeadamente, a amplitude, o conteúdo em frequência e ainda a sua duração (Stanko et al.,

2017; Stamati et al., 2016; Santos et al., 2002). A amplitude do movimento sísmico é de facto um

fator significante, na medida em que é um parâmetro chave na determinação e avaliação do grau

de dano associado a um sismo (Ghofrani e Atkinson, 2014; Chávez-Garcia, 2007).

Os efeitos de sitio podem ser estimados através de medições diretas, in situ, do movimento

sísmico (registos sísmicos) ou então através de métodos indiretos, nos quais os efeitos de sítio

podem ser avaliados com base em métodos de cálculo.

As medições diretas, in situ, do movimento sísmico são a abordagem mais precisa. No entanto,

esta abordagem apenas é possível de adotar em áreas caracterizadas por terem sismicidade

8

relativamente elevada, na medida em que necessita de muitos registos sísmicos, para que seja

possível estimar um fator de amplificação para o local (Chávez-Garcia, 2007).

As vias indiretas têm a principal vantagem de permitirem uma maior flexibilidade, na medida em

se baseiam na modelação das características do local com mais ou menos detalhe.

Também os métodos baseados no registo do ruído ambiente têm sido cada vez mais utilizados,

dado o seu baixo custo e facilidade de aplicação e sobretudo por dependerem das características

do terreno (Natarajan e Rajendran, 2014; Ghofrani e Atkinson, 2014; Chávez-Garcia, 2007; Fäh

et al., 2001).

2.4 MÉTODO LINEAR EQUIVALENTE - MLE

Conforme mencionado anteriormente, um solo quando sujeito à ação sísmica, apresenta um

comportamento não linear, complexo. Para simular o comportamento não linear do solo, é

comum recorrer ao método linear equivalente. Este, é um modelo iterativo, em que se

compatibiliza as propriedades dinâmicas do solo utilizadas na análise linear, nomeadamente o

módulo de distorção, G, e o coeficiente de amortecimento, ξ, com o nível de distorção, γ, em

cada uma das camadas de um solo.

O processo iterativo recorre às curvas (G/Gmáx – γ) e (ξ- γ) definidas de acordo com o especificado

no ponto 2.1, e consiste na determinação das propriedades dinâmicas G e ξ, e correspondente

distorção efetiva, γef, para cada camada de solo.

Para cada camada j e para cada iteração (i), a distorção efetiva é dada pela equação (2.10).

)i(,jmax,)i(,j,ef R (2.10)

1M1,0R (2.11)

Em que γmax é a distorção máxima e Rγ é a razão entre o valor da distorção máxima e a distorção

efetiva. Esta razão, Rγ, dado pela equação (2.11), varia entre 0,5 e 0,7 para sismos com

magnitude entre 6 e 8 respetivamente. No entanto, a resposta dinâmica não é muito sensível a

este rácio, sendo correntemente adotado o valor de 0,65 (Santos et al., 2002).

Partindo do novo valor de γef para cada camada de solo, são calculados os novos valores das

propriedades dinâmicas G e ξ, repetindo-se o processo até que se verifique a convergência para

os valores das propriedades dinâmicas em cada camada. Esta convergência é normalmente

rápida, admitindo-se que é alcançada quando o erro entre duas iterações consecutivas, em todas

as camadas, é inferior a por ex.1 %.

Trata-se de um modelo que apresenta diversas vantagens, sobretudo devido a ser simples de

utilizar, o que faz com que seja correntemente utilizado. No entanto, tem a principal desvantagem

de, como se trata de um modelo de natureza linear, não permite estimar deformações

permanentes, o que limita a sua utilização em casos em que se verificam grandes deformações

do solo (Santos et al., 2002).

9

Existem diversos programas que foram desenvolvidos para aplicar o método linear equivalente,

destacando-se o SHAKE (Schnabel et al., 1972) , o EERA (Bardet et al., 2000) e o STRATA

(Kottke et al., 2010).

2.5 MÉTODO DE NAKAMURA OU H/V

Ao longo das últimas décadas a gravidade dos danos causados por eventos sísmicos está

diretamente relacionada com as condições locais. O recurso ao registo de ruído ambiente permite

proceder à caracterização sísmica de um determinado local de uma forma rápida e com uma boa

razão custo-benefício. Este procedimento não requer a execução de furo de sondagem, ou

galeria subterrânea, e o equipamento é facilmente transportado e colocado em campo, à

superfície do terreno.

Este método foi inicialmente desenvolvido por Nogoshi e Igarashi (1971), no entanto, ganhou

uma maior importância devido às sucessivas aplicações por Nakamura, para avaliação da

resposta sísmica local. O método proposto por Nakamura (1989, 2000) para interpretação de

registos de ruído ambiente, é muito utilizada no âmbito de estudos de microzonamento sísmico

(Naccio, D. et al., 2017).

Este método, também conhecido por método HVSR (Horizontal to Vertical Spectral Ratio) baseia-

se na medição do ruído ambiente à superfície, permitindo estimar as características dinâmicas

de camadas superficiais, nomeadamente a frequência fundamental, f0, e o fator de amplificação

local, A0, recorrendo à razão espetral que é possível estabelecer entre as componentes

horizontais e verticais (H/V) de um registo de ruído ambiente (Rosa-Cintas et al., 2017)

A interpretação da razão espectral H/V está relacionada com a composição do campo das ondas

sísmicas responsável pela vibração ambiente, que por sua vez depende das fontes de vibração

e da estrutura geológica do terreno. Segundo Nakamura, o ruído ambiente que é registado à

superfície é causado essencialmente por ondas Rayleigh e por ondas P e S.

Considerando a hipótese de uma bacia sedimentar (Figura 2.4), a componente espectral

horizontal e vertical à superfície da bacia pode ser dada pela equação (2.12).

sbvf

sbhf

VVAV

HHAH

(2.12)

Em que Ah e Av são os fatores de amplificação do movimento horizontal e vertical das ondas

volúmicas verticais incidentes; Hb e Vb são os espectros do registo horizontal e vertical na base

da bacia sedimentar; Hs e Vs são os espectros do registo horizontal e vertical devido às ondas

Rayleigh.

10

Figura 2.4- Estrutura geológica típica de uma bacia sedimentar

Na fundamentação do método, Nakamura teve que assumir a hipótese de que a componente

vertical do registo do ruido ambiente à superfície, não sofre alterações, mantendo as

características do substrato rochoso, permitindo assim remover o efeito das ondas superficiais

da componente horizontal dos registos (Nakamura, 2008). Apesar de ser uma técnica que tem

sido validada através da realização de ensaios em zonas onde a geologia é relativamente

conhecida, os fundamentos teóricos ainda não são consensuais (Natarajan e Rajendran, 2014;

Sánchez-Sesma et al., 2011).

Com base na equação (2.13), é possível estimar a profundidade do substrato sísmico, Z, com

base nos valores de f0. Nesta equação, a e b são parâmetros que resultam do ajuste de valores

medidos em condições geotécnicas especificas. Por exemplo, Ibs-von Seht e Wohlenberg (1999)

propôs a = 96 m; b = -1,388 enquanto Parolai et al. (2002), a = 108 m; b = -1,551.

b0afZ

(2.13)

Admitindo a propagação vertical das ondas S em meio visco-elástico, Vs, a frequência

fundamental, f0, relaciona-se com a velocidade de propagação das ondas de corte e a

profundidade do substrato sísmico, Z, através da equação (2.14).

Z4

Vf s0

(2.14)

Relativamente aos resultados adotando este método, enquanto a maior parte dos estudos

concordam na validade do valor obtido para a frequência fundamental, f0, o valor obtido para o

fator de amplificação local, A0, já é considerado como sendo um valor menos viável, sendo na

maioria dos casos um valor subestimado (Parolai et al., 2014; Haghshenas et al., 2008), ou sendo

apenas válido em zonas geológicas relativamente simples (Lermo et al., 1994; Field e Jacob,

1995).

No entanto, para além de, na maioria dos casos, subestimar o valor do fator de amplificação

local, A0,(Ghofrani e Atkinson, 2014), este método tem também a desvantagem de ser uma

técnica que não é suficiente para caracterizar efeitos de sítio, em condições complexas.

11

2.6 PROCESSAMENTO DAS CURVAS HVSR

O Projeto SESAME (Site EffestS assessment using AMbient Excitations) (2004) foi um projeto

Europeu cujo objetivo principal foi o de estudar em detalhe, a utilização de metodologias

desenvolvidas com base na medição do ruído ambiente, de forma a avaliar a sua aplicação no

estudo de efeitos de sítio.

Foram analisados inúmeros registos de ruído ambiente, a partir dos quais foram definidos, os

requisitos e procedimentos/recomendações que devem ser adotados, não só para a realização

das medições in situ, mas também para análise dos registos, processamento dos dados e

interpretação dos resultados obtidos, para obtenção das curvas H/V, tendo sido elaborado um

documento “ Guidelines for the Implementatiom of the H/V Spectral Ratio Technique on Ambient

Vibrations – Measurements, Processing and Interpretation” no ano de 2004.

2.6.1 REQUISITOS TÉCNICOS

Numa primeira fase deve-se analisar a informação geológica disponível sobre a área que vai ser

estudada, devendo-se ter particular atenção, às diferentes formações geológicas existentes, a

profundidade do substrato assim como a possível existência de estruturas 2D ou 3D. Dos

inúmeros casos analisados pelos diversos participantes no projeto, foi possível avaliar a

influência de alguns parâmetros nas curvas H/V obtidas, nomeadamente: i) parâmetros do

registo; ii) duração do registo; iii) espaçamento entre medições; iv) instalação do sensor; v)

estruturas existentes na proximidade; vi) condições climatéricas.

Parâmetros do registo

O ganho do aparelho deve ser ajustado para o valor máximo admissível, sem

saturação do sinal;

Frequência de aquisição de 50 Hz é suficiente, no entanto, um valor superior não

influencia a curva H/V obtida;

Duração do registo

Para que o registo seja considerado como representativo é necessário garantir que

f0, seja superior a 10/lw (f0 > 10/lw) em que lw é a duração da janela em segundos;

O registo deve ter um nº elevado de janelas (nw) e de ciclos (nc), sendo recomendável

que o nº de ciclos, nc = nw.lw.f0 > 200.

Durante o registo podem existir interferências que contaminam o registo, sendo necessário

remover estes instantes, por isso é recomendável e necessário que os registos tenham uma

duração aumentada, para que a curva H/V seja de boa qualidade.

No Quadro 2.3 estão mencionados os valores recomendados, consoante o valor de f0 que se

pretende estudar/obter.

12

Quadro 2.3 – Duração recomendada para o registo

f0 [Hz]

Valor mínimo para

lw [s]

Número de ciclos (nc)

mínimo

Nº de janelas (nw) mínimo

Duração mínima útil do

sinal [s]

Duração mínima recomendável para o

registo [min]

0,20 50 200 10 1000 30’

0,50 20 200 10 400 20’

1 10 200 10 200 10’

2 5 200 10 100 5’

5 5 200 10 40 3’

10 5 200 10 20 2’

Espaçamento entre medições

Espaçamento a adotar inicialmente deve ser na ordem de 500 m entre medições.

Nos casos onde existe uma elevada variação lateral dos resultados, a malha deve

ser mais densificada, diminuindo o espaçamento (por ex: 250 m);

Para avaliar um único local, devem realizados no mínimo três registos.

Instalação do sensor

O sensor deve ser instalado sempre que possível, horizontalmente sobre o solo. A

colocação sobre asfalto ou um pavimento de betão, conduz a bons resultados,

enquanto medições em solos moles, gravilha, solos não-compactados, etc., devem

ser analisadas com uma maior atenção;

O sensor deve ser colocado diretamente no solo, com exceção de casos especiais

(ex: declive acentuado), nos quais pode ser necessário uma interface;

Medições realizadas sobre relva não afetam os resultados obtidos, desde que o

sensor esteja em contacto direto com o solo, e não esteja assente sobre a relva.

Para registos realizados em relva em dias de vento, os resultados obtidos são

afetados, principalmente nas frequências inferiores a 1 Hz;

Evitar registos em solos moles e em solos saturados (após precipitação intensa).

Estruturas existentes na proximidade

Fazer registos junto a estruturas existentes, tais como edifícios, árvores, etc., pode

influenciar os resultados obtidos, uma vez que existe uma clara evidência que o

movimento deste tipo de estruturas pode introduzir perturbações nos resultados

obtidos, nomeadamente nas baixas frequências;

Não é possível definir uma distância mínima que minimize ao máximo a influência

que este tipo de estruturas pode induzir nos resultados obtidos, na medida em que

a distância depende de inúmeros fatores externos (tipo de estrutura, intensidade do

vento, tipo de solo, etc.);

Não devem ser feitos registos sobre parques subterrâneos, ou zonas onde existam

condutas enterradas, podem alterar significativamente os resultados obtidos.

13

Condições climatéricas

O vento é possivelmente a ação que mais influencia os resultados obtidos. Não é

recomendável fazer registos em dias onde a intensidade do vento é elevada. Esta

ação introduz perturbações significativas, especialmente nas baixas frequências;

Em dias de precipitação intensa não devem ser feitos registos, porque os resultados

podem ser afetados, enquanto precipitação pouco intensa pouco influencia o

resultado obtido;

Em dias de temperatura extremamente elevada ou baixa, deve-se ter em conta as

recomendações do fabricante, nomeadamente no que diz respeito a cuidados a ter

com o equipamento.

2.6.2 PROCESSAMENTO E ANÁLISE DOS DADOS

No que diz respeito ao processamento e análise dos dados, deve-se ter em conta a necessidade

de obedecer a diversos critérios para que os resultados obtidos sejam fiáveis, devendo ser

verificados critérios para obter uma curva H/V fiável e critérios para obter um pico bem definido

na curva H/V, os quais estão indicados no Quadro 2.4.

Quadro 2.4 – Critérios propostos pelo projeto SESAME para processamento e análise de dados

Critérios para obter uma curva H/V fiável:

i. f0 > 10/lw

e

ii. nc(f0) > 200

e

iii. σA (f) < 2 para 0.5f0<f<2f0 se f0>0.50 Hz

ou

iv. σA (f) < 3 para 0.5f0<f<2f0 se f0<0.50 Hz

lw – duração da janela:

nw – número de janelas selecionadas para determinar a curva H/V;

nc = lw.nw.f0 = número de ciclos

f – Frequência

fsensor – frequência de corte do sensor

f0 - frequência de pico para a curva H/V

σf - Desvio padrão da frequência de pico da curva H/V (f0 ± σf)

ε(f0) - valor limite para a condição de estabilidade σf < ε(f0)

A0 - Amplitude de pico da curva H/V para a frequência f0

AH/V (f) - Amplitude da curva H/V para a frequência f

f- - frequência entre f0/4 e f0 para a qual AH/V (f-)<A0/2

f+ - frequência entre f0/4 e f0 para a qual AH/V (f+)<A0/2

σA (f) – “desvio padrão” de AH/V (f). σA (f) é o factor pelo qual a curva H/V média de AH/V (f) deve ser multiplicada ou dividida

σlogH/V (f) – desvio padrão da curva logAlogH/V (f). σlogH/V (f) é um valor absoluto que deve ser adicionado ou subtraído à curva média logAlogH/V (f)

θ(f0) – valor limite para a condição de estabilidade σA (f0) < θ(f0)

Vs,av – valor médio da velocidade de propagação das ondas S em todas as camadas

Vs,surf - valor médio da velocidade de propagação das ondas S na camada mais à superficie

h – Profundidade do substrato rochoso

hmin – estimativa do limite inferior de h

Critérios para obter um pico bem definido na curva H/V:

(é necessário garantir pelo menos 5 dos 6 critérios)

i. Ǝ f- ϵ [f0/4, f0] | AH/V (f-)<A0/2

ii. Ǝ f+ ϵ [f0/4, f0] | AH/V (f+) <A0/2

iii. A0>2

iv. fpico [AH/V (f+) ± σA (f)] = f0 ± 5%

v. σf < ε(f0)

vi. σA (f0) < θ(f0)

14

Valores limite para σf e σA (f0)

Gama de frequência [Hz] < 0,20 0,20-0,50 0,50-1,00 1,00-2,00 >2,00

ε(f0) [Hz] 0,25 f0 0,20 f0 0,15 f0 0,10 f0 0,05 f0

θ(f0) para σA (f0) 3,00 2,50 2,00 1,78 1,58

Log θ(f0) para σlogH/V (f) 0,48 0,40 0,30 0,25 0,20

O primeiro critério a verificar está relacionado com a fiabilidade da curva H/V. Uma curva fiável,

significa que a curva obtida com os parâmetros que foram definidos, é representativa de outros

tipos de curvas que podem ser obtidas com outro aparelho, ou adotando outros parâmetros no

processamento de dados, nomeadamente número e duração das janelas. Nos casos em que tal

não acontece, é aconselhável fazer novo processamento dos dados, variando os valores dos

parâmetros.

Relativamente à “forma” do pico, para que o mesmo seja considerado como bem definido, é

necessário que 5 dos 6 critérios sejam cumpridos, podendo dessa forma afirmar que o valor

obtido para, f0, corresponde a uma estimativa bastante fiável da frequência fundamental.

Nos casos em que o valor da amplitude local, A0, é superior a 4, pode-se afirmar que existe um

grande contraste de impedância a uma determinada profundidade. No entanto, é ainda

importante verificar, nos casos em que o pico resultante é bem definido, se não é de origem

industrial.

2.6.3 INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS

Após verificação dos critérios indicados na secção anterior e análise das curvas H/V obtidas, é

necessário interpretar os resultados obtidos, especialmente no que diz respeito à(s) frequência(s)

de pico f0(f1) resultantes da curva H/V.

Única frequência evidente, f0, sem ser de origem industrial, então a zona de estudo

apresenta um grande contraste de impedância (A0> 4) a uma determinada profundidade,

sendo muito provável uma amplificação do movimento à superfície. Nestes casos existe

80% de probabilidade de a amplificação, em torno da frequência, f0, ser superior à

amplitude local, A0, obtida para a curva H/V;

Curva com duas frequências, f0 e f1, que satisfazem os critérios, é devido a:

i) velocidade na camada superficial muito baixa; ii) substrato rochoso é um material muito

rígido; iii) existem dois grandes contrastes de impedância a duas diferentes escalas. A

amplitude é significativa para uma determinada gama de frequências, começando em f0

e estendendo-se a f1;

Picos associados a frequências de origem industrial não devem ser considerados;

Picos associados a frequências baixas (f0 <1 Hz) não se devem tirar conclusões da curva

H/V obtida. Ao realizaram-se medições noutros pontos nas imediações do local se os

resultados forem idênticos, e se estivermos na presença de solos “rijos”, então os

registos devem ser repetidos, mas alterando os parâmetros do registo, aumentando a

15

duração do registo ou adotando uma frequência de aquisição inferior e, se possível,

realizar o registo durante a noite, ou em condições climatéricas mais favoráveis;

Curva H/V com pico amplo, não é fácil extrair alguma conclusão do mesmo, o valor pode

depender dos diversos parâmetros definidos no processamento de dados. O

aparecimento deste tipo de picos pode também dever-se ao facto existir uma interface

subterrânea inclinada entre uma camada mais macia e uma camada mais dura;

Curva H/V com amplitude, por exemplo superior a 10 ou inferior a 0.10, é provável que

tenha ocorrido algum problema no registo;

Curva obtida é plana (valores de frequência entre 0.50 e 2.00 Hz) sem a existência de

pico bem definido, é provável que estejamos na presença de um solo sem que exista um

contraste nítido no valor da impedância (A0< 4) a nenhuma profundidade, no entanto, tal

não significa que não exista nenhuma amplificação no local.

