Samuel Felipe Mollepaza Tarazona lateral e axial de dutos...

Samuel Felipe Mollepaza Tarazona

Modelagem centrífuga da movimentação lateral e axial de dutos em leito

marinho arenoso

Dissertação de Mestrado

Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil da PUC-Rio.

Orientador: Prof. Celso Romanel

Co-Orientador: Prof. Márcio de Souza Soares de Almeida

Rio de Janeiro Abril de 2015

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PUC-Rio - Certificação Digital Nº 1212883/CA


Modelagem centrífuga da movimentação lateral e axial de dutos em leito

marinho arenoso

Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil do Centro Técnico Científico da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.

Prof. Celso Romanel Orientador

Departamento de Engenharia Civil – PUC-Rio

Prof. Marcio de Souza Soares de Almeida Co-Orientador

Universidade Federal do Rio de Janeiro

Prof. Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio

Prof. Fernando Saboya Albuquerque Junior Universidade Estadual do Norte Fluminense

Prof. José Renato Moreira da Silva de Oliveira Instituto Militar de Engenharia

Prof. José Eugenio Leal Coordenador Setorial do Centro

Técnico Científico – PUC-Rio

Rio de Janeiro, 14 de abril de 2015

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Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total

ou parcial do trabalho sem autorização da universidade, do

autor e do orientador.


Graduou-se em Engenharia Civil pela Universidade

Católica de Santa Maria, em 2011. Principais áreas de

interesse: mecânica de solos, geotecnia offshore e

melhoramento de solos.

Ficha Catalográfica

CDD: 624

Tarazona, Samuel Felipe Mollepaza

Modelagem centrífuga da movimentação lateral e axial de dutos em leito marinho arenoso / Samuel Felipe Mollepaza Tarazona ; orientador: Celso Romanel ; co-orientador: Márcio de Souza Soares de Almeida. – 2015.

162 f. : il. (color.) ; 30 cm

Dissertação (mestrado)–Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil, 2015.

Inclui bibliografia

1. Engenharia civil – Teses. 2. Modelagem centrífuga. 3. Interação solo-duto. 4. Resistência breakout. I. Romanel, Celso. II. Almeida, Márcio de Souza Soares de. III. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de Engenharia Civil. IV. Título.

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Aos meus pais Felipe e Alicia

À minha amada esposa e adorada filhinha

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Agradecimentos

Agradeço primeiramente À Deus pela vida manifesta através do seu filho unigênito

Jesus Cristo, Quem veio a este mundo para nos salvar.

Agradeço aos meus pais Felipe e Alicia pelo amor, incentivo e fortaleza que me

deram.

A meu orientador Celso Romanel pelo apoio constante.

A meu orientador Marcio Almeida pelo apoio incondicional e pela oportunidade de

desenvolver este trabalho.

Ao Departamento de Engenharia Civil da PUC-Rio.

À equipe da centrífuga, em especial a Pablo Trejo e Mario García por toda amizade,

ajuda e colaboração que me deram para a conclusão deste trabalho.

À equipe do Laboratório de Geotecnia da COPPE.

À CAPES e FINEP pelo apoio financeiro.

À Technip pelo apoio nos trabalhos.

Finalmente agradeço a minha esposa pelo apoio incondicional e constante durante

o desenvolvimento deste trabalho.

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Resumo

Tarazona, Samuel Felipe Mollepaza; Romanel, Celso; Almeida, Marcio de

Souza Soares. Modelagem Centrífuga da Movimentação Lateral e Axial

de Dutos em Leito Marinho Arenoso. Rio de Janeiro, 2015. 162 p.

Dissertação de Mestrado - Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia

Universidade Católica do Rio de Janeiro.

Este trabalho aborda uma análise do problema de interação solo-duto através

de modelagem em centrífuga da movimentação lateral e axial de dutos em modelos

de areia submersa. Foi quantificada a resposta do solo ante a movimentação do duto

em termos de mobilização das resistências pico (breakout), da evolução das forças

resistentes durante a formação das bermas, e das trajetórias de forças vertical-

lateral/axial combinadas que definem uma possível envoltória de fluência. Foi

adotada uma simplificação básica dos cenários encontrados comumente na prática

offshore. Para tanto, foram realizadas duas séries de ensaios em centrífuga

geotécnica, aplicando deslocamentos laterais e axiais controlados em dutos com

células de carga horizontal e vertical. Analisou-se históricos de carregamento

plausíveis de acontecer no processo de lançamento do duto. Avaliou-se a influência

do relaxamento das forças verticais decorrentes do enterramento do duto na

mobilização das resistências lateral e axial. Resultados típicos dos ensaios são

apresentados. Foi identificada a variação da resistência mobilizada, em termos de

forças de breakout e forças máximas nas bermas, em função à relação entre as

forças verticais de enterramento e as forças verticais no início da movimentação do

duto. Os resultados revelam superfícies de fluência parabólicas em condições de

carregamento vertical e lateral/axial combinado. Foi observado que as distâncias

de mobilização das resistências axiais de breakout aumentaram em relação à

porcentagem de enterramento do duto (w/D) divergindo de valores estimados na

prática offshore que propõem distâncias constantes.

Palavras–chave

Modelagem centrífuga; interação solo-duto; resistência breakout.

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Abstract

Tarazona, Samuel Felipe Mollepaza; Romanel, Celso (Advisor); Almeida,

Marcio de Souza Soares (Co-Advisor). Centrifuge Modelling of the Lateral

and Axial Movements of Oil Pipes in a Sand Seabed. Rio de Janeiro, 2015.

162 p. MSc. Dissertation – Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia

Universidade Católica do Rio de Janeiro.

This study concerns the analysis of soil-pipeline interaction through

centrifuge modelling of cyclic lateral and axial of pipeline movement in submerged

sand models. Soil response related to pipeline movement was quantified in terms

of breakout, evolution of resistance forces during berm formation, combined

vertical-lateral/axial trajectories of forces that define a possible yield envelope. A

simplification of common offshore scenarios was adopted. Two series of

geotechnical centrifuge tests were accomplished by applying controlled lateral and

axial movements to assess load history possible to occur in the process of pipeline

laying. The influence of vertical stress relaxation due to pipeline embedment was

assessed relative to vertical forces in the instance of the movements. Typical assay

results are related. The variation of the mobilized resistance was identified in terms

of breakout forces and maximum forces in the berms relative to vertical force

history due to pipeline embedment. The results revealed parabolic yield surface in

combined vertical-lateral/axial loading conditions. The mobilized distances of the

breakout axial resistance increased in relation to pipeline embedment percentage

(w/D) diverging from values estimated in offshore practice that propose constant

distances.

Keywords

Centrifuge modelling; soil-pipeline interaction; breakout resistance.

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Sumário

1 Introdução 20

1.1. Motivação e objetivos 21

1.2. Estrutura da dissertação 21

2 Revisão Bibliográfica 23

2.1. Modelagem Física 23

2.2. Modelagem Física em Centrífuga 24

2.2.1. Leis de Escala para modelos quase-estáticos 25

2.3. Comportamento de solos arenosos 26

2.4. Interação Solo-Duto 30

2.4.1. Penetração Vertical 31

2.4.2. Resistência Axial solo-duto 35

2.4.3. Resistência Lateral 41

3 Materiais e Métodos 52

3.1. Caracterização do material 52

3.1.1. Análise granulométrica 52

3.1.2. Análise Física 54

3.1.3. Densidade real dos grãos 54

3.2. Índice de Vazios 55

3.2.1. Índice de vazios mínimo 55

3.2.2. Índice de vazios máximo 57

3.2.3. Índice de vazios por pluviação 59

3.3. Método de preparação da amostra 59

3.3.1. Procedimento do método de pluviação seca 60

3.4. Concepção dos Modelos Centrífugos 63

3.4.1. Duto de alumínio 63

3.5. Ensaios Preliminares 64

3.5.1. Homogeneidade do solo do modelo 64

3.5.2. Enterramento do duto e alívio de tensões 65

3.5.3. Variação da velocidade de enterramento e arraste do duto 66

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3.6. Ensaios CPT 66

3.7. Concepção dos Ensaios 67

3.8. Ensaio de arraste lateral 68

3.9. Ensaios de arraste axial 70

3.10. Equipamento e Instrumentação do Ensaio 73

3.10.1. Centrífuga de braço 73

3.10.2. Mini CPT 75

3.10.3. Célula de carga vertical 75

3.10.4. Célula de flexão horizontal 76

4 Resultados e análise da caracterização do solo e ensaios

preliminares 77

4.1. Caracterização do solo 77

4.1.1. Granulometria 77

4.1.2. Índice de vazios mínimo 78

4.1.3. Índice de vazios máximo 78

4.1.4. Índice de vazios da amostra 79

4.1.5. Análise dos resultados dos ensaios de laboratório 79

4.2. Ensaios preliminares 80

4.2.1. Homogeneidade do solo 80

4.2.2. Análise de resultados da homogeneidade do solo 81

4.2.3. Forças de atuação 81

4.2.4. Análise das forças de atuação 82

4.2.5. Enterramento do duto e alivio de tensões 84

4.2.6. Análise do enterramento do duto e alivio de tensões 86

4.2.7. Variação da velocidade de enterramento e arraste do duto 87

4.2.8. Análise da variação de velocidade de enterramento e arraste do

duto 89

4.3. Ensaios CPT 89

4.3.1. Análise dos ensaios CPT 90

5 Apresentação e análise de resultados dos ensaios de deslocamento

lateral cíclico 92

5.1. Introdução 92

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5.2. Resultados dos ensaios de deslocamento lateral com w/D= 25% 95

5.2.1. Análise de resultados dos ensaios de deslocamento lateral com

w/D=25% 98


5.3.1. Análise de resultados dos ensaios de deslocamento lateral com

w/D=50% 107


5.4.1. Analise dos resultados dos ensaios de deslocamento laterais

com w/D=75% 114

5.5. Análise geral dos resultados dos ensaios de deslocamento lateral

com w/D=25, 50 e 75% 118

6 Apresentação e análise de resultados dos ensaios de deslocamento

axial cíclico 124

6.1. Introdução 125

6.2. Resultados dos ensaios de deslocamento axial com w/D= 25% 127

6.2.1. Analise de resultados dos ensaios de deslocamento axial com

w/D=25% 130


6.3.1. Analise de resultados dos ensaios de deslocamento axial com

w/D=50% 137


6.4.1. Analise de resultados dos ensaios axiais com w/D=75% 144

6.5. Análise geral dos resultados dos ensaios de deslocamento axial

com w/D=25, 50 e 75% 148

7 Conclusões e recomendações 154

7.1. Caracterização do solo e ensaios preliminares 154

7.2. Ensaios de deslocamento lateral cíclico 155

7.3. Ensaios de deslocamento axial cíclico 156

7.4. Sugestões 157

Referências Bibliográficas 158

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Lista de Figuras

Figura 2.1 - Resultados de ensaios triaxiais CD na areia do Rio Sacramento.

(a) amostra compacta, Dr = 100%; (b) amostra fofa, Dr = 25% (adaptado

de Lee e Seed,1967). 28

Figura 2.2 – Desenho esquemático das contribuições à envoltória de Mohr

das parcelas de atrito, dilatância e quebra dos grãos (adaptado de Lee e

Seed,1967). 29

Figura 2.3 – Envoltória de Ruptura 29

Figura 2.4 - Tensão axial normalizada vs deformação axial e deformação

volumétrica vs deformação axial. 30

Figura 2.5 - Resistência de atrito axial esquemática com deslocamento de

mobilização e breakout (Bruton et al., 2008). 36

Figura 2.6 - Fator Horizontal de força para diversos ângulos de atrito

(Trautmann e O’rourke, 1985). 43

Figura 2.7 - Modelagem hiperbólica e representação bilinear (Trautmann e

O’rourke, 1985). 45

Figura 2.8 – Redução das forças verticais (direita) e acréscimo das forças

horizontais (esquerda) durante a mobilização do duto em ensaios

normalmente carregados (Zhang et al., 2001). 46

Figura 2.9 – Superfícies de fluência normalizadas (direita) e individuais

(esquerda) em ensaios normalmente carregados (Zhang et al., 2001). 46

Figura 2.10 - Redução das forças verticais (direita) e acréscimo das forças

horizontais (esquerda) durante a mobilização do duto em ensaios sobre

carregados (Zhang et al., 2001). 47

Figura 2.11 - Superfícies de fluência normalizadas (direita) e individuais

(esquerda) em ensaios sobre carregados (Zhang et al., 2001). 47

Figura 2.12 - Comparação da predição do modelo e resultados de ensaios

(Zhang et al., 2002). 48

Figura 2.13 - Trajetória de carregamento normalizada dos ensaios de arrastro

(Zhang et al., 2002). 49

Figura 2.14 - Superfícies limite propostas (Zhang et al. 2002). 50

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Figura 2.15 Superfícies de potencial plástico propostas (Zhang et al., 2002). 50

Figura 3.1 - Colocação da areia no molde de ensaio. 56

Figura 3.2 - Sequência de colocação da sobrecarga na amostra e fixação do

conjunto a ser ensaiado na mesa vibratória. 57

Figura 3.3 - Retirado de sobrecarga, nivelamento e pesagem da amostra do

ensaio. 57

Figura 3.4 - Sequência da colocação da areia no molde de ensaio. 58

Figura 3.5 - Levantamento do tubo de parede rígida e nivelamento da areia do

molde. 59

Figura 3.6 - Geotêxtil instalado na caixa (esquerda) e tela colocada no trilho

da caixa (direita). 61

Figura 3.7 - Areia colocada no funil (esquerda) e funil posicionado para a

pluviação (direita). 61

Figura 3.8 - Recipiente perfurado colocado no trilho da caixa (esquerda) e

colocação da areia no recipiente para a pluviação (direita). 62

Figura 3.9 – Nivelamento da superfície da areia (esquerda) e superfície

nivelada (direita). 62

Figura 3.10 – Submersão da areia. 62

Figura 3.11 - Distribuição em planta dos ensaios CPT. 65

Figura 3.12 - Vista de Elevação do ensaio lateral. 69

Figura 3.13 - Vista em planta do ensaio lateral. 70

Figura 3.14 - Configuração geral do ensaio. 70

Figura 3.15 - Vista frontal do ensaio axial. 72

Figura 3.16 - Vista em planta do ensaio axial. 72

Figura 3.17 - Arranjo geral da centrífuga de braço (Broadbent Inc., 2011). 74

Figura 3.18 - Caixa de ensaio em deformação plana (Broadbent Inc., 2011). 74

Figura 3.19 - Arranjo do ensaio de mini-CPT. 75

Figura 3.20 - Configuração das células de carga e extensômetro utilizados. 76

Figura 4.1 - Distribuição granulométrica da amostra. 78

Figura 4.2 – Comparação dos perfis de resistência dos ensaios CPT

nas amostras 1 e 2. 80

Figura 4.3 - Forças vertical e horizontal do ensaio centrifugo. 81

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Figura 4.4 - Detalhe do acréscimo da força vertical e lateral devido à

transmissão da aceleração centrífuga ao modelo, com amplificação

do trecho D’E’F’. 83

Figura 4.5 - Variação da força vertical e lateral devido à atuação vertical do

duto. 83

Figura 4.6 - Variação das Forças vertical e lateral devido à atuação lateral do

duto. 84

Figura 4.7 - Forças vertical e lateral do ensaio centrifugo com relaxamento de

força vertical. 85

Figura 4.8 - Forças vertical e lateral do ensaio centrifugo sem relaxamento de

força vertical. 85

Figura 4.9 – Análise do processo de cravação nos ensaios com relaxamento das

forças verticais. 86

Figura 4.10 - Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25%

do diâmetro, velocidade de enterramento e arraste do duto de 0,05 mm/s

do ensaio lateral 4. 87

Figura 4.11 Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25% do

diâmetro, velocidade de enterramento e arraste do duto de 0,5 mm/s –

Ensaio lateral 5. 88

Figura 4.12 Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25% do

diâmetro, velocidade de enterramento e arraste do duto de 5 mm/s –

Ensaio lateral 6. 88

Figura 4.13 – Perfis de resistência CPT dos ensaios de deslocamento lateral

cíclico. 90

Figura 5.1 - Identificação de eventos típicos em um ensaio de deslocamento

lateral cíclico do ensaio 1. 94

Figura 5.2 - Forca Lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25%

do diâmetro – Ensaio 7. 96

Figura 5.3 Forca vertical vs Deslocamento lateral para enterramento de 25%


Figura 5.4 Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25%


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Figura 5.5 Força vertical vs Deslocamento lateral para enterramento de 25%


Figura 5.6 - Comparação entre as forças laterais e verticais do primeiro ciclo

do ensaio de deslocamento lateral - Ensaio 1. 100

Figura 5.7 - Comparação entre as forças laterais e verticais do segundo ciclo

do ensaio de deslocamento lateral - Ensaio 1. 100

Figura 5.8 - Variação das forças horizontais relativas à mobilização do

breakout - Ensaios 7 e 8. 101

Figura 5.9 - Variação das forças verticais relativas à mobilização do

breakout – Ensaios 7 e 8. 101

Figura 5.10 – Superfícies de fluência obtidas dos ensaios 7 e 8. 102

Figura 5.11 - Superfícies de fluência normalizada relativa à força vertical

máxima dos ensaios 7 e 8. 102

Figura 5.12 - Variação das forças laterais máximas com os ciclos. 103

Figura 5.13 - Forças laterais máximas normalizadas vs o número de ciclos. 103

Figura 5.14 - Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de

50% do diâmetro – Ensaio 9. 105

Figura 5.15 - Força vertical vs Deslocamento lateral para enterramento de






Figura 5.18 - Variação das forças laterais relativas à mobilização do

breakout - Ensaios Laterais 9 e 10 (w/D=50%). 108


breakout – Ensaios Laterais 9 e 10 (w/D=50%). 108

Figura 5.20 - Superfícies de fluência obtidas dos ensaios Laterais 9 e 10

(w/D=50%). 109

Figura 5.21 - Superfícies de fluência normalizadas relativas às forças verticais

máximas dos ensaios Laterais 9 e 10 (w/D=50%). 109

Figura 5.22 - Variação das forças laterais máximas com os ciclos dos ensaios

Laterais 9 e 10 (w/D=50%). 110

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Figura 5.23 - Forças laterais máximas normalizadas vs número de ciclos dos

ensaios Laterais 9 e 10 (w/D=50%). 110









Figura 5.28 - Variação das forças laterais relativas à mobilização do breakout

dos ensaios laterais 11 e 12 (w/D=75%). 115

Figura 5.29 - Variação das forças verticais relativas à mobilização do breakout

dos ensaios laterais 11 e 12 (w/D=75%). 115

Figura 5.30 - Superfície de fluência obtidas dos ensaios laterais 11 e 12

(w/D=75%). 116

Figura 5.31 - Superfícies de fluência normalizada relativas à força vertical

máxima dos ensaios laterais 11 e 12 (w/D=75%). 116

Figura 5.32 - Variação das forças laterais máximas com os ciclos dos ensaios

laterais 11 e 12 (w/D=75%). 117

Figura 5.33 - Forças laterais máximas normalizadas vs número de ciclos dos

ensaios laterais 11 e 12 (w/D=75%). 117

Figura 5.34 – Comparação das forças laterais relativas à mobilização do

breakout dos ensaios 8, 9 e 11 (w/D= 25, 50 e 75% respectivamente). 120

Figura 5.35 – Comparação das forças verticais relativas à mobilização do

breakout dos ensaios 8, 9 e 11 (w/D= 25, 50 e 75% respectivamente). 120

Figura 5.36 – Comparação das Superfícies de fluência obtidas dos

ensaios 8, 9 e 11 (w/D= 25, 50 e 75% respectivamente). 121

Figura 5.37 - Comparação das Superfícies de fluência normalizadas dos

ensaios 8, 9 e 11 (w/D= 25, 50 e 75% respectivamente). 121

Figura 5.38 – Comparação das curvas de fluência com as de

Zhang et al. (2001). 122

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Figura 5.39 – Comparação de forças normalizadas obtidas experimentalmente

e modelos propostos na literatura (modificado de Almeida et al., 2007). 123

Figura 6.1 – Identificação de eventos típicos durante o ensaio de deslocamento

axial cíclico. 126

Figura 6.2 – Resultado final do ensaio de interação axial. 126

Figura 6.3 - Força axial vs Deslocamento axial para enterramento de 25%


Figura 6.4 - Força vertical vs Deslocamento axial para enterramento de 25%






Figura 6.7 - Variação das forças axiais relativas à mobilização do breakout

dos ensaios 07 e 08. 131

Figura 6.8 - Variação das forças verticais relativas à mobilização do breakout

dos ensaios 7 e 8. 131

Figura 6.9 - Superfície de fluência obtidas dos ensaios 7 e 8. 132

Figura 6.10 - Superfícies de fluência normalizadas relativas à força vertical


Figura 6.11 – Degradação das resistências axiais com o desenvolvimento dos

ciclos para deslocamentos de 1,5D dos ensaios 7 e 8. 133

Figura 6.12 – Resistências axiais normalizadas com o desenvolvimento dos










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Figura 6.17 - Variação das forças axiais relativas à mobilização do

breakout dos ensaios 9 e 10. 138



Figura 6.19 - Superfícies de fluência obtidas dos ensaios 9 e 10. 139

Figura 6.20 - Superfícies de fluência normalizadas relativas à força vertical


Figura 6.21 – Degradação das resistências axiais com o desenvolvimento dos


Figura 6.22 - Resistências axiais normalizadas com o desenvolvimento dos


Figura 6.23 - Força axial vs Deslocamento axial para enterramento de 75% do

diâmetro – Ensaio 11. 142







Figura 6.27 - Variação das forças axiais relativas à mobilização do




Figura 6.29 - Superfícies de fluência obtidas dos ensaios 9 e 10. 146

Figura 6.30 - Superfícies de fluência normalizada relativas à força vertical


Figura 6.31 - Degradação das resistências axiais com o desenvolvimento dos


Figura 6.32 - Resistências axiais normalizadas com o desenvolvimento dos


Figura 6.33 – Comparação das forças axiais relativas à mobilização do

breakout dos ensaios 7, 9 e 12. 150

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Figura 6.34 - Comparação das forças verticais relativas à mobilização do

breakout dos ensaios 7, 9 e 12. 150

Figura 6.35 - Comparação das Superfícies de fluência dos ensaios 7, 9 e 12. 151

Figura 6.36 - Comparação das Superfícies de fluência normalizadas

dos ensaios 7, 9 e 12. 151

Figura 6.37 - Comparação das forças axiais relativas à mobilização

do breakout dos ensaios 8, 9 e 11. 152

Figura 6.38 - Comparação das forças verticais relativas à mobilização

do breakout dos ensaios 8, 9 e 11. 152

Figura 6.39 - Comparação das Superfícies de fluência dos ensaios 8, 9 e 11. 153

Figura 6.40 - Comparação das Superfícies de fluência normalizadas

dos ensaios 8, 9 e 11. 153

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Lista de Tabelas

Tabela 2.1 Relação entre escala e protótipo (Ko, 1988) 26

Tabela 2.2 – Parâmetros de Ruptura e Módulo de Elasticidade obtidos

do ensaio triaxial CD 29

Tabela 2.3 Valores do fator de resistência para o coeficiente de atrito axial 39

Tabela 2.4 Valores do fator de rigidez do solo Ck

(Trautmann e O’rourke, 1985) 44

Tabela 3.1 Características da amostra 54

Tabela 3.2 Dimensões dos protótipos ensaiados. 64

Tabela 3.3 Características dos ensaios de arraste lateral 69

Tabela 3.4 Características dos ensaios de arraste axial realizados. 71

Tabela 4.1 Resultados dos ensaios de massa específica aparente seca máxima 78

Tabela 4.2 Resultados dos ensaios de massa específica aparente seca mínima 79

Tabela 4.3 Resultados dos ensaios de pluviação para determinação do índice

de vazios da amostra 79

Tabela 4.4 Valores do ângulo de atrito, calculados a partir dos perfis CPT 90

Tabela 5.1 Resultados dos ensaios de deslocamento lateral cíclico. 92

Tabela 5.2 Parâmetros utilizados na estimativa dos valores de

resistência lateral normalizada. 123

Tabela 6.1 Resultados dos ensaios de deslocamento axial cíclico. 124

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1 Introdução

Fluidos são constantemente transportados do solo marinho para estruturas

flutuantes (e.g., FPSO e plataformas) por intermédio de dutos rígidos de 0,1 a 1,5

m de diâmetro, compostos de aço revestido interna e externamente, denominados

de SCRs (steel catenary risers). No leito marinho, dutos usados para o transporte

de produtos offshore são frequentemente colocados em trincheiras ou enterrados in

situ para a proteção de possíveis danos mecânicos e isolamento termal.