16

3 SUSCETIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO

3.1 O QUE É O FENÓMENO DA LIQUEFAÇÃO

O fenómeno da liquefação de um determinado solo, corresponde à diminuição da tensão efetiva

do solo devido a um aumento das pressões intersticiais, ao ponto de se verificar a perda total da

resistência deste, passando o mesmo a comportar-se como um líquido (Martin et al., 1975;

Castro e Poulos, 1977; Marcuson, 1978; De Groot et al., 2006; Sumer et al., 2007;

Sawicki et al., 2015;).

O fenómeno da liquefação tem sido alvo de inúmeros estudos. No entanto, apenas em 1964,

após os sismos de Niigata (Japão) e Alaska (E.U.A) começaram a ser desenvolvidos estudos de

investigação a fim de determinar a resistência de um solo à liquefação (Seed et al., 2003).

A liquefação ocorre maioritariamente em solos granulares, caracterizados como soltos a

moderadamente densos, como é o caso de areias e/ou siltes. Este tipo de solos, quando sujeitos

a uma carga cíclica rápida, podem sofrer uma diminuição do seu volume, o que resulta num

aumento da pressão intersticial e a uma redução da tensão efetiva (Sumer et al., 2007).

À medida que a liquefação ocorre, a camada de solo perde rigidez e resistência, o que origina a

ocorrência de elevadas deformações. Em solos moderadamente densos a densos, este

fenómeno dá origem a um “amolecimento” do solo e a um consequente aumento dos esforços

de corte. No entanto, devido à tendência que o solo tem em dilatar, quando sujeito a esforços de

corte, verifica-se uma menor perda de resistência do solo, o que faz com que as deformações

no solo sejam menores (Youd et al., 2001; Sumer et al., 2007).

3.2 AVALIAÇÃO DA SUSCETIBILIDADE À LIQUEFAÇÃO

O potencial de liquefação também pode ser avaliado com recurso a ensaios laboratoriais,

nomeadamente ensaios de torção cíclica e/ou ensaios triaxiais cíclicos em amostras intactas, ou

seja, recolhidas in situ, sem sofrerem nenhuma alteração. No entanto, a capacidade de recolha

de amostras intactas in situ em areias soltas submersas é muito limitada (Martin et al., 1975;

Sumer et al., 2007).

A suscetibilidade de liquefação de um solo pode ser expresso através da razão entre o Cyclic

Stress Ratio (CSR), que expressa a tensão de corte cíclica normalizada induzida e o Cyclic

Resistance Ratio (CRR), que expressa a tensão de corte resistente normalizada, que é em geral

estimada a partir de ensaios de campo.

Devido à dificuldade em obter amostras de solo intactas para realização de ensaios laboratoriais,

para avaliação do potencial de liquefação, é comum o recurso a relações empíricas com base

em ensaios realizados in situ, nomeadamente: ensaios SPT; ensaios CPT; ensaios de medição

de velocidade de ondas de corte (Vs), entre outros (Martin et al., 1975; Sumer et al.,

2007;Boulanger e Idriss, 2014).

17

Dos diversos métodos, as correlações mais utilizadas, estudadas e desenvolvidas ao longo das

últimas décadas são as relacionadas com os ensaios SPT e CPT. O desenvolvimento das

correlações relacionadas com os ensaios SPT, teve início em 1966, com a proposta de Kishida,

sofrendo diversos desenvolvimentos até à proposta de Seed et al. (1984, 1985) que definiu os

parâmetros a considerar na avaliação do potencial de liquefação durante cerca de duas décadas

(Youd et al., 2001; Boulanger e Idriss, 2014). Ao longo dos últimos anos, foram apresentadas

alterações às propostas de Seed et al (1984, 1985), nomeadamente os estudos desenvolvidos

por Boulanger e Idriss (2008,2010). Neste estudo, a curva do potencial de liquefação recolhida a

partir dos dados históricos disponíveis, foi ajustada considerando uma tensão efetiva vertical, σ’v

= 1 (atm) para um sismo com magnitude, M = 7,50 (Figura 3.1).

Figura 3.1- Exemplo das curvas de potencial de liquefação obtidas com base nos ensaios SPT propostas

por Boulanger e Idriss (2014)

No presente trabalho não foi realizada a verificação da segurança à liquefação com recurso aos

resultados dos ensaios CPT, daí não ser apresentada de seguida a metodologia a adotar nos

casos em que são utilizados os resultados destes ensaios.

3.2.1 CÁLCULO DO VALOR DE CSR

Na avaliação do potencial de liquefação de um solo, o valor CSR pode ser determinado através

da metodologia proposta pela NP EN 1998-5 (2010), ou então recorrendo à metodologia proposta

por Boulanger e Idriss (2014).

3.2.1.1 Metodologia adotada pelo EC8

A metodologia proposta pelo EC8-5, é uma relação empírica, a qual relaciona o valor da tensão

de corte normalizada, τ, com o valor corrigido do resultado do ensaio SPT. Para esta abordagem,

o valor CSR devido à ação sísmica, a uma determinada profundidade é dado pela equação (3.1)

v

e

'σ

τCSR

(3.1)

18

Em que σ’v0, corresponde à tensão vertical efetiva, τe corresponde ao valor da tensão de corte

efetiva induzida no solo, dada pela equação (3.2). Esta expressão apenas pode ser aplicada

para profundidades até 20 metros.

ve σSα65,0τ (3.2)

Em que:

α – Coeficiente sísmico, dado pelo rácio entre a aceleração máxima do solo, ag, definida

na NP EN 1998-1:2010, e entre a aceleração da gravidade, g = 9,81 m/s2;

S – Parâmetro que depende do tipo de terreno – definido na NP EN 1998-1:2010;

σv – tensão total vertical.

3.2.1.2 Metodologia proposta por Boulanger e Idriss (2014)

De acordo com a metodologia proposta por Boulanger e Idriss (2014), o valor de CSR devido à

ação sísmica, a uma determinada profundidade, é expresso como um valor representativo,

equivalente a 65 % do valor máximo de tensão de corte normalizada (Equação 3.3).

v

max

'σ

τ65,0CSR

(3.3)

Em que τmax, corresponde à tensão de corte máxima devido à ação sísmica e σ’v corresponde à

tensão efetiva vertical a uma determinada profundidade. Devido à dificuldade em estimar o valor

da tensão de corte máxima, este valor pode ser estimado através do método simplificado

proposto por Seed e Idriss (1971), passando a equação (3.3) a ser dada por:

dmax

v

v rg

a

'σ

σ65,0CSR

(3.4)

Em que:

σv – tensão total vertical;

amax corresponde à aceleração máxima para o terreno, sendo definida de acordo com o

especificado na NP EN 1998-1:2010;

rd – Fator de redução da tensão de corte, que tem em conta a resposta dinâmica do solo.

O fator rd, pode ser determinado de acordo com a proposta de Idriss (1999), mais tarde revista

por Idriss e Boulanger (2006). Este fator depende da profundidade z, mas também da magnitude

da ação sísmica, M. Para profundidades até 34 metros, deve-se aplicar a equação (3.5),

enquanto para profundidades superiores deve-se adotar a equação (3.6).

Mzβzαexprd (3.5)

M22,0exp12,0rd z > 34 m (3.6)

133,5

73,11

zsin126,1012,1zα

(3.7)

142,5

28,11

zsin118,0106,0z

(3.8)

19

Figura 3.2- Curvas do fator de redução da tensão de corte, rd. propostas por Idriss (1999)

No entanto, a incerteza no valor obtido para rd aumenta consoante a profundidade aumenta, pelo

que a equação 3.5 apenas deve ser utilizada nos casos com profundidades inferiores a 20 metros

(Idriss e Boulanger, 2006).

3.2.2 CÁLCULO DO VALOR DE CRR COM BASE EM ENSAIOS SPT

Na correlação proposta por Boulanger e Idriss (2008,2014) o valor da resistência à carga cíclica,

CRR, tem em conta a tensão efetiva a que o solo está sujeito, mas também tem em conta a

magnitude da intensidade sísmica, e é dado pela equação (3.9).

σ1='σ;5,7=M K×MSF×CRR=CRRv

(3.9)

Na expressão anterior:

CRRM=7,5; σ’v=1 corresponde ao valor de resistência normalizado para uma tensão efetiva

vertical de 1 atm para um sismo de magnitude 7,50;

MSF – Magnitude scalling factor – fator de escala que tem em conta a magnitude do

sismo, dado pela equação (3.17) ou (3.18);

Kσ - fator de correção que tem em conta o estado de tensão dado pela equação (3.19).

O valor de resistência normalizado para uma tensão efetiva vertical de 1 atm para um sismo de

magnitude 7,50 tem em conta o nº de pancadas proveniente do ensaio SPT, mas corrigido tendo

em conta o teor de finos do material, (N1)60,cs.

80,2

40,25

N

60,23

N

60,12

N

10,14

NexpCRR

4

cs,601

3

cs,601

2

cs,601cs,601

1'σ;5,7M v

(3.10)

Na expressão anterior, é necessário ter em conta as seguintes expressões:

601601cs,601 NΔNN

(3.11)

2

60101,0FC

70,15

01,0FC

70,963,1expNΔ

(3.12)

60N601 NCN (3.13)

20

Na equação (3.12) FC é um parâmetro que contabiliza a percentagem de finos do material. De

acordo com a proposta de Boulanger e Idriss (2008,2014), no caso de o material em análise ser

uma areia, deve-se adotar FC = 5%, no caso de ser um silte, deve-se adotar FC = 15 % e no

caso de ser uma argila deve-se adotar FC = 35 %.

CN é um fator corretivo que depende da tensão efetiva de repouso, que, de acordo com a

proposta de Boulanger e Idriss (2008,2014) é dado pela equação (3.14).

70,1'σ

PaC

m

vN

(3.14)

cs,601N0768,0784,0m

(3.15)

A NP EN 1998-5 (2010) também prevê a equação (3.16) para determinar este fator corretivo.

5,0

v

N'

100C

(3.16)

Em que σ’v é a tensão vertical efetiva, expressa em kPa, em que 0,50≤CN≤2,0.

O fator de escala que tem em conta a magnitude do sismo, MSF, depende do tipo de solo em

análise, nomeadamente:

areias80,1058,04

Mexp9,6MSF w

≤

(3.17)

ilasarg13,1828,04

Mexp12,1MSF w -≤

(3.18)

O fator de correção que tem em conta o estado de tensão, Kσ, foi desenvolvido por

Boulanger (2003), e é dada pela equação (3.19):

10,1Pa

'σlnC1K v

σσ

(3.19)

30,0

N55,290,18

1C

cs,601

σ

(3.20)

3.2.3 AÇÃO SÍSMICA REGULAMENTAR

Na definição da ação sísmica regulamentar considerou-se a metodologia proposta na

NP EN 1998-1 (2010), nomeadamente no Anexo Nacional NA. De acordo com o estipulado, é

necessário considerar para Portugal dois tipos de ação sísmica, nomeadamente:

Ação sísmica Tipo 1 – S1: ação sísmica “afastada”;

Ação sísmica Tipo 2 – S2: ação sísmica “próxima”.

A zona sísmica é definida com base na Figura 3.3 enquanto a aceleração máxima de referência,

agR, é determinada de acordo com o indicado no Quadro 3.1.

21

Figura 3.3- Zonamento sísmico nacional

Quadro 3.1 – Aceleração máxima de referência nas várias zonas sísmicas

Ação sísmica Tipo 1 (S1) Ação sísmica Tipo 2 (S2)

Zona Sísmica agR (m/s2) Zona Sísmica agR (m/s2)

1.1 2,50 2.1 2,50

1.2 2,00 2.2 2,00

1.3 1,50 2.3 1,70

1.4 1,00 2.4 1,10

1.5 0,60 2.5 0,80

1.6 0,35 --

A aceleração máxima a considerar é dada pela equação (3.21).

)s/m(Saa 2gmáx

(3.21)

Em que ag, é dada pela equação (3.22), e corresponde à aceleração máxima de referência, agR,

mas afetada de um fator de correção, γt, o qual está relacionado com a importância da estrutura

(Quadro 3.2)). S corresponde ao fator que contabiliza a amplificação conferida pelo terreno de

fundação, depende de Smáx e de ag e é dado pela equação (3.23).

2tgRg s/maa (3.22)

0,1Ss/m0,4aSe

1a3

1SSSs/m4as/m1Se

SSs/m0,1aSe

2g

gmax

máx2

g2

máx2

g

(3.23)

Quadro 3.2 – Coeficiente de importância, γt

Classe Importância S1 S2

I 0,65 0,75

II 1,00 1,00

III 1,45 1,25

IV 1,95 1,50

Na equação (3.23), Smáx é um parâmetro que define o espectro de resposta elástica, para a ação

sísmica a considerar, o qual é definido de acordo com o tipo de terreno a considerar, cujos valores

estão indicados no Quadro 3.3.

22

Quadro 3.3 – Valores dos parâmetros definidores do espectro de resposta elástico, Smáx

Tipo de Terreno Smáx

A 1,00

B 1,35

C 1,60

D 2,00

E 1,80

3.3 ÍNDICES DE RISCO

3.3.1 FATOR DE SEGURANÇA À LIQUEFAÇÃO, FSLIQ

Com base nos valores de CSR e de CRR é possível determinar o fator de segurança à liquefação,

FSLiq através da equação (3.24). A segurança está verificada nos casos em que FSLiq > 1,0.

CSR

CRRFSLiq (3.24)

3.3.2 PROBABILIDADE DE OCORRÊNCIA DE LIQUEFAÇÃO, PL

Segundo Chen e Juang (2000), a probabilidade de ocorrência de liquefação (PL), é obtida com

base no valor obtido para fator de segurança à liquefação (FS,liq) (Yalcin et al., 2008). Esta

probabilidade pode ser estimada de acordo com a proposta de Juang et al (2003), expressa na

equação (3.25).

5,4

liq,S

L

96,0

F1

1P

(3.25)

Com base no valor obtido para o parâmetro PL, Chen e Juang (2000), classificaram a

probabilidade de ocorrência de liquefação de acordo com o indicado no Quadro 3.4.

Quadro 3.4 – Probabilidade de ocorrência de liquefação (Chen e Juang, 2000)

Probabilidade de ocorrência de liquefação

Probabilidade Potencial liquefação

0,85 ≤ PL ≤ 1,00 % Liquefação (quase) certa

0,65 ≤ PL ≤ 0,85 % Liquefação muito provável

0,35 ≤ PL ≤ 0,65 % Igualmente provável haver ou não liquefação

0,15 ≤ PL ≤ 0,35 % Liquefação pouco provável

0,00 ≤ PL ≤ 0,15 % Liquefação improvável

De acordo com esta classificação, existe probabilidade de ocorrência de liquefação para valores

de PL superiores a 35 %.

23

3.3.3 ÍNDICE DE POTENCIAL DE LIQUEFAÇÃO

O índice de potencial de liquefação (Liquefaction potencial index – LPI) teve a sua origem no

Japão, de acordo com a metodologia desenvolvida por Iwasaki et al. (1978, 1982), com o objetivo

de estimar o potencial de liquefação que é capaz de causar danos nas fundações num

determinado local (Kun Li et al., 2006). O LPI resulta da integração do potencial de liquefação ao

longo da profundidade do solo, depende da magnitude da aceleração de pico horizontal, e

combina a profundidade, espessura e fator de segurança do solo à liquefação, permitindo estimar

o potencial de liquefação que possa causar danos num determinado local (Dixit et al., 2012; Luna

e Frost, 1998).

O valor do LPI é tanto maior quanto maior for a espessura da camada liquefeita, depende ainda

da proximidade da camada à superfície do terreno, e deve apenas considerar os casos em que

o fator de segurança à liquefação (FS,liq) é inferior a 1 (Van Ballegooya et al., 2015). Admite-se

que para profundidades superiores a 20 metros, pode-se descartar ocorrência de liquefação, na

medida em que, para estas profundidades, não se verificam efeitos à superfície (Kun Li et al.,

2006). Iwasaki et al. (1982) propôs a equação (3.26) para determinar o índice de potencial de

liquefação (LPI):

m20

0

)z(d)z(WFLPI

(3.26)

Em que, W (z) é um índice que tem em conta a profundidade, dado pela equação (3.27),

enquanto F é um parâmetro que tem em conta o fator de segurança à liquefação, dado pela

equação (3.28).

z2

110)z(W

(3.27)

0,1Fse0F

0,1FseF1F

liq,S

liq,Sliq,S

(3.28)

De acordo com o valor obtido para o LPI, é definido o risco de ocorrência de liquefação.

Inicialmente, Iwasaki et al. (1978, 1982) definiram uma classificação, no entanto foi atualizada

por Sonmez (2003), associada ao LPI, a qual está indicada no Quadro 3.5.

Quadro 3.5 – Classificação do risco de ocorrência de liquefação (Sonmez, 2003)

Classificação do risco de ocorrência de liquefação

LPI Potencial liquefação

0 Não liquefaz

0 < LPI < 2 Baixo

2 < LPI < 5 Moderado

5 < LPI < 15 Alto

LPI > 15 Muito alto

24

4 CAMPANHA EXPERIMENTAL

No presente capítulo apresenta-se a campanha experimental que foi desenvolvida no âmbito

deste trabalho. É feita uma ligeira introdução, apresentando os locais escolhidos para realização

dos ensaios, a metodologia adotada, e a caracterização geológica e geotécnica do local onde,

no capítulo 6, será avaliado o potencial de liquefação.

4.1 INTRODUÇÃO

A campanha experimental desenvolvida neste trabalho consistiu na avaliação da resposta

sísmica, através da realização de ensaios in situ de medição do ruído ambiente, com

microtremores, de forma a ser possível estimar características do solo, nomeadamente a

frequência fundamental, f0, e fator de amplificação local, A0, através da aplicação do método de

Nakamura. Numa fase posterior foi avaliado o potencial de liquefação da zona em estudo.

Os ensaios in situ desenvolvidos, foram realizados na zona da Lezíria Grande, no concelho de

Vila Franca de Xira, no âmbito do projeto de investigação europeu LIQUEFACT – “Assessment

and mitigation of liquefaction potential across Europe: a holistic approach to protect structures /

infrastructures for improved resilience to earthquake-induced liquefaction disasters”. Este local

foi selecionado no âmbito do projeto LIQUEFACT, na medida em que correspondeu ao local que,

após a realização de ensaios preliminares de caracterização geológica e geotécnica, apresentou

composições geológicas mais suscetíveis à ocorrência do fenómeno da liquefação (Saldanha,

2017), aliado ao facto de existir uma quantidade de informação de caracterização geotécnica

relevante para a zona em estudo, nomeadamente sondagens SPT, perfis Cross-hole (CH),

ensaios CPTu, dos quais 2 são SCPTu, devido à construção do viaduto da A10.

Os ensaios foram desenvolvidos em conjunto com os restantes ensaios definidos no projeto

LIQUEFACT (Figura 4.1) nomeadamente:

Ensaios SPT (Standard Penetration Test) com amostrador SPT e Mazier – SI1, SI7;

Ensaio CPTu (Cone Penetration Test com medição da pressão intersticial) – SI1 a

SI7;S10

Ensaio SASW (Spectral analysis of Surface waves) – SI5;

Ensaio SDMT (Dilatómetro de Marchetti sísmico)– SI7 a SI9;

Ensaio de refração sísmica – SI1, SI5 a SI7, SI9, SI11 a SI13.