Com o avanço da exploração offshore, a natureza e tecnologia de

infraestrutura de redes de dutos em águas profundas vêm sendo modificada para

adaptar-se a profundidades cada vez maiores e mais afastadas da superfície terrestre

(e.g., deep water e ultra deep water são termos geralmente usados para referir-se a

profundidades ao redor de 500 m e 1500 m respectivamente). Estas tendências têm

levado à instalação de maiores comprimentos de dutos e redes complexas em águas

profundas onde a técnica de enterramento torna-se inviável, de modo que

usualmente opta-se por colocar os dutos diretamente no leito marinho. Dutos

colocados desta forma são denominados on-bottom pipelines.

Dutos compridos são frequentemente colocados diretamente na superfície do

solo marinho. A exceção de dutos auxiliares relativamente curtos, on-bottom

pipelines são raramente colocados ao longo de trajetórias retas, ficando

consequentemente susceptíveis à ocorrência de flambagem. Por outro lado, em

funcionamento, repetidos ciclos de operação combinados com a expansão termal

causada pelo aquecimento dos produtos transportados podem levar ao duto auto

enterrar-se experimentando um aumento de resistência e das condições de restrição.

Areias calcarias sao encontradas em muitas regiões petrolíferas no mundo,

incluindo o offshore do Brasil. A complexa interação solo-duto para o caso de areias

calcárias é o tema de maior desafío na análise da estabilidade de dutos on-bottom.

No caso de fluidos, que são tecnicamente não compressíveis, repetidos ciclos

de operação produzem incrementos de pressão e temperatura. Forças compressivas,

provenientes da transferência de calor dos fluídos às paredes interiores do duto,

DBD


21

ocasionam flambagem, uma resposta estrutural que é fortemente influenciada pela

resistência do solo ao redor.

A modelagem centrífuga tem se mostrado uma ferramenta de pesquisa

confiável que ajuda a esclarecer o comportamento geotécnico de uma ampla

variedade de problemas de interação solo-duto. Este entendimento pode ser usado

para desenvolver metodologias de desenho simplificado ou para validar predições

obtidas por meio de métodos numéricos.

1.1. Motivação e objetivos

O estudo do comprometimento da integridade do duto no solo marinho frente

à ação hidrodinâmica de ondas e correntes, deslizamentos submarinos e debris

flows torna-se cada vez mais relevante e importante economicamente. É importante

ter conhecimento da relação dos movimentos laterais, axiais e de enterramento do

duto com sua integridade e servicibilidade (Randolph e Gourvenec, 2011).

Esta pesquisa foi desenvolvida em parceria com as instituições TECHNIP, FINEP

e COPPE/UFRJ tendo como principal objetivo a realização de uma campanha de

ensaios de modelagem física em Centrífuga Geotécnica da interação solo-riser.

O presente estudo teve como objetivo principal abordar a análise da

movimentação axial e lateral de dutos assentes em leito marinho arenoso por meio

de modelagem centrífuga. Pretendeu-se analisar a resposta do solo ante a

movimentação do duto em termos de mobilização das resistências pico (breakout),

da evolução das forças resistentes durante a formação das bermas, e das trajetórias

de forças vertical-lateral/axial combinadas que definem uma possível envoltória de

fluência.

1.2. Estrutura da dissertação

Este trabalho está estruturado em sete capítulos, incluindo essa introdução

como capítulo 1, referências bibliográficas.

O capítulo 2 apresenta os conceitos básicos, relações fundamentais e teorias

interpretativas descrevendo qualitativamente os mecanismos envolvidos na

DBD


22

interação solo-duto. Abordam-se modelos de predição da resposta do solo ante a

movimentação de dutos.

O capítulo 3 descreve o planejamento, procedimento e metodologias

seguidos para a elaboração dos modelos em escala para os ensaios centrífugos.

Apresentam-se também os equipamento e materiais utilizados.

O capítulo 4 é dedicado à apresentação e análise dos ensaios de caracterização

do solo e ensaios preliminares. Também são analisados os perfis de resistência

obtidos em voo na prévia atuação do duto, dos ensaios de deslocamento lateral

cíclico.

O capítulo 5 está voltado para a apresentação e análise dos ensaios de

deslocamento lateral cíclico, abrangendo porcentagens de enterramento do duto de

25%, 50% e 75% (w/D). Ao final, apresenta-se uma análise geral dos ensaios

laterais.

O capítulo 6 está voltado para a descrição e análise dos resultados obtidos nos

ensaios de deslocamento axial cíclico. Apresentando-se no final, também, uma

análise geral dos resultados dos ensaios axiais.

Finalmente no capítulo 7 são apresentadas as conclusões e as sugestões para

trabalhos futuros, seguidas das referências bibliográficas.

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2 Revisão Bibliográfica

2.1. Modelagem Física

No contexto científico contemporâneo, o processo de modelagem assume um

papel importante e fundamental na procura de respostas que auxiliem o homem a

compreender o mundo em que vive (Brandão et al., 2008). Sobrinho (2007) citando

Candeias (1999) descreve que a necessidade do homem de compreender a realidade

física desencadeou o desenvolvimento de teorias interpretativas que poderiam

explicar de maneira racional a ocorrência dos mais diversos fenômenos existentes

na natureza, como também fenômenos produzidos artificialmente pelo homem

como consequência do seu desenvolvimento integral. Tais teorias estão constituídas

por hipóteses, que podem ser pressupostos baseados em raciocínios matemáticos,

que descrevem as limitações bem como simplificações que garantem a ocorrência

dos principais mecanismos físicos de comportamento. Os requisitos necessários

para a validação destas teorias consistem primeiramente, na adequação das

hipóteses, baseadas na evidência, seguido da adequação dos resultados

confrontados com a realidade. A validade de uma teoria só pode ser aferida

mediante observação direta do fenômeno, verificando que a solução obtida seja

suportada pela contrapartida real.

A modelagem física consiste em uma representação física, às vezes em escala

real, mas geralmente em escala reduzida, de uma estrutura ou parte da mesma,

sendo composta de um elemento ou um conjunto de elementos estruturais

executados em escala reduzida, que permitem reproduzir, sob condições

controladas, o fenômeno em análise, onde podem ser empregadas leis de escala e

semelhança para interpretar os resultados. Esta reprodução é normalmente chamada

de ensaio de modelo físico (ACI Comittee 444, 1982).

Um dos principais objetivos de ensaiar modelos reduzidos é de extrair dados

experimentais que permitam avaliar aspectos técnicos de um determinado

fenômeno, permitindo conhecer o comportamento da estrutura sob condições

DBD


24

controladas que simulam as diversas solicitações à que estará submetida ao longo

da sua vida útil. Desta maneira, antes que um protótipo inicie a sua fabricação, o

seu modelo reduzido pode ser ensaiado, permitindo a análise de parâmetros de

projeto (Pacheco, 2011). Os resultados provenientes dos ensaios poderão ser

convertidos para as dimensões do protótipo mediante escalas específicas

determinadas a partir de uma análise dimensional.

2.2. Modelagem Física em Centrífuga

A modelagem centrífuga é uma das mais eficientes ferramentas disponíveis

na engenharia geotécnica, que permite estudar, analisar e projetar mecanismos

envolvidos com materiais geotécnicos, utilizando um modelo para replicar um

evento relacionado a um protótipo. Este modelo é, frequentemente, uma versão em

escala reduzida do protótipo que permite extrapolar resultados com leis de escala

apropriadas (Taylor, 1995).

Um modelo em pequena escala, utilizando o mesmo material e tendo uma

geometria similar à do protótipo, pode ser submetido a um campo de aceleração que

simula a distribuição vertical de tensões induzida pela gravidade para o protótipo.

Pontos homólogos no modelo em escala reduzida, geometricamente idênticos aos

do protótipo em escala natural, são submetidos as mesmas tensões, acarretando

deformações análogas às do protótipo, predizendo o seu comportamento (Altaee e

Fellenius,1994).

O solo contido no recipiente do modelo apresenta uma superfície superior

livre de tensão. A magnitude da tensão no interior do corpo do solo aumenta com a

profundidade a uma taxa dependente do peso específico do solo e da força do campo

de aceleração. Caso o solo do modelo seja similar ao do protótipo e os

procedimentos de preparação da amostra garantam a similitude do histórico de

tensões, para o campo inercial aplicado, a tensão vertical para uma profundidade

igual a hm será idêntica do protótipo a uma profundidade hp onde hp = N hm. Esta é

a lei de escala básica da modelagem centrífuga que, para pontos homólogos, tensões

similares são alcançadas pela aceleração de um modelo de escala N para N vezes a

aceleração gravitacional.

DBD


25

Em resumo, o princípio básico dos ensaios em centrífuga consiste em

submeter um modelo a uma força inercial proporcional à redução da sua escala

linear e de magnitude igual à força gravitacional experimentada pelo protótipo

(Schofield, 1980). Portanto, a necessidade de obter o campo de tensões no modelo

igual à do protótipo é fundamental.

2.2.1. Leis de Escala para modelos quase-estáticos

Na modelagem centrífuga, ao longo dos primeiros anos do seu

desenvolvimento, poucos estudos foram direcionados com o propósito de elucidar

questões sobre leis de escala e condições de similitude. O crescimento da

aplicabilidade desta técnica no mundo trouxe consigo o conhecimento de avanços

relevantes concernentes a leis de escala e limites no domínio do uso da modelagem

centrífuga (Altaee e Fellenius,1994)

Ensaios físicos em modelos a pequena escala, em condições gravitacionais

normais, são os mais comumente relatados na literatura. Sendo que a maioria das

obras publicadas não faz referência às relações de escala, nem indica como esses

resultados podem ser trasladados para interpretar o comportamento da estrutura

protótipo. A maioria desses modelos consideraram solos com propriedades iguais

as do protótipo, ie. solos que apresentavam o mesmo índice de vazios, indicando

assim que os mecanismos observados eram pelo menos qualitativamente

representativos (Altaee e Fellenius,1994). No entanto, Scott (1988) e (Ko, 1988)

relatam que, a extrapolação de resultados em algumas circunstâncias não é

aplicável, por não apresentar resultados representativos do fenômeno modelado.

Na Tabela 2.1 são apresentadas algumas relações escalares das grandezas

físicas entre o protótipo e o modelo reduzido submetido a N vezes a aceleração

gravitacional (Ko, 1988).