25

Figura 4.1- Identificação dos locais de ensaio – Projeto LIQUEFACT

4.2 CARACTERIZAÇÃO GEOLÓGICO-GEOTÉCNICA

A caracterização geológico-geotécnica foi desenvolvida com base na informação que foi

recolhida no âmbito do projeto LIQUEFACT, não tendo sido utilizada nenhuma informação

referente à nova campanha experimental.

4.2.1 CARACTERIZAÇÃO GEOLÓGICA EXISTENTE

A Lezíria Grande de Vila Franca de Xira (LGVFX) é uma faixa de terreno de forma alongada que

é limitada a Oeste e a Este pelos rios Tejo e Sorraia respetivamente, tratando-se de uma extensa

planície aluvionar com cerca de 14 000 ha, a qual está localizada na bacia cenozoica do Tejo

inferior (BCTI) (Liquefact, 2017).

Analisando o mapa geológico da região da Grande Lisboa (Figura 4.2), verifica-se a existência

de grandes depósitos holocénicos de sedimentos arenosos na margem sul do Rio Tejo,

abrangendo o concelho de Vila Franca de Xira. Segundo Cabral et al. (2003), na BCTI

sedimentos terciários atingem uma profundidade de 2000 m e, segundo Martins (1999), os mais

profundos sedimentos consistem numa camada com espessura de 200 a 400 m de sedimentos

continentais do Paleogénico, sobre os quais se encontram sedimentos continentais e marinhos

do Miocénico que podem chegar a ter 800 m de espessura em alguns locais. Em certas zonas

da bacia, como é o caso da LGVFX, ainda é possível encontrar sedimentos do Pliocénico sobre

os do Miocénico, cuja espessura pode atingir 120 m.

26

Figura 4.2 - Mapa geológico da região da grande Lisboa (adaptado Saldanha (2017))

Na Figura 4.3 apresenta-se o perfil geológico definido para a zona do viaduto da A10, definida

no âmbito do estudo de Vis et al. (2008), adaptado no âmbito do projeto LIQUEFACT, através da

sobreposição deste perfil com a informação referente à velocidade de propagação das ondas de

corte, Vs, em profundidade, nos locais onde foram realizados os ensaios CH.

Figura 4.3 - Perfil geológico para a zona do viaduto da A10 (adaptado de Liquefact, 2017)

De acordo com o estudo de Vis et al. (2008), o perfil geológico da A10 é definido por:

Camada superficial com espessura entre 5 a 6 metros (FU-3) essencialmente composta

por lamas argilosas, argilas e argilas siltosas, intercaladas com siltes e areias finas, e

areias mais grosseiras à superfície, com 200≤Vs≤300 m/s;

Camada de sedimentos composta por areias finas, médias e grosseiras, intercaladas

com siltes e argilas (FU-5), com espessura média de 15 metros e 150≤Vs≤250 m/s;

Camada de sedimentos marinhos (FU-4 & FU-3), formada por grandes volumes de

argilas e siltes argilosos, com espessura entre 20 a 30 metros e 200≤Vs≤250 m/s;

27

Depósitos aluvionares (FU-1B & FU-2) compostos por areias grosseiras, areias e

cascalhos, com pouca percentagem de grãos finos, a uma profundidade mais elevada,

entre os 40 e os 60 metros, com uma espessura média entre 12 a 15 metros, e

400≤Vs≤500 m/s. Estes depósitos, na zona superior, a uma profundidade entre 30 e 40

metros, são compostos por materiais de granulometria mais fina, essencialmente

compostos por siltes e siltes argilosos, intercalados com argilas e areias finas, com uma

espessura média entre 5 a 7 metros e 300≤Vs≤500 m/s;

Depósitos do Miocénico que nesta zona têm uma espessura aproximada de 300 metros,

compactos, mas não muito rijos, com 600≤Vs≤800 m/s.

4.2.2 CARACTERIZAÇÃO GEOTÉCNICA EXISTENTE

A caracterização geotécnica da zona em estudo foi realizada com base nos diversos ensaios

in situ realizados no âmbito da construção do viaduto da A10, nomeadamente, sondagens SPT,

perfis Cross-Hole (CH) e ensaios CPTu, entre os quais 2 são SCPTu, os quais foram obtidos por

parte da equipa do projeto Liquefact (2017).

Figura 4.4- Mapa dos dados existentes do viaduto da A10 (adaptado de Liquefact, 2017)

Da análise das sondagens SPT (S25, S26A, S29, S30 e S31A), indicadas no Anexo 2, é possível

verificar que a litologia é relativamente semelhante, representando-se na Figura 4.5 o perfil de

sondagem médio para a zona do viaduto da A10. Regista-se a posição do nível freático

maioritariamente à profundidade de 1,5 metros, no entanto na sondagem S31A, está aos 6,0

metros. Superficialmente existe uma camada de natureza lodosa, composta por lodos mais ou

menos arenosos e siltosos, muito moles, cinzento escuros até uma profundidade aproximada de

16 metros, com valores médios de 2≤NSPT≤6. Entre os 16 e os 32 metros de profundidade,

verifica-se a existência de areias finas, siltosas, mais ou menos lodosas, com passagens

francamente lodosas, muito soltas a medianamente compactas, com valores médios de

28

10≤NSPT≤20. Entre os 32 e 36 metros, verifica-se a existência de uma camada de transição,

essencialmente composta por areias médias a finas levemente lodosas, medianamente

compactas a compactas, acinzentadas, com valores médios de NSPT = 24. Entre os 36 e os 46

metros, intersectam-se camadas de areia média a grosseira, em alguns casos com seixo,

compactas a muito compactas acinzentadas, com valores médios de 50≤NSPT≤60. A partir dos

46 metros intersectam-se solos mais rijos, nomeadamente areias grosseiras, siltes argilosas e

argilas muito rijas, onde foram atingidas as 60 pancadas.

Figura 4.5- Perfil de sondagem SPT médio para a zona do viaduto da A10

Relativamente aos ensaios CH, foram analisados todos os perfis existentes ao longo da A10, de

forma a ser possível definir o tipo de terreno, de acordo com a classificação da NP EN 1998-1

(2010), nomeadamente através do valor da velocidade média da onda de corte nos 30 metros

superficiais, Vs,30, se disponível, dado pela equação (4.1).

n

1i i

i

30,s

v

h

30V

(4.1)

Em que hi e vi representam a espessura (em metros) e a velocidade das ondas de corte (para

distorção igual ou inferior a 10–5) da i-ésima formação ou camada, num total de N existente nos

30 m superiores respetivamente. No Quadro 4.1 apresentam-se os valores de VS,30, ao longo do

perfil da A10, enquanto na Figura 4.6 apresenta-se o perfil da variação da velocidade de

propagação das ondas de corte nos 30 metros superficiais do terreno, VS,30, ao longo da A10.

Quadro 4.1 – Valores de Vs,30, ao longo do perfil da A10

CH S203 S11 S6 S208 S16 S220 S22 S25 S225 S28 S32 S232 S37 S304 S42

Vs,30 (m/s) 292 167 203 167 168 181 181 160 185 172 165 164 159 167 216

Tipo de solo (EC8) C D C D D C C D C D D C D D C

0

16

32

36

46

1,5

6,0 Z

(m

)

29

Figura 4.6- Perfil de variação de Vs,30, ao longo do perfil da A10

Da análise dos perfis CH traçados, é possível verificar que a velocidade de propagação das

ondas de corte aos 30 metros, VS,30, (Figura 4.6), varia entre os 160 m/s, para o perfil S25 e os

292 m/s para o perfil S203,o que, de acordo com a classificação proposta no EC-8, para o perfil

da A10, os solos são classificados ou como tipo C (depósitos profundos de areia compacta ou

medianamente compacta, de seixo ou de argila rija), ou como tipo D (depósitos de solos não

coesivos de compacidade baixa a média, ou de solos predominantemente coesivos de

consistência mole a dura).

4.3 METODOLOGIA ADOTADA

Com vista a avaliar a resposta sísmica do local em estudo, foi necessário, numa primeira fase,

determinar as características do solo, nomeadamente a frequência fundamental, f0, e

correspondente fator de amplificação local, A0. Para tal, adotou-se a seguinte metodologia:

Ensaios de medição do ruído ambiente (HVSR);

Análise dos registos e cálculo das curvas H/V;

Validação das curvas obtidas através da verificação dos critérios definidos no projeto

SESAME;

Estimativa da profundidade do substrato sísmico, Z, e da velocidade média de

propagação das ondas de corte, Vs,med para cada registo;

4.3.1 ENSAIOS DE MEDIÇÃO DO RUÍDO AMBIENTE

Inicialmente foram realizados 13 registos de ruído ambiente, definidos de acordo com a

campanha experimental do projeto LIQUEFACT (Figura 4.1), para que a informação proveniente

das medições do ruido ambiente, fosse analisada em conjunto com a informação dos restantes

ensaios realizados.

S203

S11

S6

S208

S16

S220S22

S25

S225

S28

S32 S232

S37S304

S42

0

50

100

150

200

250

300

350

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Vs,3

0(m

/s)

A 10 (Km)

Carregado Benavente

Tipo C

Tipo D

30

Figura 4.7 - Locais onde foram realizados os ensaios HVSR

No entanto, devido à existência de informação geotécnica relevante na zona da construção do

viaduto da A10, optou-se por realizar mais 13 registos, tendo sido realizados um total de

26 registos de ruído ambiente (Figura 4.7), cujas coordenadas estão indicadas no Quadro 4.2.

Os registos localizaram-se essencialmente em 3 zonas, definindo-se três perfis, nomeadamente:

perfil 1 – Lezíria; perfil 2 – Estrada Nacional EN -10; perfil 3 – A10, sendo que este é o local onde,

com base nos resultados da campanha experimental, posteriormente vai ser avaliado o potencial

de liquefação.

Quadro 4.2 – Coordenadas dos registos de ruído ambiente realizados

Designação Dia Coordenadas

Zona

Designação Dia Coordenadas

Zona Latitude Longitude Latitude Longitude

HVSR1 29/11/2016 39°0'42.54"N 8°55'42.36"W A10 HVSR14 12/12/2016 38°55'34.99"N 8°53'39.42"W N10

HVSR2 29/11/2016 39°0'34.67"N 8°55'20.25"W A10 HVSR15 12/12/2016 38°56'3.82"N 8°54'57.51"W N10

HVSR3 29/11/2016 39°0'20.91"N 8°54'44.22"W A10 HVSR16 12/12/2016 38°56'52.86"N 8°56'16.23"W N10

HVSR4 02/12/2016 38°59'43.03"N 8°53'52.73"W A10 HVSR17 12/12/2016 38°56'49.40"N 8°57'33.32"W N10

HVSR5 02/12/2016 38°59'9.11"N 8°53'11.31"W A10 HVSR18 20/12/2016 38°58'12.74"N 8°52'25.98"W A10

HVSR6 02/12/2016 38°58'37.04"N 8°52'32.15"W A10 HVSR19 20/12/2016 38°57'59.90"N 8°51'37.28"W A10

HVSR7 02/12/2016 Registo insuficiente para aplicar HVSR com fiabilidade

HVSR20 20/12/2016 38°57'10.27"N 8°52'16.51"W Lezíria

HVSR8 09/12/2016 38º95’29.33”N 8º97’02.82”W N10 HVSR21 28/12/2016 38°58'2.74"N 8°50'53.38"W A10

HVSR9 09/12/2016 38º95’48.42”N 8º97’42.10”W N10 HVSR22 28/12/2016 38°58'12.78"N 8°52'19.11"W A10

HVSR10 09/12/2016 38º94’80.36”N 8º93’78.74”W N10 HVSR23 28/12/2016 39° 0'51.99"N 8°51'4.51"W Lezíria

HVSR11 09/12/2016 38º92’64.29”N 8º89’42.90”W N10 HVSR24 28/12/2016 38°57'36.76"N 8°54'39.38"W Lezíria

HVSR12 09/12/2016 38º93’57.58”N 8º91’49.01”W N10 HVSR25 28/12/2016 39° 0'58.73"N 8°56'43.57"W A10

HVSR13 09/12/2016 38º93’53.70”N 8º93’75.33”W N10 HVSR26 28/12/2016 39° 1'1.89"N 8°57'17.65"W A10

31

Os ensaios foram realizados recorrendo a um sensor de velocidades tridimensional externo,

modelo MS2003+ da marca SYSCOM (Figura 4.8), que apresenta as mesmas características

para as três componentes de velocidade e uma resposta sem oscilações entre 1 e 350 Hz,

conectado a uma unidade de aquisição MR2002, da marca SYSCOM (Figura 4.9).

Foi ainda utilizado um GPS (Figura 4.10) o qual é conectado à unidade de aquisição para que as

coordenadas de cada ponto sejam registadas. A unidade de aquisição está conectada a um PC

portátil, o qual foi utilizado para o registo dos dados de cada ensaio (Figura 4.11). Para recolha

dos dados foi utilizado o software MR2002 Communication.

Os registos realizados tiveram uma duração aproximada entre 35 a 40 minutos, tendo sido

adotada uma frequência de aquisição de 400 Hz. Para a realização dos ensaios é necessário

garantir que o sensor utilizado está assente sobre uma superfície plana, devidamente nivelado e

que está orientado para o norte geográfico.

Figura 4.8 - Sensor de velocidade MS 2003+ Figura 4.9 - Unidade de aquisição MR 2002

Figura 4.10 – GPS Figura 4.11 - Portátil para registo dos dados

Para cada registo foram identificadas as horas de início e fim do registo e o local onde este foi

realizado (indicando uma referência de localização). Registavam-se ainda os fatores que podem

afetar as curvas obtidas, nomeadamente condições atmosféricas e condições de tráfego

relevantes. Finalmente, indicam-se os números dos ficheiros associados a cada registo e o tipo

de sensor que foi utilizado (V - Velocímetro, A - Acelerómetro) (Anexo 1).

4.3.2 ANÁLISE DOS REGISTOS E CÁLCULO DAS CURVAS H/V

Com o objetivo de determinar a frequência fundamental, f0, e correspondente fator de

amplificação local, A0, através da aplicação do método de Nakamura (ou método H/V), recorreu-

se ao programa Geopsy para determinar a razão espectral H/V das medições do ruído ambiente.

Este é um programa open source, que foi desenvolvido pelos diversos parceiros do projeto

32

europeu SESAME tornando-se numa ferramenta de referência na análise e processamento de

medições de ruído ambiente.

Antes de determinar as curvas H/V, foi necessário analisar o sinal de cada registo e verificar se

não existem nenhumas fontes de ruído geradas por fontes transitórias, que possam contaminar

o sinal. Para eliminar estas fontes de ruído, caracterizadas por picos com uma “elevada

amplitude” no sinal, existem duas possibilidades para eliminar as mesmas, nomeadamente:

No programa, na opção de escolha das janelas, escolher a opção “anti-triggering” que

vai escolher automaticamente as janelas do sinal, que apenas têm em conta a parte

estacionária do sinal, comparando os níveis médios da amplitude do sinal;

No programa, na opção de escolha das janelas, escolher a opção “add/remove” que

permite ao utilizador adicionar ou remover janelas para análise do sinal.

4.3.3 VALIDAÇÃO DAS CURVAS H/V – VERIFICAÇÃO DOS CRITÉRIOS SESAME

Após a análise de cada um dos registos e obtidas as respetivas curvas H/V, é necessário validar

as curvas obtidas, através da verificação dos critérios definidos no projeto SESAME, indicados

no (Quadro 2.4), nomeadamente os critérios para obter uma curva H/V fiável, e os critérios para

obter um pico bem definido na curva H/V. No que diz respeito ao critério da curva H/V fiável, é

necessário obedecer a todos os critérios definidos, enquanto no que diz respeito ao critério para

obter um pico bem definido na curva H/V, é necessário obedecer a 5 dos 6 critérios mencionados.

4.3.4 ESTIMATIVA DO SUBSTRATO RÍGIDO, Z, E VS,MED

Com base nos resultados das curvas H/V determinou-se a profundidade do substrato sísmico, Z,

e VS, para cada um dos registos, com base na proposta de Ibs Von Seht (1999) e

Parolai et al (2002). Uma vez que estas duas metodologias deram origem a valores muito

elevados de profundidade do substrato sísmico, Z, e de Vs, quando comparados com os valores

obtidos dos diversos perfis CH, procedeu-se ainda à estimativa do substrato sísmico, Z, com

base no valor de f0, obtido das curvas H/V, mas admitindo VS,med = 200 m/s e VS,med = 300 m/s,

tendo em conta o crescimento do Vs em função da tensão média efetiva, os quais foram definidos

a partir da análise dos perfis CH, correspondendo aos valores médios verificados.

33

5 ANÁLISE E TRATAMENTO DE DADOS

No presente capítulo são apresentados e analisados os resultados da campanha experimental.

São apresentadas as curvas H/V para cada registo, seguidas da verificação dos critérios do

projeto SESAME, procedendo-se ainda à estimativa da profundidade do substrato sísmico. São

ainda apresentados os resultados do estudo de sensibilidade que foi realizado, a fim de avaliar

a influência dos parâmetros nº de janelas, lw, STA, LTA, min STA/LTA, max STA/LTA nas curvas

H/V obtidas.

5.1 ESTUDO DE SENSIBILIDADE

Relativamente ao programa adotado para analise dos registos, tendo em conta as

funcionalidades do programa e com o objetivo de explorar e ganhar sensibilidade nos diversos

parâmetros que podem ser definidos (lw, STA, LTA, min STA/LTA, max STA/LTA) que podem

afetar as curvas obtidas, foi realizado um estudo de sensibilidade para os registos HVSR 22 a

26. Para este estudo foram definidas três análises distintas, parâmetros adotados estão

indicados no Quadro 5.1, nomeadamente:

Análise 1 – A1: Opções que estão definidas por defeito no programa, nomeadamente: lw

= 25 s; STA = 1; LTA = 30; min STA/LTA = 0,20 e max STA/LTA = 2,50;

Análise 2 – A2: Alteração dos parâmetros de A1, nomeadamente: lw = 15 s; STA = 1; LTA

= 15; min STA/LTA = 0,10 e max STA/LTA = 2,00;

Análise 3 – A3: Alteração dos parâmetros de A2, nomeadamente: lw = 30 s; STA = 1; LTA

= 30; min STA/LTA = 0,10 e max STA/LTA = 2,00;

Para avaliar a influência do número de janelas, em cada análise foram realizadas três sub-

análises:

Auto - A: onde foram consideradas para análise as janelas que provêm da escolha da

opção “Anti-triggering on filtered signal”, que corresponde à seleção automática do

programa Geopsy;

Sem corte - SC: onde foram consideradas para análise todas as janelas do sinal;

Manual - M: onde foram consideradas para análise as janelas que provêm da opção

“Anti-triggering on filtered signal”, mas neste caso removendo os primeiros e últimos dois

minutos em cada sinal e ainda zonas do sinal onde é clara a existência de picos que

contaminam o sinal.

Quadro 5.1 – Parâmetros adotados em cada análise

Análise Parâmetro

lw [s] STA LTA min STA/LTA max STA/LTA

A1 25 1 30 0,20 2,50

A2 15 1 15 0,10 2,00

A3 30 1 30 0,10 2,00

34

Para cada uma das análises, foram determinadas as curvas H/V, os valores da frequência

fundamental, f0 (Quadro 5.2 e Figura 5.1) e da amplitude local, A0 (Quadro 5.3 e Figura 5.2).

Foram ainda verificados os critérios SESAME para cada registo ( Quadro 5.4).

Quadro 5.2 – Valores de f0 para as análises realizadas

Registo A1 A2 A3

A1-A A1-SC A1-M A2-A A2-SC A2-M A3-A A3-SC A3-M

HVSR22 1,22 1,03 1,22 1,26 1,26 1,26 1,06 1,06 1,22

HVSR23 1,10 1,10 1,10 1,22 1,14 1,22 1,06 1,10 1,06

HVSR24 1,10 1,10 1,10 1,10 1,14 1,10 1,03 1,10 1,06

HVSR25 1,10 1,10 1,10 1,45 1,22 1,45 1,10 1,10 1,10

HVSR26 2,05 2,05 2,05 2,05 2,05 2,12 2,12 2,05 2,12

Figura 5.1 - Valores de f0 para as análises realizadas

Relativamente aos valores obtidos para a frequência, f0, verifica-se que a variação não é

significativa, em que a maior variação ocorre no registo HVSR 25, entre f0 = 1,22 e 1,45

(Δ = 32%), pelo que é possível concluir que se trata, em geral, de um valor que não é influenciado

pelos parâmetros lw, STA, LTA, min STA/LTA e max STA/LTA, nem pela seleção do nº de janelas

a considerar.

Quadro 5.3 – Valores de A0 para as análises realizadas

Registo A1 A2 A3


HVSR22 5,54 5,03 5,72 4,30 3,88 4,35 5,29 4,97 5,23

HVSR23 3,86 3,29 3,61 2,68 2,20 2,74 3,69 3,40 4,20

HVSR24 5,78 5,40 6,04 4,83 4,41 4,83 5,82 5,22 5,82

HVSR25 4,20 4,15 4,07 3,20 3,18 3,14 3,76 4,29 3,67

HVSR26 4,40 4,21 4,32 4,35 4,16 4,60 4,00 4,10 4,11

0,00

1,00

2,00

3,00

HVSR_22 HVSR_23 HVSR_24 HVSR_25 HVSR_26

freq

uên

cia

de p

ico

,f0


35

Relativamente aos valores obtidos para a amplitude local, A0, é possível verificar que em todos

os registos, já existe uma variação significativa nos valores obtidos, consoante o tipo de análise.

No entanto, tal como indicado anteriormente, este é um parâmetro cujo valor é muito mais

suscetível de sofrer variações, sendo muitas vezes considerado um parâmetro menos fiável, por

isso não é possível concluir se esta variação é resultado dos parâmetros adotados, ou não.

Figura 5.2- Valores de A0 para as análises realizadas

Após determinar as curvas para as diferentes análises, procedeu-se à verificação dos critérios

SESAME (Quadro 5.4) para avaliar a influência dos parâmetros nos critérios de validação das

curvas obtidas.

Quadro 5.4 – Verificação dos critérios SESAME para as análises realizadas

Registo Critério A1 A2 A3

A SC M A SC M A SC M

HVSR22 Curva H/V Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok

Pico H/V Ok Ok Ok X X X Ok X Ok

HVSR23 Curva H/V X Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok

Pico H/V X Ok Ok X X X Ok X Ok

HVSR24 Curva H/V Ok Ok Ok Ok X Ok Ok X Ok

Pico H/V X X Ok X X Ok X X Ok

HVSR25 Curva H/V Ok Ok Ok Ok X Ok Ok Ok Ok

Pico H/V Ok Ok Ok X X X Ok Ok Ok

HVSR26 Curva H/V Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok

Pico H/V Ok Ok Ok X X X X X X

Analisando a verificação dos critérios (Quadro 5.4), constata-se que a seleção manual das

janelas é a sub-análise que dá origem a mais curvas que cumprem os critérios SESAME, o que

permite concluir que na validação dos resultados, tem mais influência a seleção das janelas a

0

1

2

3

4

5

6

7

HVSR_22 HVSR_23 HVSR_24 HVSR_25 HVSR_26

Am

plit

ude local, A

0


36

considerar para análise, nomeadamente através da escolha das zonas onde o sinal não está

contaminado, do que a variação dos parâmetros lw, STA, LTA, min STA/LTA e max STA/LTA.

5.2 ANÁLISE DOS REGISTOS E CÁLCULO DAS CURVAS H/V

Para analisar os registos e para cálculo das curvas H/V recorreu-se ao programa Geopsy.

Antes de determinar as curvas H/V, o sinal de cada registo foi analisado a fim de verificar se não

existem nenhumas fontes de ruído geradas por fontes transitórias, que possam contaminar o

sinal. Após verificar que o registo não está “contaminado”, procedeu-se ao cálculo das curvas

H/V, sendo necessário definir alguns parâmetros no programa, os quais foram adotados para

todos os registos analisados, nomeadamente:

Subtrair o valor médio do registo - “Waveform - Subtract value – mean”;

Filtrar o sinal, de acordo com a frequência de aquisição de 400 Hz - “Waveform - Filter”;

Na janela “Time” definir a duração de cada intervalo em segundos - lw = 20 s;

Na janela “Filter”, definir os parâmetros a adotar para o valor de “Short term average”,

STA = 1; “Long term average”, LTA = 30; min STA/LTA = 0,20 e max STA/LTA = 2,50;

Na janela “Processing” definir os parâmetros de processamento, nomeadamente adotar

“Smoothing type – Konno & Homachi” e “Smoothing constant = 40”, selecionando a

opção “Horizontal components - Squared average”;

5.3 PERFIL 1 - LEZÍRIA

Este perfil foi traçado com base nos registos que foram realizados na zona entre a EN-10 e o

viaduto da A10 (Figura 4.7) sendo constituído por quatro registos (HVSR 16, 22, 23 e 24). Na

Figura 5.3 apresentam-se as curvas H/V, enquanto no Quadro 5.5 apresentam-se os resultados

obtidos para estes quatro registos.

Figura 5.3 - Curvas H/V para os pontos no perfil 1

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

0,1 1 10 100

|A|

f0 (Hz)

Perfil 1 - Lezíria

HVSR 16 HVSR 22 HVSR 23 HVSR 24

37

Quadro 5.5 – Resultados dos registos realizados no perfil 1

HVSR 16 22 23 24

f0 (Hz) 1,10 1,22 1,14 1,14

A 2,93 4,73 2,85 5,58

Da análise das curvas a considerar para o perfil 1 (Figura 5.3), é possível identificar um pico

único, bem nítido, principalmente nas curvas para os registos HVSR 22 e HVSR 24, na medida

em que o valor da amplitude decresce rapidamente em ambos os lados da curva.

Relativamente aos valores obtidos para a frequência fundamental (Quadro 5.5), a variação não

é significativa, entre 1,10 Hz e 1,22 Hz, o que significa que a geologia dos locais onde foram

realizados os registos é relativamente semelhante. Dos valores obtidos para a amplitude local,

A0, verifica-se que, no caso dos registos HVSR 16 e HVSR 23, a amplitude tem valores de 2,93

e 2,85 respetivamente, o que significa que não existe um grande contraste de impedância em

profundidade, para tal é necessário que o valor seja superior a 4, como se verifica nos registos

HVSR 22 e HVSR 24, onde a amplitude de pico tem valores de 4,73 e 5,58 respetivamente.

5.3.1 VERIFICAÇÃO DOS CRITÉRIOS SESAME

Após obter as curvas H/V, procedeu-se à verificação dos critérios SESAME (Quadro 5.6).

Quadro 5.6 – Verificação dos critérios para validação das curvas H/V – perfil 1

Critério para uma curva H/V fiável: Registos - HVSR

16 22 23 24

i) f0 > 10/lw Ok Ok Ok Ok

ii) nc (f0) > 200 Ok Ok Ok Ok

iii) σA(f)<2 para 0.5f0<f<2f0 se f0>0.5Hz Ok Ok Ok Ok

ou σA(f)<3 para 0.5f0<f<2f0 se f0<0.5Hz Ok Ok Ok Ok

Critério para um pico H/V nítido:

Condições de amplitude:

i) Ǝ f- ϵ [f0/4 ; f0] | Ah/v(f-) < A0/2 X Ok X Ok

ii) Ǝ f+ ϵ [f0; 4f0] | Ah/v(f+) < A0/2 Ok Ok Ok Ok

iii) A0 > 2 Ok Ok Ok Ok

Condições de estabilidade:

iv) fp [Ah/v(f) +- σA(f)] = f0 +/- 5% Ok Ok Ok Ok

v) σf < e(f0) X X X X

vi) σA(f0) < u(f0) Ok Ok Ok Ok

Critério curva H/V Ok Ok Ok Ok

Critério pico H/V X Ok X Ok

38

Da análise dos critérios (Quadro 5.6) é possível observar que apenas os registos HVSR 22 e 24

é que verificam os critérios SESAME (2004). Os registos HVSR 16 e 23 não verificam os critérios

necessários para obter um pico H/V nítido, nomeadamente um dos critérios associados à

amplitude local, e outro critério associado à estabilidade do valor da amplitude local, o que pode

ser justificado devido ao facto de não se verificar um grande contraste de impedância.

5.3.2 ESTIMATIVA DA PROFUNDIDADE DO SUBSTRATO RÍGIDO

Recorrendo à equação (2.13) a profundidade do substrato rígido, Z, foi estimada, e com base na

equação (2.14), no valor de Z e no valor da frequência fundamental,f0, obtido a partir da curva

H/V, foi possível estimar a velocidade média das ondas S, VS (Quadro 5.7),

Quadro 5.7 – Estimativa da profundidade do substrato rígido para o perfil 1

Registo f0 (Hz)

Ibs-von Seht (1999) Parolai (2002)

Z (m) Vs,med (m/s) Z (m) Vs,med (m/s)

HVSR 16 1,10 84 367 93 409

HVSR 24 1,14 80 365 88 402

HVSR 22 1,22 72 355 79 387

HVSR 23 1,14 80 365 88 402

Para a proposta de Ibs von Seht (1999), o substrato sísmico varia entre 72≤Z (m)≤84, e

355≤Vs (m/s)≤370, enquanto para a proposta de Parolai et al. (2002) o substrato sísmico varia

entre 79≤Z (m)≤93, e 386≤Vs (m/s)≤410. Visto que os valores obtidos para Vs, são claramente

superiores aos valores que se verificam nos diversos perfis CH, estimou-se a profundidade do

substrato sísmico (Quadro 5.8), recorrendo à equação (2.14), considerando, no entanto, dois

valores médios de propagação das ondas de corte, nomeadamente Vs,med = 200 (m/s) e

Vs,med = 300 (m/s),e adotando o valor de f0 obtido a partir das curvas H/V.

Quadro 5.8 – Estimativa da profundidade do substrato rígido com valores de Vs,med

Registo f0 (Hz)

Z (m)

Vs,med = 200 (m/s) Vs,med = 300 (m/s)

HVSR 16 1,10 45,38 68,06

HVSR 24 1,14 43,84 65,77

HVSR 22 1,22 40,93 61,40

HVSR 23 1,14 43,84 65,77

É possível verificar que a profundidade do substrato rígido estimado com os valores médios de

propagação das ondas de corte varia entre 41≤Z (m)≤46 para Vs,med = 200 m/s e entre

61≤Z (m)≤68 para Vs,med = 300 m/s, ou seja valores claramente inferiores aos obtidos com as

propostas de Ibs-von Seht (1999) e Parolai et al. (2002). Na Figura 5.4 representa-se a estimativa

do substrato sísmico para as diferentes propostas, para os registos que foram realizados no perfil

1, onde é facilmente visível a diferença entre as diferentes propostas adotadas. A diferença está

relacionada com o facto de as propostas de Ibs-von Seht (1999) e Parolai et al (2002), terem sido

39

desenvolvidas com base em registos de ruído ambiente desenvolvidos em locais onde os solos

eram caracterizados por terem velocidades de propagação de ondas de corte, Vs, elevados, com

valores mínimos na ordem dos 400 m/s, daí os valores resultantes da aplicação destas propostas

serem nesta ordem de valores.

Figura 5.4- Estimativa do substrato rígido, Z (m) para o perfil 1

5.4 PERFIL 2 - EN10

Este perfil foi traçado com base nos registos que foram realizados ao longo da estrada nacional

EN-10, sendo constituído por oito registos (HVSR 8, 9, 11 a 15 e 17). Dos registos realizados

para este perfil, os registos HVSR 11 e 12 foram repetidos porque durante os mesmos estava

vento forte, e no caso do registo HVSR 11, existia tráfego intenso na EN-10, em que os registos

válidos para estes pontos são o registo HVSR 14 e 15. No Quadro 5.9 apresentam-se os

resultados obtidos para estes quatro registos, enquanto na Figura 5.5 apresentam-se as curvas

H/V.


HVSR 8 9 13 14 15 17

f0 (Hz) 1,06 1,22 1,06 1,91 1,10 1,03

A 4,11 8,46 3,49 1,51 2,77 3,57

HVSR 16 HVSR 24 HVSR 22 HVSR 23

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

Substrato rígido - Perfil 1

Ibs-von Seth,1999 Parolai,2002 Vs = 200 (m/s) Vs = 300 (m/s)

40

Figura 5.5- Curvas H/V para os pontos no perfil 2

Da análise das curvas para o perfil 2 (Figura 5.5), é possível verificar que no caso do registo

HVSR 14 (curva com tracejado a preto), a curva é praticamente plana, o que, de acordo com as

recomendações do projeto SESAME, evidencia a presença de um perfil de terreno sem que

exista um grande contraste de impedância em profundidade.

Relativamente às restantes curvas, é possível identificar um pico único, bem nítido, em todas as

curvas, na medida em que o valor da amplitude decresce rapidamente em ambos os lados da

curva, sendo que este comportamento é mais significativo nas curvas HVSR 8 e HVSR 9. Tal

como se verificou no perfil 1, a variação dos valores obtidos para a frequência fundamental não

é significativa, entre 1,03 Hz e 1,22 Hz (Quadro 5.9), o que significa que a geologia dos locais

onde foram realizados os registos é relativamente semelhante. Dos valores obtidos para a

amplitude local verifica-se que apenas nos registos HVSR 8 e HVSR 9, é que existe a

probabilidade de existir um grande contraste de impedância em profundidade, principalmente no

registo HVSR 9, visto que a amplitude local é 8,46. Nos restantes registos, não existe este

contraste porque os valores de amplitude são inferiores a 4.



Da análise dos critérios é possível verificar que apenas os registos HVSR 8 e 9 é que verificam

os critérios SESAME (2004). Os restantes registos, com exceção do registo HVSR 17, verificam

os critérios necessários para obter um pico H/V nítido, nomeadamente um dos critérios

associados à amplitude local, e outro critério associado à estabilidade do valor da amplitude local,

o que pode ser justificado devido ao facto de não se verificar um grande contraste de impedância.

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

9,00

10,00

0,1 1 10 100

|A|

fo (Hz)

Perfil 2 - N10

HVSR 8 HVSR 9 HVSR 13 HVSR 14 HVSR 15 HVSR 17

41


Critério para uma curva H/V fiável: Registos - HVSR

8 9 13 14 15 17

i) f0 > 10/lw Ok Ok Ok Ok Ok Ok

ii) nc (f0) > 200 Ok Ok Ok Ok Ok Ok

iii) σA(f)<2 para 0.5f0<f<2f0 se f0>0.5Hz Ok Ok Ok Ok Ok X

ou σA(f)<3 para 0.5f0<f<2f0 se f0<0.5Hz Ok Ok Ok Ok Ok Ok



i) Ǝ f- ϵ [f0/4 ; f0] | Ah/v(f-) < A0/2 X Ok X X X X

ii) Ǝ f+ ϵ [f0; 4f0] | Ah/v(f+) < A0/2 Ok Ok Ok X Ok Ok

iii) A0 > 2 Ok Ok Ok X Ok Ok


iv) fp [Ah/v(f) +- σA(f)] = f0 +/- 5% Ok Ok Ok X Ok Ok

v) σf < e(f0) Ok Ok X Ok X X

vi) σA(f0) < u(f0) Ok Ok Ok Ok Ok Ok

Critério curva H/V Ok Ok Ok Ok Ok X

Critério pico H/V Ok Ok X X X X



equação (2.14), no valor de Z e no valor da frequência fundamental, f0, obtido a partir da curva

H/V, foi possível estimar a velocidade média das ondas S, VS (Quadro 5.11).

Quadro 5.11 – Estimativa da profundidade do substrato rígido para o perfil 2

Registo f0 (Hz) Ibs-von Seht (1999) Parolai (2002)

Z (m) Vs,med (m/s) Z (m) Vs,med (m/s)

HVSR 9 1,22 72 355 79 387

HVSR 8 1,06 88 375 98 417

HVSR 17 1,03 92 380 103 425

HVSR 13 1,06 88 375 98 417

HVSR 15 1,10 83 370 93 410

HVSR 14 1,91 39 299 40 302

Para a proposta de Ibs von Seht (1999), o substrato sísmico varia entre 39≤Z (m)≤93, e

355≤Vs (m/s)≤370, enquanto para a proposta de Parolai et al. (2002) o substrato sísmico varia

entre 39≤Z (m)≤104, e 386≤Vs (m/s)≤410. Visto que os valores obtidos para Vs, são claramente

superiores aos valores que se verificam nos diversos perfis CH, estimou-se a profundidade do

substrato sísmico (Quadro 5.12) recorrendo à equação (2.14), considerando, dois valores médios

de propagação das ondas de corte, nomeadamente Vs,med = 200 (m/s) e Vs,med = 300 (m/s),e

adotando o valor de f0 obtido a partir das curvas H/V.

42

Quadro 5.12 – Estimativa da profundidade do substrato rígido com valores de Vs,med

Registo f0 (Hz) Vs,med = 200 (m/s) Vs,med = 300 (m/s)

HVSR 9 1,222 40,93 61,40

HVSR 8 1,065 46,96 70,44

HVSR 17 1,029 48,60 72,91

HVSR 13 1,065 46,96 70,44

HVSR 15 1,102 45,38 68,06

HVSR 14 1,909 26,19 39,28

É possível verificar que a profundidade do substrato rígido estimado com os valores médios de

propagação das ondas de corte varia entre 26≤Z (m)≤47 para Vs,med = 200 m/s e entre

39≤Z (m)≤73 para Vs,med = 300 m/s, ou seja valores claramente inferiores aos obtidos com as

propostas de Ibs von Seht (1999) e Parolai et al. (2002). Na Figura 5.6 representa-se a estimativa


2, onde é facilmente visível a diferença entre as diferentes propostas adotadas. Tal como

indicado para o perfil 1, a diferença está relacionada com o facto de as propostas de Ibs-von

Seht (1999) e Parolai et al (2002), terem sido desenvolvidas com base em registos de ruído

ambiente desenvolvidos em locais onde os solos eram caracterizados por terem velocidades de

propagação de ondas de corte, Vs, elevados, com valores mínimos na ordem dos 400 m/s, daí

os valores resultantes da aplicação destas propostas serem nesta ordem de valores.


5.5 PERFIL 3 - A10

Este perfil foi traçado com base nos registos que foram realizados ao longo do viaduto da A10,

sendo constituído por 11 registos. Na Figura 5.7 e Figura 5.8 apresentam-se as curvas H/V,

enquanto no Quadro 5.13 apresentam-se os resultados obtidos para este perfil.