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26

Tabela 2.1 Relação entre escala e protótipo (Ko, 1988)

Grandeza Protótipo Modelo

Comprimento N 1

Área N2 1

Volume N3 1

Velocidade 1 1

Aceleração 1 N

Massa N3 1

Força N2 1

Tensão/Pressão sob líquidos 1 1

Deformação 1 1

Deslocamento N 1

Tempo evento dinâmico N 1

Tempo difusão N2 1

Tempo fluência 1 1

Frequência 1 N

Trabalho/Energia N3 1

Potência N2 1

2.3. Comportamento de solos arenosos

A interação solo-duto em leito marinho arenoso compreende, também, o

conhecimento do comportamento geotécnico das areias, relativo às características

de resistência ao cisalhamento, para o nível de tensões que estarão submetidos.

Como as areias são muito permeáveis, na maioria dos carregamentos aos

quais são submetidas, há tempo suficiente para que ocorra a dissipação das poro

pressões, o que significa que, em sua grande maioria, os carregamentos em areias

se dão de forma drenada. Usualmente, na prática da engenharia limita-se conhecer

apenas a resistência drenada das areias, desde que não haja excessos de poro

pressão.

Lee e Seed (1967) evidenciaram, em duas areias, por meio de vários ensaios

triaxiais, a influência da variação das tensões confinantes (propriedades de estado)

na resistência ao cisalhamento. Os resultados (Figura 2.1) foram plotados

normalizando-se a tensão principal em relação à tensão de confinamento. Isto

permite observar que, entre outros aspectos, o aumento da tensão confinante

principalmente produz: (1) aumento da deformação axial de ruptura de ambas

DBD


27

amostras; (2) diminuição do ângulo de resistência drenado; (3) diminuição

gradativa da tendência de expansão do material inicialmente compacto, que sob

altas tensões confinantes apresentam uma diminuição do volume durante todo o

ensaio.

Lee e Seed (1967) apresentaram, também, resultados sobre a forma típica da

envoltória de areias (Figura 2.2). Segundo os autores, sob baixas tensões

confinantes, a componente de dilatância é a principal responsável pelo elevado

valor do ângulo de resistência drenado, principalmente para areias compactas. Sob

tensões confinantes médias aparece um outro fator, a quebra dos grãos, que

compensa os efeitos já reduzidos da dilatância. Sob tensões confinantes elevadas, a

quebra dos grãos conjuntamente com o rearranjo das partículas fazem que a

envoltória de ruptura cesse de suavizar-se e volte a subir com um gradiente

ligeiramente crescente ou constante.

Guimarães (2014) realizou ensaios triaxiais CD, na areia de estudo, aplicando

tensões confinantes relativamente baixas. Os parâmetros de ruptura assim como os

módulos de elasticidade obtidos são apresentados na Tabela 2.2. A Figura 2.3 ainda

ilustra a obtenção da envoltória de ruptura onde, no espaço q vs p’, foram definidos

os parâmetros de c’ e ϕ’.

Apresenta-se as tensões cisalhantes normalizadas em função das tensões

confinantes (Figura 2.4). De modo geral pode verificar-se que os resultados

tipificam o comportamento das areias de baixa compacidade em que pouco ou

nenhum aumento da deformação axial de ruptura se produz com o acréscimo das

tensões confinantes.

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28

Figura 2.1 - Resultados de ensaios triaxiais CD na areia do Rio Sacramento. (a) amostra compacta, Dr = 100%; (b) amostra fofa, Dr = 25% (adaptado

de Lee e Seed,1967).

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29

Quebra e

rearranjo

dos grãos

Dilatância

Atrito de deslizamento

Resistência medida = atrito de desliz. +/- dilatância

+ quebra e rearranjos dos grãos

Tensão C

isalh

ante

Tensão Normal

Estrapolação de

resistência medidas

a baixas tensões confinantes

Figura 2.2 – Desenho esquemático das contribuições à envoltória de Mohr das parcelas

de atrito, dilatância e quebra dos grãos (adaptado de Lee e Seed,1967).

Tabela 2.2 – Parâmetros de Ruptura e Módulo de Elasticidade obtidos

do ensaio triaxial CD

σ'3 (kPa) σ'1 (kPa) q (kPa) p (kPa) E50 (MPa)

30 162,794 66,397 96,397 39,90

60 284,702 112,351 172,351 41,60

80 371,417 145,708 225,708 37,80

Figura 2.3 – Envoltória de Ruptura

DBD


30

Figura 2.4 - Tensão axial normalizada vs deformação axial e deformação volumétrica vs

deformação axial.

Outro estudo experimental importante sobre o comportamento tensão –

deformação – resistência de uma areia calcárea saturada submetida a uma condição

tridimensional de carregamento foi apresentada por Quaresma (1997). A autora,

com base em resultados experimentais, ressalta que o comportamento tensão-

deformação de uma areia calcárea fofa não apresenta diferenças marcantes em

relação ao comportamento das areias de quartzo. Isto é devido ao fato que as

amostras reconstituídas no laboratório não mantêm as características de cimentação

entre os grãos, comuns em depósitos de areia calcárea in situ. No entanto a areia

pluviada revelou características de deformabilidade acentuadamente dependentes

da direção do carregamento devido à anisotropia decorrente da formação do solo.

2.4. Interação Solo-Duto

O conhecimento do fenômeno de interação do sistema solo-duto é de vital

importância na projeção de sistemas de transporte de fluidos para quantificar a

susceptibilidade dos mesmos aos diversos fenômenos dinâmicos aos quais se

encontram constantemente submetidos. Sendo assim, é requerido meios efetivos

-8,000

-6,000

-4,000

-2,000

0,000

2,000

4,000

6,000

8,000

0,000 5,000 10,000 15,000 20,000 25,000

σ1/σ

3

εa (%)

s'3 30 kPa

s'3 60 kPa

s'3 80 kPa

ε v(%

)

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31

que permitam controlar esses fenômenos, (ie., flambagem vertical, lateral, pipeline

walking, etc.).

Vários trabalhos prévios delimitam duas principais áreas de interesse na

abordagem de objetos carregados lateralmente: a obtenção da força máxima

horizontal do solo e a relação força-deslocamento. Nestes trabalhos, uma maior

relevância é dada na determinação da força máxima horizontal do solo, aplicada a

placas de ancoragem vertical e estacas rígidas, cujas formulações foram adaptadas

para dutos enterrados. Poucos estudos abordam a relação força deslocamento em

função das tensões e deformações aplicadas no solo. Descobertas experimentais têm

sido geralmente usadas para expressar as forças máximas obtidas pelo

deslocamento em função da profundidade de enterramento (Trautmann e O’rourke,

1985).

Segundo (Ng, 1994) os principais aspectos a serem considerados na avaliação

do problema de interação solo-duto são:

Comportamento mecânico do duto

Resposta mecânica do solo ao redor do duto

Resposta mecânica da superfície de contato solo-duto

Geometria e orientação do duto

Prováveis variações nas propriedades do estrato do solo

Estimação do estado de tensões in situ e carregamento atuante no duto.

2.4.1. Penetração Vertical

A influência da interação solo-duto inicia-se com o lançamento do duto no

mar até atingir a superfície do solo marinho, onde a dinâmica da catenária

(movimentos complexos) desencadeia uma serie de carregamentos e

descarregamentos que definem as condições iniciais de enterramento. Desta forma,

como consequência da interação destes fenômenos, as condições físicas iniciais do

solo circundante ficam alteradas, influenciando assim a resistência axial e lateral

(Bruton et al., 2008). Consequentemente, releva-se a importância de conhecer as

condições de enterramento inicial do duto no processo de instalação, bem como a

evolução durante o funcionamento.

DBD


32

Monitoramentos de dutos dispostos no leito marinho mostraram que o

enterramento resultante do processo de lançamento do duto é, geralmente, maior

que o devido à combinação do peso estático e a capacidade de suporte do solo. Dois

mecanismos principais, que amplificam o enterramento, foram determinados: a

concentração de tensões ao longo da zona de contato duto-solo (touch down zone)

e o amolgamento ou o deslocamento do solo produzido pelos movimentos cíclicos

decorrentes do processo de instalação (Randolph e Gourvenec, 2011)

No entanto qualquer análise do processo de instalação de dutos deve

considerar três aspectos importantes na determinação da profundidade de

enterramento: (1) peso estático do duto, (2) a amplificação das cargas no ponto de

contato com o solo, e (3) a magnitude do carregamento cíclico (Cathie et al., 2005).

Brennodden et al. (1989) com base numa série de experiências realizadas

propuseram um modelo empírico, dependente da resistência do solo, que permite a

previsão do enterramento de dutos assentados (não enterrados) no leito marinho. O

conceito do modelo é baseado na correlação entre a energia dissipada no solo

durante carregamento arbitrário e o embutimento do duto. O modelo considera que

resistência total do solo é composta por duas parcelas: a resistência ao deslizamento

e a resistência dependente do enterramento. Os autores propuseram a seguinte

relação:

𝑧

𝐷= 𝜆(

𝐸

𝑊𝑠𝐷)𝛽 (2.1)

Onde:

z= penetração do duto;

D= diâmetro externo do duto;

Ws= Peso submerso do duto;

E= acumulação da energia a cada intervalo;

λ= função empírica adimensional relativa à densidade da areia ou da

resistência da argila, peso e diâmetro do duto, e da amplitude oscilatória;

β= função empírica adimensional do diâmetro e a amplitude oscilatória.

Outro estudo realizado para a previsão de enterramento de dutos assentados,

baseado no conceito de energia, foi o de Verley e Sotberg (1994), que

DBD


33

desenvolveram um modelo de interação para areias com base numa análise

dimensional utilizando o princípio do trabalho realizado pelas forças que produzem

o enterramento do duto. Foram propostas equações empíricas específicas que

determinam o desenvolvimento do enterramento do duto a partir da sua colocação

considerando um enterramento inicial. O estudo desenvolvido pelos autores ajusta

os resultados de ensaios experimentais realizados em diversas areias considerando

diversos pesos submersos. A eq. (2.2), (2.3) e (2.4) mostram o ajuste proposto pelos

autores.

(𝑧2 − 𝑧𝑖

𝐷) = 𝐾(𝜉𝜅𝑎

−1𝛼−1/2)0.31

(2.2)

Onde

zi = penetração inicial no lançamento do duto;

D = diâmetro do duto;

K = parâmetro de ajuste dos dados igual a 0.23;

α = amplitude de movimento do duto;

ka = força de contato média no ciclo de ¨breakout¨.

𝜉 =

𝐸

𝛾′𝑠 𝐷3 (2.3)

𝜅𝑎 =

𝛾′𝑠 𝐷2

𝐹𝑐,𝑎𝑣 (2.4)

Sendo:

E = trabalho realizado pela resistência horizontal do solo devido à penetração;

Fc,av = forca de contato meio ao longo do ciclo;

γ’s = peso unitário submerso do solo.

Verley e Sotberg (1994) concluíram que o valor do enterramento inicial

devido aos efeitos de colocação do duto não representa uma influência significativa

DBD


34

no desenvolvimento do enterramento do mesmo, mas, mesmo assim, apresentaram

um ajuste aproximado através da eq. (2.5) e (2.6).

𝑧𝑖

𝐷= 0.037𝑘0

−2/3 (2.5)

Onde

D = diâmetro do duto;

zi = penetração inicial no lançamento do duto;

E 𝑘0 e definido pela eq. (2.6).

𝑘0 =

𝛾′𝑠 𝐷2

𝑊 (2.6)

Sendo:

W = peso submerso do duto;

γ’s = peso unitário submerso do solo;

D = diâmetro do duto.

Um modelo com um fundo teórico consistente baseado na teoria da

plasticidade foi apresentado por Zhan et al. (1999). Os autores consideraram um

completo programa experimental de ensaios realizados em areia calcárea,

considerando ensaios de penetração monotônica, swipe test e probe test.