HVSR 9 HVSR 8 HVSR 17 HVSR 13 HVSR 15

HVSR 14

0,00

20,00

40,00

60,00

80,00

100,00

120,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)


Ibs-von Seth,1999 Parolai,2002 Vs = 200 (m/s) Vs = 300 (m/s)

43

Figura 5.7- Curvas H/V para os pontos no perfil 3 – HVSR 1 a HVSR 6

Figura 5.8- Curvas H/V para os pontos no perfil 3 – restantes pontos


HVSR 1 2 3 4 5 6 19 21 22 25 26

f0 (Hz) 1,14 0,90 1,61 1,18 1,14 1,18 1,07 11,01 1,22 1,14 1,98

A 3,88 4,02 2,58 3,51 3,70 4,16 4,05 3,32 4,73 3,71 4,65

Analisando as curvas obtidas, no caso do registo HVSR 21 (Figura 5.8), verifica-se que o valor

obtido para a frequência fundamental é na ordem dos 11 Hz. De acordo com o especificado no

projeto SESAME, nestes casos é bem provável que tenha ocorrido um problema no registo,

devendo este registo ser repetido. No entanto, no âmbito do projeto LIQUEFACT foram

realizados outros ensaios onde é possível verificar que neste local o substrato aflora à superfície,

o que justifica este valor elevado.

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

0,1 1 10 100

|A|

f0 (Hz)

Perfil 3 - A10

HVSR 1 HVSR 2 HVSR 3 HVSR 4 HVSR 5 HVSR 6

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

0,1 1 10 100

|A|

f0 (Hz)

Perfil 3 - A10

HVSR 19 HVSR 21 HVSR 22 HVSR 25 HVSR 26

44

Da análise das restantes curvas (Figura 5.7 e Figura 5.8), é possível identificar um pico único,

bem nítido, principalmente nas curvas HVSR 1, 4, 5, 6 e 22, na medida em que o valor da

amplitude decresce rapidamente em ambos os lados da curva. Relativamente aos valores

obtidos para a frequência fundamental (Quadro 5.13), existe alguma variabilidade, uma vez que

regista-se um valor mínimo de 0,90 Hz, para o registo HVSR 2 e um valor máximo de 1,98 Hz

para o registo HVSR 26, o que significa que existe alguma variação da estratigrafia ao longo

deste perfil, principalmente na zona junto ao Rio Tejo, que é o local onde foram realizados os

registos HVSR 26 e HVSR 2. Relativamente aos valores obtidos para a amplitude local, A0, estes

variam entre os 2,58 e os 4,73, mas apenas nos registos HVSR 6 e HVSR 22 é que é provável

a existência de um grande contraste de impedância em profundidade, porque são os únicos

locais com amplitude superior a 4.




Critério para curva H/V fiável: Registos - HVSR

1 2 3 4 5 6 19 21 22 25 26

i) f0 > 10/lw Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok

ii) nc (f0) > 200 Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok

iii) σA(f)<2 - 0.5f0<f<2f0 se f0>0.5Hz Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok

σA(f)<3 - 0.5f0<f<2f0 se f0<0.5Hz Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok



i) Ǝ f- ϵ [f0/4 ; f0] | Ah/v(f-) < A0/2 X X X X Ok Ok X Ok Ok Ok Ok

ii) Ǝ f+ ϵ [f0; 4f0] | Ah/v(f+) < A0/2 Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok X Ok Ok Ok

iii) A0 > 2 Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok


iv) fp [Ah/v(f) +- σA(f)] = f0 +/- 5% Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok

v) σf < e(f0) X X X X X X X X X X X

vi) σA(f0) < u(f0) Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok X Ok Ok Ok

Critério curva H/V Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok Ok

Critério pico H/V X X X X Ok Ok X X Ok Ok Ok

Da análise dos critérios (Quadro 5.14) os registos HVSR 5, 6, 22, 25 e 26 é que verificam os

critérios SESAME (2004). Os restantes registos, apesar de verificarem os registos para obter

uma curva fiável, não verificam os critérios necessários para obter um pico H/V nítido

nomeadamente um dos critérios associados à amplitude local, e outro critério associado à

estabilidade do valor da amplitude local, o que pode ser justificado devido ao facto de não se

verificar um grande contraste de impedância.

45



equação (2.14), no valor de Z e no valor da frequência fundamental, f0, obtido a partir da curva

H/V, foi possível estimar a velocidade média das ondas S, VS (Quadro 5.15).

Quadro 5.15 – Estimativa da profundidade do substrato rígido e Vs,med para o perfil 3

Registo f0 (Hz) Ibs-von Seht,1999 Parolai,2002

Z (m) Vs (m/s) Z (m) Vs (m/s)

HVSR 26 1,98 37 295 38 297

HVSR 25 1,14 80 365 88 402

HVSR 1 1,14 80 365 88 402

HVSR 2 0,90 112 401 128 459

HVSR 3 1,61 50 319 52 333

HVSR 4 1,18 76 360 84 394

HVSR 5 1,14 80 365 88 402

HVSR 6 1,18 76 360 84 394

HVSR 22 1,22 73 355 79 387

HVSR 19 1,06 88 375 98 417

HVSR 21 11,01 3 151 3 115

Da análise dos resultados é possível verificar que para a proposta de Ibs von Seht (1999), o

substrato sísmico varia entre 3,50≤Z (m)≤112, enquanto para a proposta de Parolai et al. (2002)

o substrato sísmico varia entre 2,60≤Z (m)≤128. Para este perfil, como existe informação sobre

a velocidade de propagação das ondas de corte, Vs,med, obtida a partir dos diversos perfis CH,

estimou-se a profundidade do substrato sísmico (Quadro 5.16) adotando f0 obtido a partir das

curvas H/V, mas neste perfil considerou-se o valor da velocidade de propagação das ondas de

corte ns 30 metros, Vs,30, superficiais.

Quadro 5.16 – Estimativa do substrato rígido com base nos resultados dos ensaios CH – perfil 3

Local Registo Vs,30 (m/s) f0 (Hz) Z (m)

S203 HVSR 26 292 1,98 39

S11 HVSR 25 167 1,14 42

S6 HVSR 25 203 1,14 58

S208 HVSR 1 167 1,14 45

S16 HVSR 3 168 1,39 33

S220 HVSR 4 181 1,18 47

S22 HVSR 4 181 1,16 48

S25 HVSR 5 160 1,14 34

S225 HVSR 5 185 1,14 41

S28 HVSR 5 e 6 172 1,16 40

S32 HVSR 6 165 1,20 43

S232 HVSR 22 164 1,22 43

S37 HVSR 22 e 19 159 1,14 43

S304 HVSR 19 167 1,06 51

S42 HVSR 21 216 11,01 5

É possível verificar que a profundidade do substrato rígido estimado com o valor de Vs,30, varia

entre 5≤Z (m)≤58, o que significa que são valores claramente inferiores aos obtidos com as

46

propostas de Ibs von Seht (1999) e Parolai et al. (2002). Na Figura 5.9 representa-se a estimativa


3, onde é facilmente visível a diferença entre as diferentes propostas adotadas. Tal como

indicado anteriormente, a diferença está relacionada com o facto de as propostas de Ibs-von

Seht (1999) e Parolai et al (2002), terem sido desenvolvidas com base em registos de ruído

ambiente desenvolvidos em locais onde os solos eram caracterizados por terem velocidades de




No entanto, os valores obtidos com base nos valores dos ensaios CH não são representativos

da existência do substrato rígido, na medida em que existem casos em que os ensaios foram

realizados até uma profundidade elevada, mas onde não foi identificado um contraste de rigidez

elevado, nomeadamente nos locais S6, S11, S16, S28, S37 e S220. Na Figura 5.10 representa-

se o perfil geológico definido para a zona em estudo, de acordo com Vis et al. (2008), sobrepondo

as curvas H/V obtidas com as medições da velocidade das ondas s, Vs, proveniente dos ensaios

CH desenvolvidos no âmbito do projeto LIQUEFACT.

Conjugando os resultados das curvas dos registos, com a Figura 5.10 é possível concluir que:

Zona central do perfil: Picos de amplificação a frequências baixas entre 0,89 e 1,10 Hz

que podem estar relacionados com o contraste de impedância entre o Miocénico e o

depósito aluvionar (FU-1B & FU-2), a uma profundidade média entre 50 e 60 metros;

Zona central do perfil: Picos de amplificação a altas frequências, entre 1,50 e 3,0 Hz os

quais podem estar relacionados com o contraste de impedância entre a camada de

sedimentos marinhos (FU-4) e a camada de sedimentos composta por areias finas,

médias e grosseiras (FU-5);

Extremidades do perfil: Picos de amplificação a altas frequências, nomeadamente 2 Hz

e 11 Hz, os quais podem estar relacionados com o contraste de impedância entre a

S230S11

S6

S208S16

S220

S22S25

S225

S28

S32

S232

S37 S304

S42

HVSR 26

HVSR 25

HVSR 1

HVSR 2

HVSR 3

HVSR 4 HVSR 5 HVSR 6

HVSR 22

HVSR 19

HVSR 21

0,00

20,00

40,00

60,00

80,00

100,00

120,00

140,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)


CH Ibs-von Seth,1999 Parolai,2002

47

camada superior fraturada do Miocénico e a camada inferior do Miocénico, entre os 7 e

os 35 metros de profundidade.

Figura 5.10- Perfil geológico para a zona do viaduto da A10 com perfis de velocidade e curvas H/V

(adaptado de LIQUEFACT,2017)

5.6 CONSIDERAÇÕES FINAIS

Do estudo de sensibilidade que foi desenvolvido para alguns registos, é possível concluir que a

variação dos parâmetros lw, STA, LTA, min STA/LTA e max STA/LTA, não tem influência nos

resultados obtidos, principalmente em relação aos valores de f0. É possível concluir que a

escolha manual das zonas do registo que devem ser consideradas na análise tem influência nas

curvas H/V obtidas, resultando em curvas que verificam os requisitos previstos no projeto

SESAME, quando comparadas com a escolha automática das janelas, ou analisando o sinal sem

qualquer corte.

A campanha experimental desenvolvida teve como principal objetivo estimar a resposta sísmica,

nomeadamente a frequência fundamental, f0, e correspondente fator de amplificação local, A0,

utilizando o método de Nakamura ou método H/V. Foram realizados 26 registos de ruído

ambiente para a zona da Lezíria Grande, em Vila Franca de Xira, organizando estes registos em

três perfis (perfil 1 – Lezíria; perfil 2 – N10; perfil 3 – A10), sendo que foi no perfil 3 que se

concentraram a grande parte dos registos realizados. Cada registo foi analisado recorrendo ao

software Geopsy, a partir do qual é possível obter a curva H/V.

Analisando as curvas H/V obtidas, identificam-se diversos tipos de curvas, existindo uma elevada

variabilidade no que diz respeito aos valores de amplitude local, A0.

Para os registos HVSR 9, HVSR 22 e HVSR 24, é possível verificar que as curvas são

constituídas por um único pico, bem definido, registando-se amplitudes locais com valores

48

elevados, A0 = 8,46, A0 = 4,73 e A0 = 5,58 respetivamente, o que evidencia a possibilidade de

nesse local existir um grande contraste de impedância, entre a camada superficial e o substrato

sísmico, porque A0> 4,0. Para os restantes registos, os tipos de curva variam, mas na maioria

dos casos a curva obtida também é constituída por um único pico. No entanto, são curvas em

que o pico não é bem definido, e em que A0< 4,0, o que implica que para estes locais já não é

possível confirmar a existência de um contraste de impedância.

Relativamente aos valores obtidos para a frequência fundamental, f0, existe alguma variabilidade,

no entanto, os mesmos podem ser considerados como válidos, uma vez que para todos os

registos, com exceção do registo HVSR 17, os critérios previstos no projeto SESAME associados

à viabilidade da curva obtida são verificados. Dos valores de frequência obtidos, é possível

concluir que para o perfil 1 e para o perfil 2, a estratigrafia é semelhante ao longo de todo o perfil,

uma vez que a variabilidade dos valores da frequência é baixa, entre 1,10 ≤ f0 ≤1,22 Hz para o

perfil 1 e 1,03 ≤ f0 ≤1,22 Hz para o perfil 2, em contraste com o perfil 3, onde os valores variam

entre 0,90 ≤ f0 ≤1,98 Hz, registando-se um caso em que f0 = 11,01 Hz, para o registo HVSR 21.

Este valor pode é justificado com o facto de neste local o substrato aflorar à superfície.

Os critérios definidos no projeto SESAME (2004) demonstraram ser uma ferramenta muito útil,

não só na definição da campanha experimental, e na realização dos registos, mas também na

análise dos registos, validação e interpretação das curvas H/V obtidas nos diversos locais. Da

análise da verificação dos critérios para validação das curvas obtidas, conclui-se que o parâmetro

que mais influência a validação da curva é a amplitude local, A0, uma vez que os casos em que

as curvas não são válidas é devido ao facto dos critérios associados às condições de amplitude

não serem verificados.

Para a estimativa do substrato rígido, Z, com base nos resultados das curvas H/V, adotaram-se

duas metodologias: a proposta por Ibs Von Seht (1999) e Parolai et al. (2002). A partir destas

propostas é possível estimar a velocidade de propagação das ondas de corte média, tendo-se

encontrado valores médios da ordem de 300 a 400 m/s. Os valores obtidos para estas

metodologias são elevados, quando comparados com os registados nos perfis CH, devido ao

facto destas propostas terem sido desenvolvidas com base em registos de ruído ambiente

desenvolvidos em locais onde os solos eram caracterizados por terem velocidades de



Tendo em conta que estes valores médios da velocidade da onda de corte são superiores ao

que é expectável para o terreno em análise, foi estimada a profundidade do substrato rígido

adotando dois valores de velocidade média de propagação das ondas s, Vs,med = 200 m/s e

Vs,med = 300 m/s.-.

.

49

6 AVALIAÇÃO DO POTENCIAL DE LIQUEFACÇÃO

No presente capítulo apresenta-se a avaliação do potencial de liquefação, adotando a

metodologia prevista no EC-8 e a metodologia proposta por Boulanger e Idriss (2014) para

avaliação com base nos registos dos ensaios SPT, considerando três tipos de ações sísmicas,

nomeadamente duas ações regulamentares, e ainda uma ação com base em registos sísmicos

locais. Para a ação sísmica com base em registos sísmicos, avaliou-se o potencial de liquefação

considerando os valores de tensão de corte que são possíveis de obter recorrendo ao método

linear equivalente.

Não foi possível analisar os resultados de outros ensaios de campo, devido à limitação temporal

para o desenvolvimento deste trabalho, bem como a limitação do número de páginas do presente

documento.

Com vista a avaliar o potencial de liquefação do local em estudo, com base nos ensaios SPT

adotou-se a seguinte metodologia:

1) Definição dos locais para avaliar o potencial de liquefação;

2) Classificação do tipo de terreno de acordo com o EC-8, com base no valor de Vs,30;

3) Definição da ação sísmica a adotar;

4) Aplicação do Método Linear Equivalente (MLE) para avaliação da resposta sísmica local;

5) Avaliação do potencial de liquefação, através da determinação do fator de segurança à

liquefação (FSLiq) e dos índices de risco, através da determinação da probabilidade de

liquefação (PL) e do índice do potencial de liquefação (LPI).

6.1 SELEÇÃO DOS LOCAIS

Tal como indicado anteriormente, a zona do viaduto da A10 foi escolhida devido a existir

informação relevante proveniente de ensaios in situ realizados no âmbito da construção deste

viaduto, nomeadamente sondagens SPT, perfis Cross-Hole (CH) e ensaios CPTu, entre os quais

2 são SCPTu. A escolha dos locais para avaliar o potencial de liquefação, teve em conta a

informação existente, incluindo os registos de ruído ambiente que foram realizados e

apresentados no capítulo 5.

Com o objetivo de avaliar o potencial de liquefação, foram estudados três locais, cuja localização

está representada na Figura 6.1, nomeadamente:

Local 1, L1 – HVSR 5, sondagem GC S25 e perfil CH CS 25A;

Local 2, L2 – HVSR 6, sondagem GC S32 e perfil CH CS 28A;

Local 3, L3 – HVSR 22, sondagem GC S31 A e perfil CH CS 32A;

50

Figura 6.1- Localização dos locais de avaliação do potencial de liquefação

6.2 CLASSIFICAÇÃO DO TIPO DE TERRENO

Para classificação do tipo de terreno adotou-se a metodologia proposta na NP EN 1998-1 (2010),

segundo a qual o terreno deverá ser classificado de acordo com o valor da velocidade média da

onda de corte nos 30 metros superficiais, Vs,30, se disponível, a qual é dada pela equação Error!

Reference source not found.. Em alternativa, deverá utilizar-se o valor de NSPT.

Para os locais definidos, uma vez que existem os perfis dos ensaios CH, é possível determinar

Vs,30, obtendo-se L1: Vs,30 = 160,47 (m/s); L2: Vs,30 = 165,33 (m/s); L3: Vs,30 = 163,50 (m/s), pelo

que é possível definir o terreno como tipo D, uma vez que Vs,30 <180 (m/s). De acordo com o

especificado no quadro presente no Anexo 3, os solos tipo D são definidos como depósitos de

solos não coesivos de compacidade baixa a média ou de solos predominantemente coesivos de

consistência mole a dura.

6.3 DEFINIÇÃO DA AÇÃO SÍSMICA

Para avaliar o potencial de liquefação foi necessário definir o tipo de ação sísmica a considerar.

No presente estudo, foram estudados dois tipos de ação sísmica:

1. Ação sísmica regulamentar, definida com base na NP EN 1998-1 (2010);

2. Ação sísmica local, definida com base no tipo de solo.

6.3.1 AÇÃO SÍSMICA REGULAMENTAR

Relativamente à magnitude sísmica, M, a considerar para cada tipo de ação, de acordo com o

Anexo Nacional NA.I presente na NP EN 1998-5 (2010), para o concelho de Vila Franca de Xira

e para estruturas com classe de importância II (edifícios correntes), para S1, deve-se considerar

MS1 = 7,50, enquanto para S2 deve-se considerar MS2 = 5,50.

L1

L2

L3

51

A zona sísmica é definida com base na Figura 3.3, enquanto a aceleração máxima de referência,

agR, é determinada de acordo com o indicado no Quadro 3.1. O concelho de Vila Franca de Xira

está definido como zona sísmica 1.4 para S1 e zona sísmica 2.3 para S2. De acordo com o

mencionado no Quadro 3.1, para S1, zona 1.4, a aceleração máxima de referência, agR,S1 = 1,00

m/s2 enquanto para S2, zona 2.3, a aceleração máxima de referência, agr,s2 = 1,70 m/s2.

Com base no indicado anteriormente, foi possível definir qual o valor da aceleração máxima a

considerar, indicados no Quadro 6.1. Relativamente aos valores indicados, α corresponde ao

coeficiente sísmico, o qual é dado pelo quociente entre a aceleração máxima e a aceleração da

gravidade, ou seja, α = amáx/g.

Quadro 6.1 – Ação máxima regulamentar a considerar para cada acção sísmica

Ação Sísmica MS agR (m/s²) Smax γt ag (m/s²) S amax (m/s²) α

Tipo 1 7,50 1,00 2,00 1,00 1,00 2,00 2,00 0,20

Tipo 2 5,20 1,70 2,00 1,00 1,70 1,77 3,00 0,31

6.3.2 AÇÃO SÍSMICA LOCAL DEFINIDA POR REGISTO SÍSMICO

Com o objetivo de estudar a forma como a magnitude do sismo pode influenciar as curvas CSR

e CRR obtidas, em comparação com a metodologia prevista pela NP EN 1998-1:2010, definiu-

se outra ação sísmica, definida com base em registos sísmicos, que possa ser passível de

ocorrer no local, tendo como base os ensaios realizados “in situ”, nomeadamente os ensaios CH,

recorrendo ao valor da velocidade média das ondas de corte, Vs,30.

Para o presente caso, para os 3 locais definidos, o valor da velocidade média das ondas de corte,

Vs,30 é em média 160 m/s. De acordo com a base de dados fornecida, e com base no valor de

Vs,30 e no tipo de solo (Tipo D), optou-se pelo sismo de Izmit, na Turquia em 1999, o qual é que

mais se adequa para o local, tendo em conta as características do local, com as características

indicadas no Quadro 6.2, cujo acelerograma está representado na Figura 6.2.

Quadro 6.2 – Ação sísmica a considerar com base em registos sísmicos

País Turquia

Nome Izmit Tipo de terreno D

Data 17.8.1999 Vs,30 (m/s) 173,00

Magnitude 7,60 Aceleração horizontal de pico (m/s²) 2,55

Geologia local Very soft soil α 0,21

52

Figura 6.2- Acelerograma para a ação sísmica local

6.4 MÉTODO LINEAR EQUIVALENTE PARA AVALIAÇÃO DA RESPOSTA SÍSMICA LOCAL

De forma a avaliar a aplicabilidade dos registos de ruído ambiente para avaliar o potencial de

liquefação, é necessário avaliar a resposta sísmica do local. Para tal adotou-se o método linear

equivalente, recorrendo ao programa EERA, tendo sido realizadas duas análises,

nomeadamente: A1 – análise elástica linear; A2 – análise linear equivalente.

A análise elástica linear, A1, serve para validar o perfil de terreno adaptado, enquanto a análise

linear equivalente, A2, serve para estimar as tensões de corte em profundidade para avaliação

do potencial de liquefação para os locais definidos.

Numa primeira fase, foi necessário definir os perfis geológicos dos locais para avaliação do

potencial de liquefação, baseados nos registos das sondagens, de forma a definir as diferentes

camadas a utilizar, mas também a informação de ensaios CH, para definir as características de

cada camada, nomeadamente o valor da velocidade média das ondas de corte, Vs, e o peso

volúmico, γ. Uma vez que se pretende uma descrição detalhada do perfil, definiram-se camadas

com espessuras médias de 2,0 metros. Na Figura 6.4 representa-se a variação de Vs em

profundidade para os três locais em estudo, em que L1 corresponde ao CH 25A, L2 corresponde

ao CH 28A e L3 corresponde ao CH 32A.

Figura 6.3- Perfis de Vs em profundidade para os 3 locais a analisar

-3,00

-2,50

-2,00

-1,50

-1,00

-0,50

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

0 20 40 60 80 100 120 140 160

am

áx

(m/s

2)

Tempo (s)

0

10

20

30

40

50

60

0 200 400 600

Pro

fundid

ade (

m)

Vs (m/s) - L1

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 200 400

Pro

fund

idad

e (

m)

Vs (m/s) - L2

0

10

20

30

40

50

60

0 200 400 600

Pro

fundid

ade (

m)

Vs (m/s) - L3

53

Após definir os diferentes perfis, definiram-se as curvas de degradação (G/Gmáx – γ) e de

amortecimento (γ – ξ) para cada uma das camadas, de acordo com a proposta de Darendeli

(2001) consoante o tipo de material e de acordo com a pressão de confinamento, p’.

Após definir as curvas, é necessário proceder ao cálculo das propriedades dinâmicas do solo,

nomeadamente o módulo de distorção, G, e o coeficiente de amortecimento, ξ, consoante o nível

de distorção, γ, em cada uma das camadas. Este cálculo, conforme indicado anteriormente, é

um processo iterativo, o qual termina no instante em que se verifica que os valores das

propriedades dinâmicas do solo convergiram.

6.4.1 ANÁLISE ELÁSTICA LINEAR – A1

Para realizar esta análise considera-se uma ação sísmica, aplicando um fator de escala de

0,001g ao acelerograma da Figura 6.2, para que a resposta do solo seja linear, avaliando-se a

resposta do perfil.

Para tal, é necessário garantir que a distorção máxima, γmáx, assuma valores que não exceda o

valor de 2x10-5, de forma a que o comportamento seja considerado como linear, cuja variação

em profundidade está representada na Figura 6.4 e que que G/Gmax ≈ 1,0, cuja variação está

representada na Figura 6.5.

Figura 6.4- Variação da distorção máxima, γmax em profundidade para a análise elástica, A1

0

10

20

30

40

50

60

0E+00 1E-05 2E-05

Pro

fund

idad

e (

m)

γmax - L1

0

10

20

30

40

50

60

0E+00 1E-05 2E-05

Pro

fundid

ade (

m)

γmax - L2

0

10

20

30

40

50

60

0E+00 1E-05 2E-05

Pro

fund

idad

e (

m)

γmax - L3

54

Figura 6.5- Variação da relação G/Gmax em profundidade para a análise elástica, A1

Analisando a informação da Figura 6.4 e Figura 6.5 é possível verificar que para os três locais a

variação de γmax em profundidade é quase nula, com uma variação máxima aproximada de 2x10-

5 e que a relação G/Gmáx assume valores muito próximos de 1, pelo que é possível afirmar que

os perfis definidos são válidos.

Após validar os perfis definidos, procede-se ao cálculo da resposta sísmica, nomeadamente

através do cálculo do deslocamento, velocidade, aceleração, distorção, fator de amplificação,

espetro de amplitude Fourier e ainda os espetros de resposta. No Quadro 6.3 apresentam-se os

valores obtidos para a análise A1, e a comparação com os valores obtidos para os mesmos locais

obtidos com base nas curvas H/V. Os valores de frequência obtidos para esta análise, f0,A1, foram

obtidos automaticamente no programa EERA, o qual determina o valor com base nas funções

de transferência entre a base e a superfície do terreno.

Quadro 6.3 – Comparação dos valores obtidos para a frequência, f0,A1 vs f0,H/V

Registo f0,H/V (Hz) f0,A1 (Hz) Δ (%)

HVSR5 1,14 1,23 8

HVSR6 1,18 1,30 10

HVSR22 1,22 1,17 4

Da análise dos resultados obtidos é possível verificar que para os três locais o valor obtido para

esta análise é semelhante ao obtido com base na curva H/V, verificando-se que os valores

obtidos para a análise elástica, f0,A1, variam em média 10 % do valor obtido f0,H/V, pelo que pode-

se considerar um bom ajustamento.

0

10

20

30

40

50

60

0 0,5 1

Pro

fund

idad

e (

m)

G/Gmax - L1

0

10

20

30

40

50

60

0 0,5 1

Pro

fund

idad

e (

m)

G/Gmax - L2

0

10

20

30

40

50

60

0 0,5 1

Pro

fund

idad

e (

m)

G/Gmax - L3

55

6.4.2 ANÁLISE LINEAR EQUIVALENTE – A2

Após validação dos perfis através da análise elástica, realizou-se a análise linear equivalente a

fim de avaliar a resposta sísmica local, considerando o acelerograma da Figura 6.2 com um fator

de escala unitário. No programa EERA, a acção sísmica é aplicada no “Outcrop”, ou seja no

substrato sísmico. Na Figura 6.7, Figura 6.8 e Figura 6.9 apresenta-se a resposta sísmica em

profundidade para cada local, nomeadamente a variação da aceleração máxima, amáx, da

distorção máxima, γmáx, da relação G/Gmáx e ainda da tensão de corte, τ, enquanto no Quadro

6.4 apresentam-se os valores máximos obtidos para cada um dos locais.

Figura 6.6- Variação da resposta sísmica em profundidade para o registo HVSR 5 - L1

Para, L1, que corresponde ao registo HVSR 5 é possível verificar que a aceleração máxima,

amáx = 3,30 m/s2, e a distorção máxima, γmáx= 0,0193, ocorrem sensivelmente à mesma

profundidade. Relativamente a γmáx, esta concentra-se essencialmente entre os 8 e os 14 metros,

uma zona que é essencialmente composta por areias finas e lodos, em que Vs = 130 m/s. γmáx

ocorre aos 12 metros, onde existe a transição entre uma camada de solo constituída por uma

areia fina siltosa, com Vs = 130 m/s e uma camada de solo constituída por uma areia fina com Vs

= 170 m/s. Relativamente à curva G/Gmáx, à medida que a distorção aumenta, a relação G/Gmáx

diminui, registando-se o valor mínimo desta relação à profundidade de γmáx. Para este local, a

tensão de corte máxima verificada é τmax = 292 kPa.

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4

Pro

fundid

ade (

m)

amax (m/s2) - L1

0

10

20

30

40

50

60

0 0,01 0,02 0,03

Pro

fund

idad

e (

m)

γmax - L1

0

10

20

30

40

50

60

0 0,5 1

Pro

fund

idad

e (

m)

G/Gmax - L1

0

10

20

30

40

50

60

0 100 200

Pro

fundid

ade (

m)

τmax (kPa) - L1

56


Em relação aos resultados obtidos para L2, que corresponde ao registo HVSR 6, é possível

verificar que para este caso, a distorção máxima, γmáx, ocorre à profundidade de 7,75 metros,

enquanto a aceleração máxima, amáx, ocorre aos 24 metros. Relativamente a γmáx, verifica-se que

esta concentra-se essencialmente entre os 2,50 e os 12,50 metros, uma zona que é

essencialmente composta por areias finas com alguns traços de lodos, em que Vs = 147 m/s. À

profundidade onde é registada a aceleração máxima, aos 24 metros, é onde existe a transição

entre uma camada de siltes lodosos muito moles, com Vs = 212 m/s e uma camada de areias

médias a finas, siltosas mais ou menos lodosas, com Vs = 272 m/s. Relativamente à curva G/Gmáx,

verifica-se a mesma tendência do local L1, ou seja, à medida que a distorção aumenta, a relação

G/Gmáx diminui, registando-se o valor mínimo desta relação à profundidade de γmáx. Para este

local, a tensão de corte máxima verificada é τmax = 208 kPa.

Em relação ao local 2, L2, comparando com o local 1, é possível verificar que a distorção máxima

atinge um valor ligeiramente superior, γmáx= 0,0201 e que a aceleração máxima atinge um valor

ligeiramente inferior, amáx = 3,09 m/s2.


0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 2 4

Pro

fundid

ade (

m)

amax (m/s2) - L2

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 0,01 0,02 0,03

Pro

fundid

ade (

m)

γmax - L2

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 0,5 1

Pro

fundid

ade (

m)

G/Gmax - L2

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 100 200

Pro

fundid

ade (

m)

τmax (kPa) - L2

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4

Pro

fund

idad

e (

m)

amax (m/s2)

0

10

20

30

40

50

60

0 0,01 0,02 0,03

Pro

fundid

ade (

m)

γmax - L3

0

10

20

30

40

50

60

0 0,5 1

Pro

fundid

ade (

m)

G/Gmax - L3

0

10

20

30

40

50

60

0 50 100 150

Pro

fund

idad

e (

m)

τmax (kPa)

57

Relativamente aos resultados obtidos para o local 3, L3, comparando com os outros dois locais,

é possível verificar que é para este local que se verifica o maior valor de aceleração máxima,

amáx = 3,99 m/s2, e o menor valor de distorção máxima γmáx= 0,0109.

Em relação aos resultados obtidos para L3, que corresponde ao registo HVSR 22, é possível

verificar que para este caso, tanto a distorção máxima, γmáx, como a aceleração máxima, amáx,

tal como no local L1, ocorrem à mesma profundidade, aos 24 metros. Relativamente a γmáx, o

valor aumenta em profundidade até aos 24 metros, sendo esta zona essencialmente composta

por areias finas a médias sem coesão, levemente lodosas com Vs = 150 m/s. A distorção máxima

e aceleração máxima, ocorrem numa zona onde existe a transição entre uma camada de areia

média a fina +- lodosa, com uma espessura de 6 metros, com Vs = 149 m/s e uma camada de

lodos +- siltosos muito moles com Vs = 210 m/s. Relativamente à curva G/Gmáx, verifica-se a

mesma tendência que nos restantes locais, ou seja, à medida que a distorção aumenta, a relação

G/Gmáx diminui, registando-se o valor mínimo desta relação à profundidade de γmáx. Para este

local, a tensão de corte máxima verificada é τmax = 327 kPa.

Quadro 6.4 – Valores obtidos para a análise linear, A2

Registo amáx (m/s2) Z (m) γmáx Z (m) τmax (kPa) ag,máx (m/s2) ag (m/s2) A0

HVSR5 3,30 14,00 0,0193 12,00 292 1,77 2,55 0,69

HVSR6 3,09 24,00 0,0201 7,75 208 2,71 2,55 1,06

HVSR22 3,99 24,00 0,0109 22,00 327 2,72 2,55 1,07

É ainda possível verificar que para os 3 locais estudados a aceleração à superfície é 0,18g para

L1 e 0,28 para L2 e L3, o que corresponde um fator de amplificação da aceleração de pico de 0,69

para L1 e 1,07 para L2 e L3.

6.5 AVALIAÇÃO DO POTENCIAL DE LIQUEFAÇÃO

Para avaliação do potencial de liquefação foram consideradas três tipos de acção sísmica,

nomeadamente a acção sísmica regulamentar S1, a acção sísmica regulamentar S2, e a ação

sísmica local, com base no registo sísmico do sismo de Izmit, na Turquia. A avaliação do

potencial de liquefacção foi determinado adotando as seguintes metodologias (Quadro 6.5):

NP EN 1998-5 (2010) para os três tipos de acção sísmica, designada por EC8;

Boulanger e Idriss (2014) para os três tipos de acção sísmica, designada por B&I;

Método linear equivalente para a acção sísmica com base no registo sísmico para o

sismo de Izmit, designada por MLE.

A principal diferença entre cada uma das metodologias utilizadas é na forma de estimar o valor

da tensão de corte em profundidade. A metodologia EC8 e B&I estima a tensão de corte

considerando o tipo de acção sísmica a tensão vertical efectiva em profundidade, enquanto a

metodologia MLE, estima o valor da tensão de corte em profundidade, considerando também o

tipo de acção sísmica e a tensão vertical efectiva, mas também as curvas de rigidez e

58

amortecimento para cada uma das camadas, propostas por Darendeli (2001). Na Figura 6.10,

Figura 6.11 e Figura 6.12, está representada a variação da tensão de corte em profundidade,

obtida para as diferentes acções e metodologias consideradas, para os locais L1, L2 e L3.

Quadro 6.5 – Metodologias adotadas para avaliação do potencial de liquefação

Ação sísmica NP EN 1998-5 (2010)

EC8

Boulanger e Idriss (2014)

B&I MLE

Regulamentar – S1 √ √ X

Regulamentar – S2 √ √ X

Registo - Izmit √ √ √

Figura 6.9 - Tensão de corte em profundidade para L1


0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 20 40 60 80 100 120

Pro

fun

did

ad

e (

m)

τ (kPa)

EC8-S1 EC8-S2 B&I-S1 B&I-S2 EC8-Registo B&I-Registo MLE-Registo

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Pro

fun

did

ad

e (

m)

τ (kPa)


59


Quadro 6.6 – Tensão de corte em profundidade para L1

Prof. (m) S1 S2 Registo

EC8 B&I Δ(%) EC8 B&I Δ (%) EC8 B&I Δ(%) MLE ΔEC8-MLE (%) ΔB&I-MLE (%)

1 4 4 1 4 4 1 5 5 1 1 74 74

3 11 11 2 12 12 2 13 13 2 5 64 63

5 21 20 4 23 22 4 26 25 4 10 63 62

7 29 28 5 32 30 5 36 34 5 15 60 58

9 38 35 7 41 39 7 47 43 7 19 59 56

11 46 41 12 51 45 12 57 50 12 23 60 55

13 55 45 17 60 49 17 67 56 17 24 65 58

15 55 42 23 60 46 23 67 52 23 24 65 55

17 62 45 28 68 49 28 76 55 28 24 68 56

19 82 55 33 90 60 33 101 67 33 24 76 64



EC-8 B&I (%) EC-8 B&I (%) EC-8 B&I Δ(%) MLE ΔEC8-MLE (%) ΔB&I-MLE (%)

1 4 4 1 4 4 1 4 4 1 4 19 19

3 11 11 2 12 12 2 13 13 2 11 21 19

5 20 19 3 22 21 3 25 24 3 14 43 41

6 33 31 5 36 34 5 40 38 5 15 62 60

8 39 37 6 43 40 6 48 45 6 17 64 62

9 46 43 7 51 47 7 57 53 7 18 68 66

11 54 47 12 59 52 12 66 58 12 20 70 66

13 62 51 17 67 56 17 76 63 17 19 74 69

15 58 46 21 64 50 21 72 56 21 22 70 61

16 66 49 25 72 54 25 81 60 25 27 67 56

18 73 51 31 80 55 31 90 62 31 32 65 49

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 20 40 60 80 100 120

Pro

fun

did

ad

e (

m)

τ (kPa)


60



EC-8 B&I Δ(%) EC-8 B&I Δ(%) EC-8 B&I Δ(%) MLE ΔEC8-MLE (%) ΔB&I-MLE (%)

1 2 2 0 2 2 0 3 3 0 2 19 19

2 7 7 2 8 8 2 9 9 2 8 14 13

4 15 14 3 16 15 3 18 17 3 14 20 17

6 22 21 5 24 23 5 27 26 5 20 26 23

8 35 33 6 38 35 6 43 40 6 23 47 43

10 43 39 9 47 43 9 53 48 9 23 56 51

12 52 44 15 57 48 15 64 54 15 24 62 56

14 61 48 20 66 53 20 74 60 20 27 64 55

16 69 52 25 76 56 25 85 64 25 28 67 56

18 78 54 31 85 59 31 96 66 31 30 69 55

Avaliando os valores obtidos, é possível verificar que os valores de tensão de corte obtidos com

base no método linear equivalente, MLE, são claramente inferiores aos valores obtidos para as

metodologias EC8 e B&I, independentemente do tipo de acção sísmica considerada. No Quadro

6.6, Quadro 6.7 e Quadro 6.8 estão indicados os valores de tensão de corte para L1, L2 e L3, para

cada uma das metodologias adotadas, consoante o tipo de acção considerada.

Relativamente à acção sísmica regulamentar S1 e S2, é possível verificar que para os três locais

analisados, comparando a metodologia EC8 com a B&I, existe uma variação 1≤Δ≤31 %,

Analisando a acção sísmica com base no registo, constata-se que, comparando a metodologia

EC8 e B&I, existe a mesma variação do que a registada para a acção sísmica regulamentar,

1≤Δ≤31 %, no entanto, comparando os valores obtidos entre a metodologia MLE e a metodologia

EC8, a variação é significativa, para L1 existe uma variação 59≤Δ≤76 %, enquanto para L2 e L3,

existe uma variação 14≤Δ≤ 70 %. Comparando a metodologia MLE com a metodologia B&I, a

variação entre os valores é semelhante à registada na comparação com EC8, no entanto os

valores são ligeiramente inferiores. Estas variações registadas, vão influenciar, e muito, a

avaliação do potencial de liquefacção, na medida em que a tensão de corte é o parâmetro que

maior influência tem nos resultados obtidos.