Com base na ampla evidencia experimental da época que enunciava o

incremento da resistência mobilizada horizontal conforme o aumento do

enterramento com o número de ciclos Zhang et al. (1999), considerando os

mecanismos de interação dentro da zona de contato na colocação do duto,

introduziram a terminologia over penetrated descrevendo a provável ocorrência de

carregamentos superiores à forca vertical líquida conduzida principalmente pelo

peso do duto. De modo simples, over penetrated significa que o duto experimentou

uma carga vertical maior do que aquela que está experimentando.

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35

2.4.2. Resistência Axial solo-duto

A interação axial solo-duto é um dos fenômenos mais complexos e pouco

conhecidos no âmbito da indústria offshore. Consideráveis investimentos têm sido

realizados com a finalidade de conseguir ajustes na predição da magnitude das

forças e deslocamentos esperados que permitam reduzir os requerimentos de

estabilização e ancoragem, no projeto de dutos submetidos a alta pressão e

temperatura (Hill e Jacob, 2008).

Durante o lançamento de dutos no leito marinho, movimentos complexos

influenciam o comportamento do duto por meio de forças dinâmicas (touch-down)

que o levam ao assentamento na superfície do solo. Movimentos contínuos

provenientes da interação entre as forças hidrodinâmicas e a superfície do solo

definem a profundidade de enterramento inicial do duto, parâmetro importante na

previsão da resistência axial e lateral. A dinâmica destes mecanismos gera tensões

residuais no duto, mas que em comparação com as cargas de funcionamento podem

ser consideradas desprezíveis (Bruton et al., 2007).

A resistência axial da interface solo-duto é frequentemente modelada usando,

simplesmente, um coeficiente de atrito proporcional ao peso submerso do duto. A

mobilização da máxima resistência axial é produzida por um deslocamento inicial

finito denominado “deslocamento de mobilização”, e após este pico o valor da

resistência cai para um valor residual que se mantém constante ao longo do processo

de interação.

Bruton et al. (2008) em estudo com solos coesivos, relatam que dois estágios

devem ser modelados na projeção de sistemas de transporte de fluidos (Figura 2.5):

1. Resistência axial “Breakout” - Descreve a mobilização da força

máxima da resistência axial para a primeira movimentação do duto ou

após um longo período de repouso. Um significante pico precede à

resposta frágil do material. Existe uma maior influência da geração

dos excessos de poro pressão na interface solo-duto do que da

mudança na mobilização do ângulo de atrito.

2. Resistência axial residual - Após vários ciclos de deslocamento do

duto, a resistência axial cai a um valor residual característico. A

resistência axial residual rege a resposta da expansão/contração das

DBD


36

extremidades do duto, assim como, também, a retroalimentação de

cada zona flambada lateralmente.

Figura 2.5 - Resistência de atrito axial esquemática com deslocamento de mobilização e

breakout (Bruton et al., 2008).

A Figura 2.5 apresenta a variação da resposta axial considerando materiais

frágeis e dúcteis, onde a curva vermelha descreve a resistência axial pico breakout

correspondente ao “deslocamento de mobilização” para um material que apresenta

ruptura frágil. Se o deslocamento do duto acontece para condições drenadas de

maneira a não gerar excessos de pressão de poros a resposta axial do duto apresenta

um considerável aumento da resistência axial residual como o descreve a curva

verde.

Deslizamento Axial de Dutos - Pipeline Walking

Quando a pressão e temperatura interna aumentam ao longo dos ciclos de

operação, o duto tende a se expandir longitudinalmente, sendo parcialmente contida

pela resistência axial da interface solo-duto. Com o resfriamento, as deformações

ocorridas no duto tendem a se contrair, mas a resistência do solo evita que as

mesmas retornem à posição inicial. Durante vários ciclos de funcionamento o duto

sofre deformações permanentes localizadas nas extremidades do duto. No entanto

em alguns casos esta ciclagem pode estar acompanhada pela acumulação de

movimentos axiais globais denominado pipeline walking.

Ao longo deste processo, a tendência natural do duto é aliviar as elevadas

tensões axiais resultantes nas paredes do duto mediante flambagem vertical ou

DBD


37

lateral dependendo tanto das condições de enterramento como da resistência do

solo. Em geral, dutos carregados axialmente aliviam parcialmente as tensões por

meio de movimentos de rotação que produzem um aumento de comprimento no

duto. Em algum estágio deste mecanismo de ciclagem, a torção pode ser tão

significativa que supera a resistência axial disponível levando o duto à deslizar

lateralmente arrastando material da frente e gerando uma pequena berma em ambos

os lados do duto (Randolph e Gourvenec, 2011).

Comumente a resistência axial é modelada por meio de um simples

coeficiente de atrito que relaciona o peso submerso do duto à resistência disponível

a movimentação axial (Finite Elements Analysis). Este enfoque muito embora

simplifique os mecanismos presentes na resposta do solo, não consegue modelar o

domínio do solo ao redor do duto e ao longo do seu comprimento, sendo necessário

manter um enfoque simplificado de análise de um nodo (plain strain) (Bruton et

al., 2008).

Segundo Carr et al. (2006) os principais fatores que influenciam o pipeline

walking são:

O talude do oceano ao longo do comprimento do duto;

Tensão aplicada na extremidade do duto pelo SCR;

O transiente térmico, definido por mudanças na temperatura do fluido

e carregamento termal durante interrupção de ciclos;

Comportamento multi-fase do fluxo durante as operações de

interrupção.

Interação entre resistência lateral e axial

Apesar dos mecanismos de deslizamento axial e flambagem lateral se apresentarem

de maneira global e localizada ao longo do comprimento do duto, a mobilização da

resistência axial e lateral ao deslizamento encontram-se vinculadas. Sendo que, para

uma determinada profundidade de enterramento, um deslocamento lateral

resultante da expansão diferencial do duto, modifica o perfil da resposta axial, por

conseguinte influenciando a resposta global ao deslizamento axial (pipeline

walking). Através dos ciclos de atuação do duto, as deformações por flambagem

lateral ao longo do comprimento são incrementadas pela força axial contínua que

produz a movimentação longitudinal do mesmo. Este mecanismo irá seccionar o

DBD


38

comportamento estrutural do duto, em linhas curtas localizadas em cada curvatura

(Bruton et al., 2010).

Modelos de Resistência Axial de solo. -

Utiliza-se, comumente, nos projetos da indústria offshore, o modelo de atrito

de Coulomb para avaliar a resistência axial de dutos parcialmente enterrados para

todo tipo de solos, que não leva em consideração a influência das condições de

enterramento do duto (Cathie et al., 2005). A força axial (Fa) é determinada pela

eq. (2.7).

𝐹𝑎 = 𝜇 𝑊∗ (2.7)

Onde:

𝑊∗= peso total submerso do duto (peso do duto + peso do revestimento);

µ= coeficiente de atrito.

Normalmente para solos não coesivos o coeficiente de atrito pode ser

calculado pela eq. (2.8).

𝜇 = 𝑡𝑎𝑛 𝛿 (2.8)

Sendo δ dado pela eq. (2.9):

𝛿 = 𝜙′ − 5𝑜 (2.9)

Onde:

𝛿 = angulo de atrito da interface solo-duto; e

𝜙′= angulo de atrito interno efetivo.

𝐹𝑎 = 𝜇 𝑊∗ (2.7)

Da eq. (2.7) se infere que a resposta axial é regida pela escolha apropriada do

fator de atrito axial, função do angulo de atrito interno do solo e das propriedades

da interface solo-duto. Normalmente, os valores recomendados pela British

Standart Institute encontram-se entre 0,55 e 1,2 para solos arenosos e entre 0,3 a

1,0 para solos argilosos. Esta abordagem é estritamente válida para condições

drenadas.

DBD


39

Finch et al. (2000) com base em um extensivo programa de ensaios

experimentais descrevem os principais fatores que influenciam a seleção apropriada

da resposta solo-duto, como: as condições do solo, rugosidade do duto, a taxa de

movimentação do duto e o grau de enterramento. Os autores propuseram valores de

coeficiente de atrito (µ) em função da rugosidade da cobertura do duto e do tamanho

das partículas, por meio de um fator de redução fr através da eq. (2.10).

𝜇 = 𝑓𝑟 𝑡𝑎𝑛∅′ (2.10)

Onde, ϕ' = ângulo de atrito interno.

Valores propostos de fr em função da rugosidade e do tamanho dos grãos são

resumidos na Tabela 2.3.

Tabela 2.3 Valores do fator de resistência para o coeficiente de atrito

axial

Condição fr

Solo não coesivo granular e D50 <

rugosidade do duto

1

Solo não coesivo granular e D50 >

rugosidade do duto

0.75 < fr < 0.9

Solo coesivo granular fino e D50 <

rugosidade do duto

1

Argila e D50 > rugosidade do duto 0.6

Silte e D50 > rugosidade do duto 0.4

Geralmente, nos projetos da indústria offshore, os coeficientes de atrito são

obtidos pelo ângulo de atrito interno (ϕ´) não somente pela equação de Finch et al.

(2000), mas também através das seguintes relações [eq. (2.10) e (2.11)] (Cathie et

al., 2005).

𝜇 = 𝑡𝑎𝑛(∅′ − 5) (API RP2A WSD 2000) (2.11)

𝜇 =

2

3𝑡𝑎𝑛∅′ (Veritas) (2.12)

DBD


40

Para condições drenadas, Finch et al. (2000) e Schaminee (1990) propuseram

modelos de previsão da resposta axial para dutos enterrados e para dutos assentados

superficialmente no solo marinho, considerando o fator de redução fr.

Para o caso de dutos enterrados, Schaminee (1990) propôs a eq. (2.12) e

(2.13).

𝑅𝑑 = 𝜇 𝜋 𝐷 𝜎′ (2.13)

Sendo:

𝜎′ = 0.25 [𝛾′𝐻 + 2𝐾𝑎𝛾′ (𝐻 +

𝐷

2) + 𝛾′𝐻 + (

𝑊𝑝

𝐷)] (2.14)

Onde:

Rd = Resistência axial drenada (kN);

µ = ceficiente de atrito;

π = 3,1415...;

D= Diâmetro exterior do duto (m);

𝜎′= Tensão média nos lados do duto (kPa);

𝛾 ′= Peso unitário submerso do material de preenchimento (kN/m3);

𝐻= Altura do material de preenchimento (m);

𝐾𝑎= Coeficiente de empuxo ativo do solo (adimensional);

𝑊𝑝= Peso submerso do duto (kN).

A resistência da interface solo-duto para dutos assentados sobre o leito

marinho foi proposta por Finch et al. (2000) com base nas formulações de

Schaminee (1990) conforme a eq. (2.14):

𝑅𝑑 = 𝜇 𝑊𝑝 (2.15)

Onde:

𝑅𝑑= Resistencia axial drenada (kN);

𝜇= Coeficiente de atrito= fr tan (’);

𝑊𝑝= Peso submerso do duto (kN);

DBD


41

’= Ângulo de atrito interno (graus).

Finalmente, para solos sedimentares de grãos finos baixo condições de

carregamento suficientemente rápidas que suscitem uma resposta axial do solo não

drenada, a resistência axial deverá ser uma função da área de contato e da resistência

ao cisalhamento não drenado do solo (Su) sendo expressa na eq. (2.16):

𝐹𝑎 = 𝛼 𝑆𝑢 𝐿 (2.16)

Onde: 𝛼= fator de adesao e L= arco embutido no solo (incluindo

levantamento).

2.4.3. Resistência Lateral

Desde os anos 80, instituições estrangeiras (Norwegian Hydrotechnical

Laboratory, Norwegian Institute of Technology, Foundation of Scientific and

Industrial Research, Exxon Production Research Company) realizaram pesquisas

sobre a interação solo-duto por meio de ensaios experimentais em dutos não

enterrados submetidos a carregamentos laterais cíclicos considerando materiais

arenosos e argilosos com diferentes estados e resistências. Os resultados revelaram

uma importante relação entre a resistência lateral, a profundidade de enterramento

do duto, a densidade do solo e a resistência do solo, que extrapolou o pensamento

vigente da época de que a resistência lateral do solo dependia simplesmente do

efeito do atrito.