6.5.1 DEFINIÇÃO DAS CURVAS CRR

Na definição das curvas CRR adotou-se a proposta de Boulanger e Idriss (2014), a partir da qual

é possível avaliar o potencial de liquefação com base em registos de ensaios SPT. As curvas

CRR, representadas na Figura 6.12, foram determinadas considerando diferentes percentagens

de finos, nomeadamente: i) %finos ≤ 5%; ii) %finos = 15%; iii) %finos = 35%.

Uma vez que o potencial de liquefação vai ser avaliado para três tipos de acção sísmica, é

necessário proceder à correção dos valores de CRR, tendo em conta a magnitude da acção

sísmica considerada, nomeadamente através do parâmetro MSF, cujo valor adotado é:

S1 – Areias: MSF = 1,0; Argilas: MSF = 1,0;

S2 – Areias: MSF = 1,8; Argilas: MSF = 1,13;

Registo: Izmit – Areias: MSF = 0,974; Argilas: MSF = 0,996.

61

Figura 6.12- Curvas de resistência CRR para as três ações sísmicas consideradas

As curvas para a %finos = 15% foram determinadas adotando os valores de MSF

correspondentes às areias.

6.5.2 AÇÃO SÍSMICA REGULAMENTAR S1

6.5.2.1 Determinação do valor CSR

O potencial de liquefação para a ação sísmica regulamentar S1, foi avaliado considerando as

metodologias indicadas no Quadro 6.8. Na Figura 6.14, Figura 6.15 e Figura 6.16 está

representado o cálculo dos valores de CSR para os locais L1, L2 e L3, para a ação sísmica

regulamentar S1, para as metodologias EC8 e B&I, correspondentes às sondagens GC S25, GC

S32 e GC S31.

Figura 6.13- Valores de CSR ação sísmica regulamentar S1 para L1

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0,000 10,000 20,000 30,000 40,000

CS

R;

CR

R

(N1)60,cs

S1 - %finos ≤ 5% S1 - %finos = 15% S1 - %finos = 35%

S2 - %finos ≤ 5% S2 - %finos = 15% S2 - %finos = 35%

Izmit - %finos ≤ 5% Izmit - %finos = 15% Izmit - %finos = 35%

CRR

CRR

%finos ≤ 5%

%finos = 15%

%finos = 35%

0.000

0.100

0.200

0.300

0.400

0.500

0.600

0.700

0.800

0.900

0.00 10.00 20.00 30.00 40.00

CS

R;

CR

R

(N1)60,cs

EC8 B&I

Não Liquefaz

Liquefaz

62



É possível verificar que para os três locais, os valores de CSR são superiores a CRR, pelo que

é provável a ocorrência de liquefação. Analisando os perfis de sondagem para os 3 locais,

verifica-se que os solos são essencialmente de natureza lodosa, com valores de NSPT

relativamente baixos, o que pode justificar os valores elevados de CSR. A diferença entre os

locais L1 e L3 para o local L2, pode ser justificada devido à posição do nível freático, onde para

L1 e L3 este situa-se aos 6,00 metros, enquanto para L2 situa-se aos 2,00 metros.

É possível verificar que a ligeira diferença entre os valores obtidos para cada metodologia, está

relacionada com a variação no valor da tensão de corte, conforme especificado anteriormente,

na medida em que quanto maior for o valor da tensão de corte, maior será o valor de CSR. No

Quadro 6.9 apresentam-se os valores máximos e mínimos de CRR e CSR para a ação sísmica

regulamentar S1.

%finos ≤ 5%

%finos = 15%

%finos = 35%

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0,800

0,900

1,000

0,00 10,00 20,00 30,00 40,00

CS

R;

CR

R

(N1)60,cs

EC8 B&I

Liquefaz

Não Liquefaz

%finos ≤ 5%

%finos = 15%

%finos = 35%

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0,800

0,900

0,00 10,00 20,00 30,00 40,00

CS

R;

CR

R

(N1)60,cs

EC8 B&I

Liquefaz

Não Liquefaz

63

Quadro 6.9 – Valores máximos e mínimos de CRR e CSR para S1

Local CRR CSR-EC8 CSR-B&I

Min Max Min Max Min Max

L1 0,070 0,151 0,228 0,378 0,219 0,279

L2 0,069 0,166 0,228 0,508 0,226 0,387

L3 0,071 0,103 0,228 0,347 0,217 0,262

6.5.2.2 Fator de segurança à liquefação, FSLiq

Com base no valor de CSR, determinou-se o FSLiq, o qual serve para avaliar a segurança à

liquefação. Na Figura 6.17, Figura 6.18 e Figura 6.19, presentam-se os resultados obtidos para

os locais L1, L2 e L3 respetivamente, enquanto no Quadro 6.13 apresentam-se os valores

máximos e mínimos de FSLiq para a ação sísmica regulamentar S1.

Figura 6.16 – FSLiq para ação sísmica regulamentar S1 para L1


0

5

10

15

20

25

0.000 0.200 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200

Pro

fun

did

ad

e (

m)

FSLiq - L1

EC8 B&I

Não LiquefazLiquefaz

0

5

10

15

20

25

0.000 0.200 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200

Pro

fun

did

ad

e (

m)

FSLiq - L1

EC8 B&I


64


Analisando os valores obtidos, é possível verificar que para todas as profundidades analisadas,

nos três locais, FSLiq <1,0 o que era expectável tendo em conta o facto dos de CSR serem

superiores aos valores de CRR. No Quadro 6.10 apresentam-se os valores máximos e mínimos

de CRR e CSR para a ação sísmica regulamentar S1.

Quadro 6.10 – Valores máximos e mínimos FSLiq para ação sísmica regulamentar S1

Local FSLiq -EC8 FSLiq -B&I

Min Max Min Max

L1 0,190 0,613 4,068 0,648

L2 0,141 0,502 0,192 0,506

L3 0,213 0,363 0,285 0,392

6.5.2.3 Probabilidade de ocorrência de liquefação

Com base nos valores de FSLiq, determinou-se a probabilidade de ocorrência de liquefação, PLiq,

para os três locais em estudo. Na Figura 6.19, Figura 6.20 e Figura 6.21, apresentam-se os

resultados obtidos para os locais L1, L2 e L3 respetivamente, enquanto no Quadro 6.11

apresentam-se os valores máximos e mínimos para PLiq.

0

5

10

15

20

25

0.000 0.200 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200

Pro

fun

did

ad

e (

m)

FSLiq - L1

EC8 B&I MLE


65

Figura 6.19 - Probabilidade de ocorrência de liquefação, PLiq, para ação sísmica S1 para L1



Analisando os valores obtidos, é possível verificar que em termos gerais, nos três locais

analisados, a probabilidade de ocorrência de liquefação, PLiq, para ambas as metodologias, é

Liquefação improvável

Igualmente provável haver ou não

liquefação

Liquefação muito provável

Liquefação quase certa

Liquefação pouco provável

0

5

10

15

20

25

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

PLiq - L1

EC8 B&I



liquefação




0

5

10

15

20

25

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

PLiq - L2

EC8 B&I



liquefação




0

5

10

15

20

25

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

PLiq - L3

EC8 B&I

66

quase certa, na medida em que PLiq ≈ 1,0, com exceção no local L1, em que até à profundidade

dos 7 metros, apesar de também definido como probabilidade quase certa, o valor variar entre

0,85 ≤ PLiq ≤ 1,00.No Quadro 6.11 apresentam-se os valores máximos e mínimos para PLiq, para

a ação sísmica regulamentar S1.

Quadro 6.11 – Valores máximos e mínimos de PLiq para a ação sísmica regulamentar S1

Local EC8 B&I

Min Max Min Max

L1 0,85 1,00 0,85 1,00

L2 0,95 1,00 0,95 1,00

L3 0,99 1,00 0,98 1,00

6.5.3 AÇÃO SÍSMICA REGULAMENTAR S2


O potencial de liquefação para a ação sísmica regulamentar S2, foi avaliado considerando as

metodologias indicadas no Quadro 6.8. Na Figura 6.23, Figura 6.24 e Figura 6.25, está

representado o cálculo dos valores de CSR para os locais L1, L2 e L3, para a ação sísmica

regulamentar S2, para as metodologias EC8 e B&I.


%finos ≤ 5%

%finos = 15%

%finos = 35%

0.000

0.200

0.400

0.600

0.800

1.000

1.200

1.400

1.600

0.00 10.00 20.00 30.00 40.00

CS

R;

CR

R

(N1)60,cs

EC8 B&I

Não Liquefaz

Liquefaz

67



Para a ação sísmica regulamentar S2, comparando com a ação sísmica regulamentar S1, é

possível verificar que os valores os valores obtidos são relativamente semelhantes, verifica-se

que existem casos em que os valores de CSR são inferiores aos de CRR, nomeadamente na

análise do local L1. Tal como verificado para a ação sísmica regulamentar S1, existe uma ligeira

diferença entre os valores obtidos para cada metodologia, está relacionada com a variação no

valor da tensão de corte, conforme especificado anteriormente. No Quadro 6.12 apresentam-se

os valores máximos e mínimos de CRR e CSR para a ação sísmica regulamentar S2.

Da comparação dos valores obtidos para as duas ações sísmicas regulamentares, é ainda

possível concluir que a magnitude do sismo vai afetar e muito os valores obtidos, na medida em

que quanto menor for a magnitude do sismo, mais próximos os valores de CSR e CRR vão estar.

%finos ≤ 5%

%finos = 15%

%finos = 35%

0,000

0,200

0,400

0,600

0,800

1,000

1,200

1,400

1,600

0,00 10,00 20,00 30,00 40,00

CS

R;

CR

R

(N1)60,cs

EC8 B&I

Liquefaz

Não Liquefaz

%finos ≤ 5%

%finos = 15%

%finos = 35%

0,000

0,200

0,400

0,600

0,800

1,000

1,200

1,400

1,600

0,00 10,00 20,00 30,00 40,00

CS

R;

CR

R

(N1)60,cs

EC8 B&I

Liquefaz

Não Liquefaz

68

Quadro 6.12 – Valores máximos e mínimos de CRR e CSR para S2

Local CRR CSR-EC8 CSR-B&I


L1 0,081 0,272 0,249 0,412 0,239 0,304

L2 0,078 0,300 0,249 0,555 0,247 0,422

L3 0,081 0,185 0,249 0,379 0,237 0,286


Com base no valor de CSR, determinou-se o FSLiq o qual serve para avaliar a segurança à

liquefação. Na Figura 6.26, Figura 6.27 e Figura 6.28, apresentam-se os resultados obtidos para


máximos e mínimos de FSLiq para a ação sísmica regulamentar S2.



0

5

10

15

20

25

0.000 0.200 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200

Pro

fun

did

ad

e (

m)

FSLiq - L2

EC8 B&I

Liquefaz

0

5

10

15

20

25

0.000 0.200 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200

Pro

fun

did

ad

e (

m)

FSLiq - L2

EC8 B&I

Liquefaz Não Liquefaz

69


Analisando os valores obtidos, é possível verificar que, em termos gerais, para todas as

profundidades analisadas, nos três locais, FSLiq <1,0 o que era expectável tendo em conta o facto

dos de CSR serem superiores aos valores de CRR. No entanto, tal como verificado no calculo

de CSR, para o local L1, verifica-se que à profundidade dos 7 metros os valores de CSR são

inferiores aos valores de CRR, o que se traduz em FSLiq > 1. Este resultado pode ser justificado

devido ao facto de se estar na presença de uma camada mais resistente, de areia medianamente

compacta, onde se registaram valores de NSPT = 17, quando o valor médio é NSPT = 8.

Quadro 6.13 – Valores máximos e mínimos de FSLiq para a ação sísmica regulamentar S2

Local FSLiq -EC8 FSLiq -B&I

Min Max Min Max

L1 0,197 1,011 0,269 1,068

L2 0,192 0,558 0,199 0,710

L3 0,325 0,556 0,340 0,646


Com base nos valores de FSLiq determinou-se a probabilidade de ocorrência de liquefação, PLiq.


resultados obtidos para os locais L1, L2 e L3 respetivamente.

Analisando os valores obtidos, é possível verificar que os valores obtidos são semelhantes,

independentemente da metodologia adotada. Analisando os valores obtidos para a é possível

verificar que para L2 e L3, a probabilidade de ocorrência de liquefação é quase certa, visto que

0,85 ≤ PLiq ≤ 1,00. No entanto, para L1, entre os 5 e os 7, e aos 19 metros, é igualmente provável

a ocorrência ou não de liquefação, visto que 0,35 ≤ PLiq ≤ 0,65, o que coincide com o verificado

nos valores de FSLiq. No Quadro 6.14 apresentam-se os valores máximos e mínimos para PLiq,

para a ação sísmica regulamentar S2.

0

5

10

15

20

25

0.000 0.200 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200

Pro

fun

did

ad

e (

m)

FSLiq - L2

EC8 B&I MLE


70






liquefação




0

5

10

15

20

25

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

PLiq - L1

EC8 B&I



liquefação




0

5

10

15

20

25

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

PLiq - L2

EC8 B&I



liquefação




0

5

10

15

20

25

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

PLiq - L3

EC8 B&I

71

Quadro 6.14 – Valores máximos e mínimos de PLiq para a ação sísmica regulamentar S2

Local EC8 B&I

Min Max Min Max

L1 0,44 1,00 0,38 1,00

L2 0,92 1,00 0,80 1,00

L3 0,92 0,99 0,86 0,99

6.5.4 AÇÃO SÍSMICA COM BASE NO REGISTO DO SISMO DE IZMIT


O potencial de liquefação para o registo sísmico, foi avaliado considerando as metodologias

indicadas no Quadro 6.8. Na Figura 6.32, Figura 6.32 e Figura 6.33, está representado o cálculo

dos valores de CSR para os locais L1, L2 e L3, para o registo, para as metodologias EC8, B&I e

MLE.

Figura 6.31- Valores de CSR para o registo sísmico para local para L1


%finos ≤ 5%

%finos = 15%

%finos = 35%

0.000

0.100

0.200

0.300

0.400

0.500

0.600

0.700

0.800

0.900

0.00 10.00 20.00 30.00 40.00

CS

R

(N1)60,cs

MLE EC8 B&I

Não Liquefaz

Liquefaz

%finos ≤ 5%

%finos = 15%

%finos = 35%

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0,800

0,900

1,000

0,00 10,00 20,00 30,00 40,00

CS

R;

CR

R

(N1)60,cs

MLE EC8 B&I

Liquefaz

Não Liquefaz

72


Avaliando os resultados obtidos para os três locais, é possível verificar que, à semelhança do

que se verificou para a ação sísmica regulamentar, os valores obtidos recorrendo à metodologia

EC8 e B&I são relativamente semelhantes, verificando-se que para estas duas metodologias, os

valores de CSR são sempre superiores aos de CRR. Analisando os valores obtidos recorrendo

à metodologia MLE, é possível verificar que para L2 e L3, os valores de CSR são superiores aos

de CRR, o que significa que existe possibilidade de ocorrência de liquefação. No entanto, para

L1 e L2, é possível verificar que existem casos em que os valores de CSR são inferiores a CRR,

pelo que nestes pontos existe a possibilidade de não se verificar a ocorrência de liquefação.

Analisando os valores obtidos, tal como indicado anteriormente, é possível concluir que a

diferença registada é devido à variação dos valores da tensão de corte. De facto, é possível

verificar que os valores de CSR são inferiores, para a metodologia MLE, porque os valores de

tensão de corte obtidos são claramente inferiores aos obtidos com as metodologias EC8 e B&I.

No Quadro 6.15 apresentam-se os valores máximos e mínimos de CRR e CSR para as

metodologias adotadas, para o registo sísmico.

Quadro 6.15 – Valores máximos e mínimos de CRR e CSR para a ação sísmica local

Local CRR CSR-EC8 CSR-B&I CSR-MLE

Min Max Min Max Min Max Min Max

L1 0,070 0,147 0,280 0,464 0,269 0,343 0,113 0,148

L2 0,069 0,162 0,280 0,625 0,278 0,475 0,143 0,226

L3 0,070 0,100 0,280 0,427 0,267 0,322 0,139 0,226


Com base no valor de CSR, determinou-se o FSLiq, o qual serve para avaliar a segurança à

liquefação. Na Figura 6.35, Figura 6.36 e Figura 6.37, apresentam-se os resultados obtidos para


máximos e mínimos de FSLiq para o registo sísmico.

%finos ≤ 5%

%finos = 15%

%finos = 35%

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0,800

0,900

0,00 10,00 20,00 30,00 40,00

CS

R;

CR

R

(N1)60,cs

MLE EC8 B&I

Liquefaz

Não Liquefaz

73

Figura 6.34 – FSLiq para o registo sísmico para L1



0

5

10

15

20

25

0.000 0.200 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200

Pro

fun

did

ad

e (

m)

FSLiq- L3

EC8 B&I


0

5

10

15

20

25

0.000 0.200 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200

Pro

fun

did

ad

e (

m)

FSLiq - L3

EC8 B&I


0

5

10

15

20

25

0.000 0.200 0.400 0.600 0.800 1.000 1.200

Pro

fun

did

ad

e (

m)

FSLiq - L3

EC8 B&I MLE


74

Analisando os valores obtidos, é possível verificar que a metodologia MLE é aquela que dá

origem a FSLiq mais elevados, verificando-se que para L1, à profundidade dos 7 metros, e 19

metros, FSLiq >1,0, o que, analisando os dados da sondagem SPT, coincide com a zona onde

NSPT = 17, quando o valor médio até aos 20 metros é NSPT = 8. Para o local o local L2, aos 14

metros, FSLiq >1,0 o que coincide com a zona onde, NSPT = 15, quando o valor médio até aos 20

metros é NSPT = 6.

Quadro 6.16 – Valores máximos e mínimos de FSLiq para o registo sísmico

Local FSLiq -EC8 FSLiq -B&I FSLiq -MLE


L1 0,151 0,486 0,209 0,513 0,493 1,081

L2 0,114 0,406 0,153 0,410 0,318 1,114

L3 0,169 0,294 0,226 0,311 0,320 0,664


Com base nos valores de FSLiq determinou-se a probabilidade de ocorrência de liquefação, PLiq.


resultados obtidos para os locais L1, L2 e L3 respetivamente, enquanto no Quadro 6.17

apresentam-se os valores máximos e mínimos para PLiq, para o registo sísmico.