A maioria dos estudos apresentados na literatura foram desenvolvidos em

modelos em escala real, considerando principalmente materiais de natureza arenosa

em condição seca. Na literatura (Trautmann e O’Rourke, 1985; Audibert e Nyman,

1977) a interpretação do fenômeno de interação solo-duto é similar à do

comportamento de estacas carregadas lateralmente ou às de placas de ancoragem

verticais. Estes modelos foram adaptados para prever o comportamento de dutos

enterrados submetidos a carregamento lateral.

Três diferentes enfoques têm sido desenvolvidos na literatura para a avaliação

da resistência lateral do solo (Cathie et al., 2005):

DBD


42

1. Um simples enfoque considerando um “fator de atrito”, onde a

resistência lateral é relacionada ao peso submerso do duto e ao tipo de

solo;

2. Um modelo composto por dois componentes, sendo: um modelo de

resistência ao deslizamento e um modelo friccional composto pelo

empuxo lateral passivo (Nymann, 1984; Wagner et al.,1987; Verley e

Sotberg, 1994).

3. Um modelo baseado na teoria da plasticidade (Zhang et al., 1999,

2002).

Geralmente os modelos componentes são baseados num ajuste empírico dos

resultados de ensaios de laboratório, em escala real e reduzida.

Audibert e Nymann (1977) desenvolveram um modelo analítico baseado em

um estudo experimental em escala real adaptado do modelo proposto por Hansen

(1961) para a determinação do fator de carga Nqh em estacas verticais carregadas

lateralmente, obtendo a partir de ensaios específicos em dutos enterrados uma serie

de curvas de carga versus recalque para a determinação da resistência última lateral.

De um ponto de vista qualitativo Audibert e Nymann conseguiram captar a essência

da influência da profundidade normalizada de enterramento e o angulo de atrito no

duto, embora este apresente condições geométricas e de carregamento diferentes ao

modelo original proposto por Hansen (1961).

Outro enfoque usado na previsão do comportamento de dutos enterrados

provém da teoria de placas de ancoragem vertical. Trautmann e O’rourke (1985)

apresentaram um estudo experimental baseados em uma série de ensaios de

laboratório, onde consideraram os efeitos de profundidade de enterramento,

densidade do solo, diâmetro e rugosidade do duto; e analisaram as forças laterais

resultantes da movimentação do duto no solo circundante em condições de

deformação plana. Foi determinada a relevância da densidade do solo na

mobilização da máxima força horizontal. Foram desenvolvidas curvas (Figura 2.6)

que permitem estimar o fator de capacidade de carga lateral, que modela a relação

força-deslocamento por meio de uma função hiperbólica retangular eq. (2.17).

DBD


43

Figura 2.6 - Fator Horizontal de força para diversos ângulos de atrito (Trautmann e

O’rourke, 1985).

Trautmann e O’rourke (1985) propuseram uma metodologia simplificada de

análise da previsão do comportamento de dutos enterrados, linearizando uma

função hiperbólica retangular (obtida dos valores máximos normalizados de força

e deslocamento) por meio de uma reta bilinear construída adotando uma inclinação

do 70% da força máxima horizontal normalizada, permitindo obter assim, a partir

de uma curva experimental calibrada para vários estados da areia, prever valores de

força e deslocamento máximos. O procedimento a seguir para obter esta curva é

plotar as forças obtidas com os respectivos deslocamentos, tanto as forças quanto

os deslocamentos devem ser normalizados com referência aos máximos valores

adquiridos de todos os ensaios.

𝐹′′ =

𝑌′′

0.17 + 0.83 𝑌′′ (2.17)

Onde:

𝐹′′ =𝐹

𝐹𝑚 é 𝑎 𝑓𝑜𝑟𝑐𝑎 𝑚𝑎𝑥𝑖𝑚𝑎 𝑛𝑜𝑟𝑚𝑎𝑙𝑖𝑧𝑎𝑑𝑎 𝑒 𝐹 é 𝑎 𝑓𝑜𝑟𝑐𝑎 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑑𝑎

DBD


44

𝑌′′ =𝑌

𝑌𝑓 é 𝑜 𝑑𝑒𝑠𝑙𝑜𝑐𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑛𝑜𝑟𝑚𝑎𝑙𝑖𝑧𝑎𝑑𝑜 𝑒 𝑌 é 𝑜 𝑑𝑒𝑠𝑙𝑜𝑐𝑎𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑎𝑡𝑢𝑎𝑙

Os autores também definiram: o fator de interação horizontal Nh representado

na eq. (2.18); e o fator de rigidez do solo Ck representado na eq. (2.19).

𝑁ℎ =

𝐹𝑚

𝛾 𝐻 𝐷 𝐿 (2.18)

𝐶𝑘 =

𝐷

0.4 𝑌𝑓 (2.19)

Onde:

γ é a densidade da areia;

L é o comprimento do duto;

H é a profundidade de enterramento;

D é o diâmetro do duto;

Yf é o deslocamento lateral correspondente à força máxima Fm.

A Tabela 2.4 sumariza os valores de Ck função da profundidade de enterramento.

Tabela 2.4 Valores do fator de rigidez do solo Ck (Trautmann e

O’rourke, 1985)

Densidade do solo Deslocamento para a

máxima força

horizontal

Fator de rigidez

estimada do solo, Ck.

Fofa 0.13 H 20

Medianamente

compacta

0.08 H 30

Compacta 0.03 H 80

Portanto, considerando um valor de Kh= 70 como inclinação secante da reta

bilinear que modela a relação força-deslocamento do sistema solo-duto pode se

DBD


45

encontrar uma força máxima normalizada de F’’=1.0 com um deslocamento

normalizado de Y’’= 0.4 como o mostra a Figura 2.7.

Figura 2.7 - Modelagem hiperbólica e representação bilinear (Trautmann e O’rourke,

1985).

Outro estudo importante que marcou uma delineação para a modelagem em

areias submersas foi o de Hurley e Phillips (1999) os quais realizaram vários ensaios

experimentais em escala real com o propósito de investigar os efeitos de camada de

ensaio em condições submersas na resposta de dutos enterrados em areias densas.

Outro dos principais objetivos do mencionado estudo foi realizar uma revisão dos

principais métodos de análise da interação solo-duto aceitado na época

comparando-os com os resultados obtidos nos ensaios. Os autores relataram que

para condições da areia submersa a resistência média final pico foi reduzida ao

redor de 62% assim como também o deslocamento obtido para essa resistência pico

foi reduzido ao redor de 50%.

Zhang et al. (2001) descrevem que ainda existe falta de conhecimento da

física do processo de interação solo-duto, principalmente das movimentações

verticais complexas de dutos apresentando carga constante (peso próprio) quando

submetidos a cargas horizontais, somado a isto os autores referem que a maioria

das formulações existentes prove de uma base empírica não conseguindo simular o

processo completo dos movimentos de dutos, prevendo simplesmente o recalque

DBD


46

final, em caso de argilas, assim como as cargas ultimas de breakout. Os autores

desenvolveram um programa experimental de ensaios centrífugos de carga

controlada e deslocamentos prescritos em dutos com enterramentos superficiais

simulando condições de “sobrecarregamento” e “carregamento normal” no

processo de cravação, referente à terminologia razão de pré-adensamento em

argilas.

Na Figura 2.8 e Figura 2.10 apresentam-se os resultados obtidos por Zhang et

al. (2001), tanto das forças horizontais (esquerda) como das foças verticais (direita),

durante um ensaio de arraste lateral para condições normalmente carregadas e sobre

carregadas respectivamente. Verifica-se de forma geral que durante a

movimentação do duto, nos ensaios normalmente carregados, as forças horizontais

apresentam um acréscimo até atingir um valor máximo que varia de acordo com a

porcentagem de enterramento dos ensaios. Já nos ensaios sobre carregados as forças

horizontais pico apresentam um valor similar nos casos em que o índice de “sobre

carregamento” é menor que dois (R≤2). Onde R é definido como o quociente entre

a força vertical máxima e a força vertical no início da movimentação lateral.

Figura 2.8 – Redução das forças verticais (direita) e acréscimo das forças horizontais

(esquerda) durante a mobilização do duto em ensaios normalmente carregados (Zhang et

al., 2001).

Figura 2.9 – Superfícies de fluência normalizadas (direita) e individuais (esquerda) em

ensaios normalmente carregados (Zhang et al., 2001).

DBD


47

Figura 2.10 - Redução das forças verticais (direita) e acréscimo das forças horizontais

(esquerda) durante a mobilização do duto em ensaios sobre carregados (Zhang et al.,

2001).

Figura 2.11 - Superfícies de fluência normalizadas (direita) e individuais (esquerda) em

ensaios sobre carregados (Zhang et al., 2001).

Condições de pré-carregamento, decorrentes do processo de lançamento do

duto, são comumente encontradas em linhas de dutos offshore evidenciando a

necessidade de investigar profundamente este fenômeno. Estudos anteriores

revelaram que dutos com um alto índice de sobre-carregamento apresentaram

movimentos verticais que os levaram à fadiga (Zhang et al., 2002).

Zhang et al. (2002) todavia apresentam um modelo com uma base teórica

consistente que permite simular a resposta de dutos enterrados superficialmente

submetidos a carregamento vertical e horizontal monotónico combinada,

vinculando os deslocamentos às cargas aplicadas através da teoria de plasticidade.

O modelo foi desenvolvido em base a dados experimentais que foram

principalmente obtidos de ensaios de interação solo-duto usando um segmento de

duto assentado superficialmente numa areia calcárea considerando possíveis efeitos

de pré-carregamento (Zhang et al., 2001). O modelo reproduz características

relevantes da resposta força-deslocamento de dutos ajustando-se a valores

observados em uma ampla gama de ensaios com materiais similares (arena de sílica)

existentes na literatura (Figura 2.12). Os resultados obtidos nos ensaios são

DBD


48

apresentados de forma adimensional na Figura 2.13 onde se encontram traçados

forças verticais versus forças horizontais relativas á força vertical máxima. Podendo

ser descritos através da eq. (2.20) denominada superfície de fluência com forma

aproximadamente parabólica.

𝐹 = 𝐇 − μ(𝐕 − 𝑉𝑚𝑖𝑛) (1 − 𝐕𝑉𝑚𝑎𝑥

⁄ ) = 0 (2.20)

Onde:

µ = gradiente de H/V para valores pequenos de carga no espaço H-V;

Vmáx = maior carga vertical que o duto experimentou;

Vmín é o intercepto negativo para H=0;

Vmín= -βVmax;

β = constante.

Figura 2.12 - Comparação da predição do modelo e resultados de ensaios (Zhang et al.,

2002).

DBD


49

Figura 2.13 - Trajetória de carregamento normalizada dos ensaios de arrastro (Zhang et

al., 2002).

Nova e Montrasio (1991) considerando fundações corridas superficiais

propuseram uma função de potencial plástico de forma similar à superfície limite,

no entanto sem considerar os possíveis efeitos de pré-carregamento e considerando

somente fundações carregadas normalmente. A função de potencial plástico

apresentada em Zhang et al. (2001) mantém o mesmo enfoque e é apresentada a

seguir:

𝐺 = 𝐻 − 𝜇𝑡 (

𝑉

𝑉𝑚𝑎𝑥−

𝑉𝑚𝑖𝑛

𝑉𝑚𝑎𝑥)

𝑚

(𝑉𝑚𝑎𝑥 − 𝑉) − 𝐶 = 0 (2.21)

Onde:

𝜇𝑡= parâmetro de forma;

C = constante que ajusta a posição da superfície ao ponto de carregamento;

m = uma constante que causa distorção na forma da parábola a modo que a

carga vertical, onde o vetor deslocamento torna-se perpendicular ao eixo de carga,

possa ser ajustado.

A superfície de fluência normalizada dada pela eq. (2.20) e a superfície de

potencial plástica normalizada dada pela eq. (2.21) são mostradas na Figura 2.14 e

Figura 2.15 respectivamente.

DBD


50

Figura 2.14 - Superfícies limite propostas (Zhang et al. 2002).

Figura 2.15 Superfícies de potencial plástico propostas (Zhang et al., 2002).

A relação proposta por Zhang et al. (2001) que permite a estimativa de valores

residuais de resistência lateral é apresentada a seguir:

𝐻

𝛾′𝑧2=

𝑚𝜇(1 + 𝑛)2

(1 + 𝑚)2(𝑘𝑣𝑝

𝛾′𝑧) (2.22)

Onde:

H = resistência lateral residual para ensaios de arraste;

DBD


51

m = parâmetro associado à forma da superfície de potencial plástico;

n = parâmetro que relaciona as forças verticais obtidas no intercepto com o

eixo H;

μ = 0,6;

kvp = coeficiente de rigidez vertical plástica, obtida do enterramento do

duto;

γ’ = peso submerso do solo; e

z = enterramento do duto.

Um dos aspectos importantes considerados na análise dos autores, é o uso do

critério de abordagem no comportamento estrutural do duto sendo como “Streep

footing” segundo proposto pela Association pipeline design guidelines (AGA).

DBD


3 Materiais e Métodos

Cuidadosa preparação de amostras de solo para modelos de ensaios

centrífugos é crucial para a interpretação de resultados característicos. Neste

capítulo, apresenta-se a metodologia empregada para a elaboração das amostras de

solo utilizadas nos ensaios centrífugos. Realizou-se um tratamento prévio da areia

com a finalidade de se obter um material limpo correspondente a uma faixa de

diâmetros entre as peneiras 0,149 – 0,297 mm. O diâmetro médio, coeficientes de

curvatura e uniformidade foram obtidos através da análise granulométrica.

Determinou-se a densidade do material por pluviação, assim como a densidade

máxima e mínima. Obteve-se o perfil continuo de resistência da amostra em voo

por meio de ensaios de penetração cônica (CPT). Foram determinados de forma

indireta o ângulo de atrito (ϕ’) e a densidade relativa (Dr).

3.1. Caracterização do material

O solo utilizado nos ensaios corresponde a uma amostra de areia fina,

amplamente estudada (Souza Costa, 2005; Pacheco, 2006 e Guimarães. 2014)

proveniente da praia de São Francisco Niterói (RJ). Esta areia foi inicialmente

tratada, segundo a metodologia de Oliveira Filho (1987), com a finalidade de

separar a fração granulométrica compreendida entre as peneiras nº 100 (0,149 mm)

e nº 50 (0,297 mm) para obter um material uniforme sem possibilidade de

segregação por ventura da preparação da amostra.

3.1.1. Análise granulométrica

Os ensaios granulométricos foram realizados de acordo com a norma ABNT-

NBR 7181 (1984).

O material coletado foi primeiramente peneirado entre os limites superior e

inferior imposto (nº 100 e 50), a areia já fracionada foi depois lavada para remover

DBD


53

qualquer traço fino e impurezas. Foram determinados a densidade real dos grãos, o

diâmetro médio dos grãos, o coeficiente de curvatura e coeficiente de uniformidade

utilizando as seguintes relações:

𝐶𝑢 =

𝐷60

𝐷10 (3.1)

𝐶𝑐 =

𝐷302

𝐷60 ∙ 𝐷10 (3.2)

Onde:

𝐷60 é o diâmetro da partícula cuja dimensão é maior que 60% das partículas,

em peso.


em peso.


em peso.

Na modelagem centrífuga é necessária a verificação da consistência do

modelo adotado, devido a que as partículas do solo a ser ensaiado não são reduzidas

pelo fator de escala escolhido (N). A rigor existe um mínimo de partículas em

contato com cada dimensão linear que garantem a ocorrência do fenômeno a ser

reproduzido (Fugslang e Ovesen, 1988).

Dutos enterrados superficialmente podem ser considerados um tipo de

fundação rasa (strip footing) (Zhang et al., 2002), em que o critério de análise para

a verificação da consistência do modelo centrífugo adotado requer a normalização

das dimensões geométricas da estrutura (diâmetro), com referência ao tamanho das

partículas do solo.

Garnier et al. (2007) apresentaram um compêndio de leis de escala e

similitude baseados em ensaios centrífugos com resultados validados por meio de

ensaios em escala real, onde se estabelece a relação mínima necessária [eq. (3.3)]

para o caso de fundações rasas, entre o menor comprimento do modelo (diâmetro

do duto) e o diâmetro médio das partículas do solo(d50

) a ser utilizado.

DBD


54

𝐵

𝑑50> 35 (3.3)

No presente estudo, a relação entre a corda da seção do duto em contato com

o solo (D’) e o diâmetro médio do grão (d50

) é maior a 35, ou seja, encontra-se no

intervalo sugerido pelos autores segundo a eq. (3.4).

𝐷′

𝑑50=7,79

0,19= 41,02 > 35 (3.4)

3.1.2. Análise Física

A forma predominante dos grãos varia de subarredondados a subangular, em

que o alongamento médio (esfericidade) não ultrapassa 1,5 (relação da maior/menor

dimensão do grão). A Tabela 3.1 apresenta as principais caraterísticas obtidas das

análises físicas. (Oliveira Filho, 1987).

Tabela 3.1 Características da amostra

3.1.3. Densidade real dos grãos

Foram realizados três ensaios pelo método do picnômetro ABNT – NBR 6508

(1984). O valor da densidade real dos grãos foi igual a Gs = 2,642; média de três

ensaios consecutivos. Resultados similares, no mesmo material, foram obtidos em

Oliveira Filho (1987), Souza Costa (2005), Pacheco (2006) e mais recentemente em

Guimarães (2014).

Item Oliveira Filho (1987) Presente Estudo

Peso específico seco min. (kNm-3) 14,18 13,68

Peso específico seco máx. (kNm-3) 15,80 15,88

Índice de vazios máx. 0,82 0,89

Índice de vazios mín. 0,559 0,631

Diâmetro efetivo d10 (mm) - 0,12

Diâmetro médio d50 (mm) 0,22 0,19

Densidade real dos grãos 2,632 2,641

DBD


55

3.2. Índice de Vazios

A estrutura de um solo possui um papel fundamental no seu comportamento,

seja em termos de resistência ao cisalhamento, compressibilidade ou

permeabilidade. Os solos granulares, por possuírem arranjos estruturais bastante

simplificados, podem ter o comportamento avaliado através da curva

granulométrica e da compacidade. A compacidade de uma areia permite avaliar o

índice de vazios em estado natural em confrontação com o índice de vazios máximo

(fofo) e o índice de vazios mínimo (compacto).

Diversos autores têm destacado a influência das propriedades associadas com

a natureza e estado do material na resistência de solos granulares. Na modelagem

centrífuga é sublinhada a importância do controle da densidade nos métodos de

elaboração de amostras nos modelos centrífugos (Garnier, 2002).

No presente estudo avaliou-se a densidade da amostra em termos do índice

de vazios relativo à massa específica.

3.2.1. Índice de vazios mínimo

Para a determinação do índice de vazios máximo seguiu-se o procedimento

descrito na ABNT - NBR 12051 (1991) considerando a aplicabilidade e limitações

baseadas na granulometria do material. Foi utilizada a metodologia B1 que

comtempla a utilização de molde de 1000 cm3 de volume nominal em mesa para

peneiramento de vibração vertical sem medição de período ou frequência (10

posições). Foram realizados ensaios preliminares para determinar, em primeiro

lugar, a sobrecarga que permitisse obter a máxima densidade seca.

A seguir se descreve o procedimento seguido para a execução desse ensaio:

1. Determinou-se o volume do molde de ensaio, através da média de três

medições obtidas das suas dimensões, e pesou-se o molde que conterá

a areia após o nivelamento e eliminação dos excessos do material;

2. Com ajuda de um funil colocou-se o material no conjunto molde +

colar (Figura 3.1) procurando que a superfície conformada pelo

material colocado se mantenha horizontal e com um excesso de 1 a 2

cm acima do topo do molde;

DBD


56

3. Após o preenchimento do material colocou-se a sobrecarga

previamente determinada e fixou-se o conjunto molde + colar +

sobrecarga à mesa vibratória que foi acionada no máximo nível por

um período de 10 minutos (Figura 3.2);

4. Após esse tempo, retirou-se cuidadosamente a sobrecarga e o colar,

eliminando-se o excesso de material do topo do molde (Figura 3.3).

5. Pesou-se o molde contendo o material rasado no topo e, por subtração,

obteve-se a massa do material (Figura 3.3);

6. O quociente do peso do material dividido entre o volume do molde

dará a massa específica aparente seca máxima. O resultado final e a

média de um mínimo de três repetições.

O valor do índice de vazios mínimo foi obtido a partir da eq. (3.5) apresentada

a seguir:

𝑒𝑚í𝑛. =

𝐺𝑠𝛾𝑚á𝑥.

− 1 (3.5)

Onde:

𝐺𝑠 é a densidade real dos grãos;

𝛾𝑚á𝑥. é a massa específica aparente seca máxima.

Figura 3.1 - Colocação da areia no molde de ensaio.

DBD


57

Figura 3.2 - Sequência de colocação da sobrecarga na amostra e fixação do conjunto a

ser ensaiado na mesa vibratória.

Figura 3.3 - Retirado de sobrecarga, nivelamento e pesagem da amostra do ensaio.

3.2.2. Índice de vazios máximo

A massa específica aparente seca mínima do solo é aquela que apresenta

maior índice de vazios na composição do seu volume. O procedimento seguido para

a determinação do índice de vazios máximo foi conforme a ABNT - NBR 12004

(1990) para materiais granulares. Foram verificadas as restrições de granulometria

da amostra para a escolha do método e do molde de ensaio. Utilizou-se um tubo

rígido de parede delgada de 7 cm de diâmetro e um molde com capacidade nominal

de 1000 cm3. A seguir descreve-se o procedimento da execução do ensaio:

1. Pesou-se o molde de ensaio e determinou-se o volume através da

média de três medições obtidas das suas dimensões;

DBD


58

2. Colocou-se o tubo de parede delgada dentro do molde de ensaio e com

ajuda de funil procedeu-se a colocar a areia dentro do tubo conduzindo

o fluxo de material em forma de espiral até alcançar de 1 a 2 cm de

superfície de areia acima do topo do molde (Figura 3.4);

3. Procedeu-se a retirar verticalmente o tubo de parede rígida permitindo

que as partículas de areia conforme abandonarem o fundo do tubo

ficando contidas na parede cilíndrica do molde (Figura 3.5);

4. Finalmente procedeu-se a nivelar (Figura 3.5) os excessos de material

para pesar o conjunto molde + areia. O quociente obtido de dividir o

peso da areia no molde entre o volume do mesmo resulta a massa

específica aparente seca mínima. O resultado final é a média de três

determinações.

Para a determinação do índice de vazios máximo utilizou-se a seguinte

relação:

𝑒𝑚í𝑛. =

𝐺𝑠𝛾𝑚í𝑛.

− 1 (3.6)

Onde:


𝛾𝑚í𝑛. é a massa específica aparente seca mínima.

Figura 3.4 - Sequência da colocação da areia no molde de ensaio.

DBD


59

Figura 3.5 - Levantamento do tubo de parede rígida e nivelamento da areia do molde.

3.2.3. Índice de vazios por pluviação

Para a determinação do índice de vazios por pluviação calculou-se a massa

específica aparente seca da amostra utilizando-se a caixa de ensaio do modelo

centrífugo. Realizou-se a pluviação da areia até atingir uma espessura de camada

desejada. Em seguida, determinou-se diretamente o volume da amostra pluviada

medindo a espessura da camada em seis pontos simétricos e calculando a média.

Pesou-se a areia pluviada dividindo-a pelo volume obtendo-se a massa específica.