Figura 6.37 - Probabilidade de ocorrência de liquefação, PLiq, para o registo sísmico para L1



liquefação




0

5

10

15

20

25

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

PLiq - L1

EC8 B&I MLE

75



Analisando os valores obtidos, é possível verificar que, em termos gerais, independentemente

da metodologia adotada, a probabilidade de ocorrência de liquefação é quase certa, visto que

0,85 ≤ PLiq ≤ 1,00. Para L1, considerando a metodologia MLE , é possível verificar entre os 5 e os

7 metros, e aos 19 metros, é igualmente provável a existência de liquefação, uma vez que

0,35 ≤ PLiq ≤ 0,65 e que aos 3 metros a ocorrência de liquefação é muito provável, uma vez que

0,65 ≤ PLiq ≤ 0,85. Para o local L2, para a metodologia MLE, aos 14 metros, a probabilidade de

ocorrência de liquefação é pouco provável, uma vez que PLiq ≤ 0,35. Para L3, a probabilidade de

ocorrência de liquefação é muito provável, ou quase certa, uma vez que PLiq > 0,65,

independentemente da metodologia adotada.



liquefação




0

5

10

15

20

25

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

PLiq - L2

EC8 B&I MLE



liquefação




0

5

10

15

20

25

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Pro

fun

did

ad

e (

m)

PLiq - L3

EC8 B&I MLE

76

Quadro 6.17 – Valores máximos e mínimos de PLiq para a ação sísmica local

Local EC8 B&I MLE


L1 0,96 1,00 0,94 1,00 0,37 0,95

L2 0,98 1,00 0,98 1,00 0,39 0,99

L3 1,00 1,00 0,99 1,00 0,84 0,99

6.5.5 DETERMINAÇÃO DO ÍNDICE DO POTENCIAL DE LIQUEFAÇÃO (LPI)

Com base nos valores obtidos para a relação CSR/CRR determinou-se o índice do potencial de

liquefação, LPI, para os três locais em estudo, para os diferentes tipos de ações, e consoante a

metodologia adotada. No Quadro 6.18, Quadro 6.19 e Quadro 6.20 apresentam-se os valores de

LPI obtidos, enquanto na Figura 6.41 apresenta-se a variação dos valores de LPI obtidos.

Quadro 6.18 – Índice do potencial de liquefação para L1

Ação sísmica EC8 B&I MLE

LPI Potencial LPI Potencial LPI Potencial

Regulamentar – S1 30 Muito alto 29 Muito alto - -


Registo - Izmit 34 Muito alto 33 Muito alto 16 Muito alto













77

Figura 6.40- Índice do potencial de liquefação, LPI, para os três locais de estudo

Da análise da Figura 6.41 é possível constatar que para todas as metodologias adotadas, com

exceção da MLE, verifica-se um comportamento padrão nos valores o valor de LPI, em que LPI

para L2>L3>L1 enquanto, para a metodologia MLE, L3>L2>L1, sendo que esta diferença de

comportamento está associada aos valores da tensão de corte para cada local. Analisando os

valores da tensão de corte, nomeadamente a sua variação em profundidade (Figura 6.41), entre

os 7 e os 12 metros, é possível verificar que para a metodologia EC8, a tensão de corte para

L2>L3>L1 enquanto para MLE, L3>L2>L1, o que coincide com as profundidades em que os valores

de LPI são mais elevados.

Figura 6.41- Variação da tensão de corte para as metodologias MLE e EC-8

Analisando os valores obtidos, é possível constatar que, para os três locais analisados, o índice

do potencial de liquefação (LPI) é muito alto, uma vez que LPI> 15. Tal como era de esperar, e

de acordo com o indicado anteriormente, os valores mais baixos de LPI, são os que são obtidos

adotando a metodologia MLE, enquanto, comparando a metodologia EC8 e B&I,

independentemente da ação sísmica considerada, o valor de LPI obtido pela metodologia EC8 é

ligeiramente superior, ao obtido para a metodologia B&I, o que se justifica devido à variação nos

valores de tensão de corte obtida.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

EC8-S1 EC8-S2 EC8-Izmit B&I-S1 B&I-S2 B&I-Izmit MLE

LP

I

L1 L2 L3

Baixo

Mu

ito

alt

oA

lto

Moderado

0

5

10

15

20

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ad

e (

m)

τ (kPa)

EC8-L1 EC8-L2 EC8-L3 MLE-L1 MLE-L2 MLE-L3

78

6.6 CONSIDERAÇÕES FINAIS

Neste capítulo procedeu-se à avaliação do potencial de liquefação, adotando a metodologia

prevista no EC8 e a metodologia proposta por Boulanger e Idriss (2014), para avaliação com

base nos registos dos ensaios SPT, considerando a ação sísmica regulamentar Tipo 1, S1, e

Tipo 2, S2, e ainda a ação sísmica com base no registo sísmico do sismo de Izmit, Turquia.

Das diversas metodologias propostas para avaliação do potencial de liquefação, considerando a

ação sísmica regulamentar, é possível verificar que entre a metodologia com base na proposta

definida no EC8 e a metodologia com base na proposta de Boulanger e Idriss (2014) a variação

nos valores obtidos não é significativa. Entre estas duas metodologias, é possível constatar que

as diferenças estão com dois fatores que a metodologia do EC8 não considera, nomeadamente

com o fator Rd, o qual é um fator de redução da tensão de corte, e ainda a % de finos da camada

de solo. No caso da análise da ação sísmica com base no registo sísmico, é possível verificar

que existem casos em que os valores de CSR são inferiores a CRR, para a metodologia MLE, o

que significa que para estes locais existe probabilidade de não se verificar a ocorrência de

liquefação.

Analisando os valores obtidos para a ação sísmica com base no registo sísmico, é possível

verificar que existe uma diferença significativa entre os valores obtidos para a metodologia EC8

e B&I, quando comparados com os valores da metodologia MLE, o que se justifica devido à

diferença registada nos valores da tensão de corte,τ, em profundidade. Para a metodologia EC8

e B&I, os valores são estimados tendo em conta o tipo de ação e a tensão vertical, enquanto na

metodologia MLE, os valores da tensão de corte são retirados diretamente da aplicação do

método linear equivalente, em que a tensão de corte depende não só da ação, e da tensão

vertical, mas também depende das curvas de distorção e amortecimento definidas para cada

uma das camadas que constituem o perfil, resultando em valores de tensão de corte claramente

inferiores aos registados para as outras metodologias, o que implica obter valores de CSR

menores, e por conseguinte um maior valor de FSLiq.

É ainda possível concluir que a probabilidade de ocorrência de liquefação é tanto menor quanto

maior for o valor NSPT. De facto, constata-se que as profundidades onde a probabilidade de

ocorrência de liquefação é menor é onde se registam valores NSPT na ordem das 15 pancadas.

Verifica-se que a probabilidade é menor em zonas onde existe a transição entre camadas muito

deformáveis, de natureza lodosa, com valores médios de 2≤NSPT≤6, e camadas mais resistentes,

mais compactas, compostas por areias finas, siltosas. É ainda possível verificar que esta

probabilidade de ocorrência de liquefação é menor, nos casos em que foram praticados

maioritariamente valores médios de 10≤NSPT≤20.

79

7 CONCLUSÕES E DESENVOLVIMENTOS FUTUROS

7.1 CONCLUSÕES

O principal objetivo deste trabalho era a avaliação da resposta sísmica de um campo

experimental. Para tal, numa primeira fase avaliou-se a frequência fundamental, f0, e

correspondente fator de amplificação local, A0 através do método de Nakamura. Posteriormente,

com base nos resultados obtidos avaliou-se o potencial de liquefação do solo, recorrendo a

diferentes abordagens de cálculo.

Relativamente à utilização do método de Nakamura para avaliar a frequência fundamental f0, e

correspondente fator de amplificação local, A0, é possível concluir que é um método válido,

principalmente no que diz respeito a avaliação da frequência fundamental.

É possível verificar que em relação aos valores obtidos para a frequência fundamental, f0, apesar

de se verificar alguma variabilidade, para todas as curvas obtidas, com a exceção de um registo,

os critérios para validação da curva obtida são todos verificados. Para os três perfis definidos, e

com base nos valores obtidos para f0, é possível concluir que para o perfil 1 e para o perfil 2, a

estratigrafia é semelhante ao longo de todo o perfil, uma vez que a variabilidade dos valores é

baixa, entre 1,10 ≤ f0 ≤1,22 Hz para o perfil 1 e 1,03 ≤ f0 ≤1,22 Hz para o perfil 2, em contraste

com o perfil 3, onde os valores variam entre 0,90 ≤ f0 ≤1,98 Hz, registando-se ainda um caso em

que f0 = 11,01 Hz, o qual é justificado devido ao facto do substrato sísmico estar muito próximo

da superfície.

Relativamente aos valores obtidos para o fator de amplificação local, A0, é possível constatar que

existe uma elevada variabilidade nos valores obtidos, daí ser um parâmetro que carece de

validação. Relativamente às curvas obtidas, identificam-se diversos tipos de curvas, e que

apenas para três casos é que é possível verificar valores elevados, A0> 4,0, o que evidencia a

possibilidade de existir um grande contraste de impedância. Relativamente a A0, importa ainda

salientar que é o parâmetro que mais influência a validação das curvas H/V, uma vez que os

casos em que as curvas não são válidas é devido ao facto dos critérios associados às condições

de amplitude não serem verificados.

Com este estudo foi ainda possível averiguar a importância dos critérios definidos no projeto

SESAME, os quais demonstraram ser uma ferramenta muito útil, não só na definição da

campanha experimental, e na realização dos registos, mas também na análise dos registos,

validação e interpretação das curvas H/V obtidas nos diversos locais.

Relativamente à avaliação do potencial de liquefação, pretendeu-se avaliar a aplicabilidade dos

resultados provenientes da aplicação do método de Nakamura na avaliação do potencial de

liquefação. Através do recurso ao método linear equivalente, foi possível concluir que para os

locais estudados, a frequência fundamental obtida é semelhante à frequência fundamental obtida

pela aplicação do método de Nakamura, verificando-se uma variação na ordem dos 10 %, pelo

80

que se conclui que é possível aplicar este método, no entanto, com o cuidado de averiguar os

valores obtidos.

Das diversas metodologias propostas para avaliação do potencial de liquefação,

independentemente da ação considerada, é possível verificar que entre a metodologia EC8 e a

metodologia B&I, os valores obtidos são semelhantes, verificando-se que para a metodologia

EC8 os valores de CSR são ligeiramente superiores, o que resulta em valores de CSR/CRR mais

baixos, o que por sua vez aumenta o índice do potencial de liquefação. Em relação aos valores

obtidos, verifica-se uma variação entre 1≤Δ≤ 31%, considerando uma profundidade até aos 20

metros.

Dos diversos parâmetros que influenciam os resultados obtidos, é possível constatar que aquele

que vai influenciar mais os valores obtidos é a tensão de corte, e a forma como a mesma é

determinada, uma vez que é um parâmetro afeta diretamente os valores obtidos para CSR.

Analisando os resultados obtidos para a ação sísmica com base no registo sísmico, verifica-se

uma clara diferença nos valores da tensão de corte obtidas para as metodologias EC8 e B&I, os

quais são estimados tendo em conta o tipo de ação e a tensão vertical, quando comparados com

os valores obtidos para a metodologia MLE; para a qual os valores são retirados diretamente da

aplicação do método linear equivalente, em que a tensão de corte depende não só da ação, e

da tensão vertical, mas também depende das curvas de distorção e amortecimento definidas

para cada uma das camadas que constituem o perfil, resultando em valores de tensão de corte

claramente inferiores aos registados para as outras metodologias, o que implica obter valores de

CSR menores, e por conseguinte um maior FSLiq.

7.2 DESENVOLVIMENTOS FUTUROS

Definir um novo mapa para realização de mais registos, diminuindo o espaçamento entre

registos, alterando não só os parâmetros relacionados com a realização dos registos, mas

também os parâmetros relacionados com a análise, interpretação e validação dos resultados.

Seria ainda interessante avaliar o potencial de liquefação, mas neste caso fazer a comparação

com resultados de outros ensaios in situ, nomeadamente ensaios CPT, para o perfil da A10. Por

outro lado, uma vez que foram realizados ensaios em outros locais para além da A10, seria

interessante alargar o estudo desenvolvido, procedendo à avaliação do potencial de liquefação

para estes locais.

81

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horizontally layered sites. In Report No. EERC 72-12, University of California, Berkeley,

California, 1972;

52. Sonmez, H, Modification of the liquefaction potential index and liquefaction susceptibility

mapping for a liquefaction-prone area (Inegol, Turkey), Environmental Geology, nº 44,

pp 862–871, 2003.

53. Stamati, O. et al., Evidence of complex site effects and soil non-linearity numerically estimated

by 2D vs 1D seismic response analyses in the city of Xanthi, Soil Dynamics and Earthquake

Engineering, nº 87, pp 101-115, 2016;

54. Stanko, D. et al., HVSR analysis of seismic site effects and soil-structure resonance in

Varaždin city (North Croatia), Soil Dynamics and Earthquake Engineering, nº 92, pp 666-677,

2017;

55. Sumer. B. M. et al., Earthquake induced liquefaction around marine structures, Journal of

Waterway, Port, Coastal and Ocean Engineering, ASCE, January/February, pp 55-82, 2007;

56. Surve, G.; Mohan, G., Site response studies in Mumbai using (H/V) Nakamura technique,

Natural Hazards Earth System Sciences nº 54, pp 783-795, 2010;

85

57. Van Ballegooya, S. et al., Evaluation of CPT-based liquefaction procedures at regional scale,

Soil Dynamics and Earthquake Engineering, nº 79, pp 315–334, 2015;

58. Vis, G-J. et al., Time-integrated 3D approach of late Quaternary sediment-depocenter

migration in the Tagus depositional system: From river valley to abyssal plain, Earth-Science

Reviews, nº 153, pp 192–211, 2016;

59. Vucetic. M.; Soil properties and seismic response, proceedings of the 10th Earthquake

Engineering World conference, Rotterdam – ISBN 90 5410 060 5;

60. Yalcin, A. et al., Liquefaction severity map for Aksaray city center (Central Anatolia, Turkey),

Natural Hazards Earth System Sciences, nº 8, pp 641–649, 2008;

61. Youd, T. L., Idriss, I. M., Proceedings of the NCEER Workshop on Evaluation of Liquefaction

Resistance of Soils, Technical Report nº. NCEER-970022, 307 p, National Center for

Earthquake Engineering Research, Brigham Young University, Salt Lake City, Utah, USA,

1997, ISSN: 1088-3800

62. Youd, T. L., et al., Liquefaction resistance of soils: Summary report from the 1996 NCEER and

1998 NCEER/NSF workshops on evaluation of liquefaction resistance of soils, Journal of

Geotechnical. Geoenvironmental. Engineering, nº 127, pp 817–833, 2001;

63. Zhang, S. et al., The effects of strong motion duration on the dynamic response and

accumulated damage of concrete gravity dams, Soil Dynamics and Earthquake Engineering

nº 45, pp 112-124, (2013;

ANEXOS

A.1

ANEXO 1 – FICHA DE REGISTOS

Registos: HVSR 1, HVSR 2, HVSR 3, HVSR 4. Foi o 1º dia de registos para o método Nakamura.

DATA: 29/11/2016

Início | Fim

Local | Referência Vento? Chuva?

Tráfego? Nº

ficheiros Sensor (V/A)

14:45- HVSR 1 - Ensaio do lado norte da Ponte, junto ao Rio.

Vento: Não

Chuva: Não

Tráfego: Algum na ponte

104 - 112

113 é lixo V

15:46-16:24

HVSR 2 - Ensaio do lado norte da Ponte, aproximadamente 1 Km a seguir ao registo HVSR 1.

Vento: Não

Chuva: Não


114 – 121

122 é lixo V

16:36-17:07

HVSR 3 - Ensaio no mesmo local do HVSR 2, mas usando outro sensor, o acelerómetro.

NOTA: O sensor sofreu um ligeiro

deslocamento, não ficou totalmente centrado/nivelado.

Vento: Não

Chuva: Não


123 – 129

130 é lixo A

17:26-18:00

HVSR 4 – Ensaio aproximadamente 1 Km a seguir ao registo HVSR 2/3.

Vento: Não

Chuva: Não


131 – 137

138 é lixo V

Registos: HVSR 20, HVSR 14, HVSR 22, HVSR em conjunto com o CH no campo experimental 1

DATA: 20/12/2016

Início | Fim


Tráfego? Nº


12:22-12:58

HVSR 20 – é o nosso HVSR 18.

Vento: Não

Chuva: Não


39 - 47

48 é lixo V

13:19-13:53

HVSR 14- é o nosso HVSR 19. Junto ao edifício de apoio da ponte.

Vento: Não

Chuva: Não


49 – 56

57 é lixo V

14:17-14:55

HVSR 22 – é o nosso HVSR 20. Após os edifícios e portões, logo a seguir a uma ligeira subida.

Vento: Não

Chuva: Não

Tráfego: Não

58 – 66

67 é lixo V

A.2

Registos: HVSR 21, HVSR 22, HVSR 23, HVSR 24, HVSR 25, HVSR 26

DATA: 28/12/2016

Início | Fim


Tráfego? Nº


11:49-12:24

HVSR 21 – Perto da ponte

Vento: Não

Chuva: Não


114 - 121

122 é lixo V

12:57-13:31

HVSR 22 – Repetição do HVSR 20 porque o sinal estava estranho.

Vento: Não

Chuva: Não


123 – 130

131 é lixo V

14:01-14:35

HVSR 23 – Junto à estrada, edifício branco no final do alcatrão.

Vento: Não

Chuva: Não

Tráfego: Não

132 – 139

140 é lixo V

14:59-15:33

HVSR 24 – Junto ao barracão, no início da curva.

Vento: Não

Chuva: Não

Tráfego: 3 carros

141 – 148

149 é lixo V

16:35-17:09

HVSR 25 – Ao lado da ponte e da linha do comboio

Vento: Não

Chuva: Não

Tráfego: na ponte e 5 comboios

151 – 158

159 é lixo V

17:21-17:55

HVSR 26 – Junto à estrada, na curva, junto ao posto de transformação e sinal vertical

Vento: Não

Chuva: Não

Tráfego: Sim, intenso

160 – 167

161 é lixo V

A.3

ANEXO 2 – SONDAGENS SPT

SONDAGEM S25

A.6

SONDAGEM S26A

A.9

SONDAGEM S29

A.12

SONDAGEM S30A

A.15

SONDAGEM S31A

A.18

ANEXO 3 – CLASSIFICAÇÃO DE SOLOS EC8

Tipo de terreno

Descrição do perfil estratigráfico Parâmetros

Vs,30 (m/s) NSPT cu (KPa)

A Rocha ou outra formação geológica de tipo rochoso, que inclua, no máximo, 5 m de material mais fraco à superfície

> 800 - -

B

Depósitos de areia muito compacta, de seixo (cascalho) ou de argila muito rija, com uma espessura de, pelo menos, várias dezenas de metros, caracterizados por um aumento gradual das propriedades mecânicas com a profundidade.

360 - 800 > 50 > 250

C

Depósitos profundos de areia compacta ou medianamente compacta, de seixo (cascalho) ou de argila rija com uma espessura entre várias dezenas e muitas centenas de metros

180 - 360 15 - 50 70 - 250

D

Depósitos de solos não coesivos de compacidade baixa a média (com ou sem alguns estratos de solos coesivos moles), ou de solos predominantemente coesivos de consistência mole a dura

<180 <15 <70

E

Perfil de solo com um estrato aluvionar superficial com valores de vs do tipo C ou D e uma espessura entre cerca de 5 m e 20 m, situado sobre um estrato mais rígido com vs > 800 m/s

- - -

S1

Depósitos constituídos ou contendo um estrato com pelo menos 10 m de espessura de argilas ou siltes moles com um elevado índice de plasticidade (PI > 40) e um elevado teor em água

<100 (indicativo)

- 10 - 20

S2 Depósitos de solos com potencial de liquefacção, de argilas sensíveis ou qualquer outro perfil de terreno não incluído nos tipos A – E ou S1

- - -

avaliação da resposta sísmica e da suscetibilidade à ... · a toda a minha família, por todo o...

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