Para a determinação do índice de vazios por pluviação utilizou-se a seguinte

relação:

𝑒𝑚í𝑛. =

𝐺𝑠𝛾𝑚í𝑛.

− 1 (3.7)

Onde:


𝛾𝑝𝑙𝑢𝑣. é a massa específica aparente seca obtida por pluviação.

3.3. Método de preparação da amostra

Diversas técnicas de preparação de modelos centrífugos têm sido

desenvolvidas para obter repetibilidade entre amostras de cada ensaio, os métodos

DBD


60

comumente usados variam desde condições secas até condições úmidas (Garnier,

2002).

No presente estudo o método adotado para a preparação da amostra foi o

método de pluviação seca. A pluviação seca, é considerada a técnica mais estável

para modelagem centrífuga de materiais granulares, permite alcançar uma boa

homogeneidade, adequada consistência e repetibilidade na resistência do solo

(Madabhushi, 2015).

Garnier (2002) relata que o método de pluviação seca, em contraposição às

técnicas de compactação, permite alcançar altas densidades sem a quebra dos grãos.

Recomenda-se o controle de três parâmetros importantes na preparação de amostras

de areia, que são:

Densidade relativa ou índice de vazios;

O estado de tensões geostáticas caracterizadas por 𝜎𝑣 , 𝜎ℎ e 𝑘0;

As características mecânicas avaliadas pela resistência de ponta de

ensaios CPT.

3.3.1. Procedimento do método de pluviação seca

A preparação das amostras seguiram a seguinte sequência :

1. Pesou-se o material a ser colocado na caixa de acordo à densidade e

volume da caixa para alcançar a altura desejada;

2. Colocação do geotêxtil na caixa de ensaio (Figura 3.6). A função do

geotêxtil foi proteger o material na fase de submersão do modelo

assim como a manutenção das condições hidrostáticas ao longo do

ensaio.;

3. Colocação da areia na caixa por meio de um funil ligado a uma

mangueira (Figura 3.7). A areia passa pela mangueira para um

recipiente perfurado, que desliza pelo trilho na parte superior da caixa

de ensaio da centrífuga. Em sequência, as partículas da areia passam

pelos furos do recipiente e caem em duas malhas em série, colocadas

na parte superior da caixa, possibilitando a pluviação (Figura 3.8).

Note-se que a deposição do material é realizada com a caixa

DBD


61

posicionada já na centrífuga e que altura de areia é monitorada por

meio de uma câmera (Figura 3.6 direita);

4. Nivelamento da superfície da areia após pluviação (Figura 3.9)

5. Submersão da amostra a 1G (Figura 3.10).

Figura 3.6 - Geotêxtil instalado na caixa (esquerda) e tela colocada no trilho da caixa

(direita).

Figura 3.7 - Areia colocada no funil (esquerda) e funil posicionado para a pluviação

(direita).

DBD


62

Figura 3.8 - Recipiente perfurado colocado no trilho da caixa (esquerda) e colocação da

areia no recipiente para a pluviação (direita).

Figura 3.9 – Nivelamento da superfície da areia (esquerda) e superfície nivelada (direita).

Figura 3.10 – Submersão da areia.

DBD


63

3.4. Concepção dos Modelos Centrífugos

A principal vantagem dos modelos centrífugos é a capacidade de simular as

tensões-deformações do solo em modelos em pequena escala (Madabhushi, 2015).

O fenômeno de interação solo-duto é complexo e de caráter tridimensional,

tipicamente caracterizado por análises bidimensionais (lateral-vertical, axial-

vertical) baseadas na resposta força-deslocamento, em que o solo é admitido ser

completamente rígido ou compressível não considerando um cenário intermediário,

real, típico dos solos presentes no âmbito offshore.

Comumente os solos em águas profundas são argilosos ou areno argilosos,

perdendo a matriz argilosa nas regiões costeiras. O presente estudo utilizou uma

simplificação básica dos cenários encontrados comumente na prática offshore.

Foram adotados dois modelos centrífugos, ambos em escala 1:33 com

diâmetro e comprimento de duto em protótipo de 300 e 1188 mm respectivamente

(comprimento igual a quatro vezes o diâmetro). Estes modelos reproduziram o

fenômeno de interação solo-duto através da movimentação lateral e axial de dutos

em areia submersa. Desta forma para uma determinada configuração geométrica

dos modelos (porcentagem de enterramento), foi avaliada a resposta do solo em

termos da relação força deslocamento.

3.4.1. Duto de alumínio

Na modelagem centrífuga utilizam-se, normalmente, modelos fabricados de

alumínio devido à facilidade de usinagem e ergonomia do material. O duto utilizado

foi preso a uma célula de carga vertical e horizontal engastadas no atuador da

centrífuga. Na escala utilizada nos ensaios não foi simulado o peso do duto por se

tratar de um sistema rígido de aplicação de deslocamentos controlados, que permite

aplicar deslocamentos com velocidades constantes. Portanto, desconsiderou-se a

influência deste parâmetro nos ensaios realizados.

Para os modelos propostos a serem ensaiados, utilizaram-se as seguintes

dimensões em protótipo (Tabela 3.2).

DBD


64

Tabela 3.2 Dimensões dos protótipos ensaiados.

Descrição Ensaio Lateral Ensaio Axial

Diâmetro (mm) 297 297

Comprimento (mm) 1188 1188

Diâmetro haste (mm) 231 231

Comprimento haste (mm) 1518 1518

Ângulo de ponta - 42,43º

Comprimento de ponta (mm) - 429

3.5. Ensaios Preliminares

Foram conduzidos ensaios preliminares de deslocamento lateral com o

propósito de definir parâmetros de ensaio representativos, coerentes com valores

referenciais presentes na literatura (e.g. velocidades de penetração e arraste), para

os ensaios de deslocamento lateral e axial.

O programa de ensaios preliminares visou avaliar os seguintes aspectos:

1. Investigação da homogeneidade do solo da amostra mediante a

determinação do perfil de resistência por meio de ensaios de

penetração de mini-cone;

2. Avaliação da resposta do solo ao processo de cravação;

3. Investigação da variação das tensões geradas no processo de cravação;

4. Investigação da variação da velocidade de enterramento e de arraste.

3.5.1. Homogeneidade do solo do modelo

Para analisar a repetibilidade do método de preparação da amostra e

investigar a homogeneidade foram realizados 4 ensaios de penetração de mini cone

em voo em 2 amostras diferentes, adotando uma velocidade média em protótipo de

10 mm/s, para determinar os perfis de resistência dos solos.

É reconhecido o efeito fundamental da densidade e as tensões geostáticas;

conjuntamente com a variabilidade das condições de contorno, tamanho das

DBD


65

partículas e efeitos de geometria; na mediação da resistência de cone em ensaios

centrífugos (Bolton et al., 1999).

Para garantir a obtenção de bons resultados na execução dos ensaios CPT foi

adotada a relação S/D>10, como comprimento mínimo necessário para que fosse

evitado possíveis efeitos de bordo, seguindo os resultados obtidos em Bolton et al.

(1999) para areias densas. Onde S é o comprimento do bordo da parede da caixa e

D é o diâmetro do cone.

A localização dos ensaios CPT são apresentados na Figura 3.11.

Figura 3.11 - Distribuição em planta dos ensaios CPT.

3.5.2. Enterramento do duto e alívio de tensões

Durante os testes preliminares verificou-se que, como consequência do

processo de cravação, foi gerado um determinado estado de tensões na amostra do

solo que após o término da cravação começaram a decair seguindo um formato

aproximadamente parabólico.

Para quantificar a influência do completo alívio das tensões geradas no

processo de enterramento do duto, relativo à resistência mobilizada na fase de

arraste lateral, foram realizados ensaios comparativos variando o tempo de

relaxamento das forças verticais decorrentes do enterramento do duto.

DBD


66

3.5.3. Variação da velocidade de enterramento e arraste do duto

Foram realizados três ensaios centrífugos, com 12 ciclos de atuação e

amplitudes de 0,89 m, para avaliar a variação das velocidades de ensaio (velocidade

de enterramento do duto e velocidade de arraste). Utilizaram-se como referência os

valores de velocidade de enterramento e arraste de 0,05 mm/s definidos por Zhang

et al. (2001) levando em consideração o tipo de material adotado (areia calcária de

classe de textura areia franca), que é semelhante ao material usado no presente

estudo (areia fina pobremente graduada - areia de São Francisco). Partindo deste

valor realizaram-se ensaios com velocidades 10 vezes superiores (0,5 mm/s) e 100

vezes superiores (5 mm/s) para avaliar a resposta do solo, tanto na ocorrência do

breakout como na formação das bermas, em termos da mobilização da resistência

lateral. Utilizou-se como limite máximo superior referencial de velocidade (5

mm/s) a capacidade máxima de movimentação do atuador da centrífuga.

3.6. Ensaios CPT

A característica mais importante dos ensaios centrífugos é a simulação do

peso próprio para replicar tensões de grande escala em modelos reduzidos.

Parâmetros dependentes do nível de tensões podem ser obtidos em modelos

centrífugos por meio de ensaios CPT em voo. Pode ser verificada a uniformidade

ou repetibilidade da amostra e mais rigorosamente obter-se uma medição continua

do perfil de resistência do solo (Bolton et al., 1999).

Diversos Autores têm proposto correlações empíricas com propriedades de

solo obtidas de extensos ensaios em camarás de calibração para a estimação do

ângulo de atrito em solos granulares (Durgunoglu e Mitchell, 1973; Robertson e

Campanella, 1983). A relação comumente empregada para a estimativa do ângulo

de atrito é apresentada na eq. (3.8).

tan(∅′) =1

𝐶1ln [

𝑞𝑐𝜎′

𝑣

𝐶2] (3.8)

Sendo:

DBD


67

qc = resistência de ponta do cone;

σ’v = tensão vertical efetiva;

C1 e C2 = constantes relativas ao método usado.

Onde:

Método D&M Método R&C

C1 7,629 6,820

C2 0,194 0,266

D&M = Durgunoglu e Mitchell (1973)

R&C = Robertson e Campanella (1983)

Foram realizados ensaios de mini CPT em voo, prévio à atuação do duto, para

caracterizar as amostras dos ensaios centrífugos de deslocamento lateral cíclico

(w/D=25, 50 e 75%). Utilizou-se uma velocidade de penetração média comum em

ensaios de penetração cônica em termos de protótipo de 10 mm/s. Este valor foi

adotado baseado nos estudos de Kim et al. (2014) onde constatou-se que não houve

variabilidade significativa nos resultados de ensaios realizados em um intervalo de

velocidades de 1 a 20 mm/s.

3.7. Concepção dos Ensaios

Foram realizados ensaios de carregamento cíclico e monotônico representado duas

principais fases do comportamento do duto: enterramento do duto (consequência

do processo de lançamento) e arraste (ocasionado pelos ciclos de funcionamento).

Foram efetuadas medições da resistência mobilizada do solo, por meio de células

de carga horizontal e vertical, em resposta à aplicação dos deslocamentos prescritos.

Randolph e Gourvenec (2011) relatam que a resistência mobilizada do solo (lateral

e axial) está vinculada a duas parcelas representativas que são o ângulo de atrito da

interface solo-duto e a profundidade de enterramento do duto. Partindo-se desta

premissa foram realizados ensaios de deslocamento controlado do duto, em direção

lateral e axial independentemente, impondo profundidades de enterramento inicial

(w/D) de 25, 50 e 75% com amplitudes de movimentação de três vezes o diâmetro

e 12 ciclos de movimentação.

A continuação descreve-se as fases de cada ensaio:

DBD


68

1. Fase de Cravação - Consistiu em instalar uma determinada

profundidade de enterramento, o que mobilizou a resistência do solo,

esperando-se o alivio das tensões geradas no processo.

2. Fase de Arraste - Após a estabilização das tensões geradas no

processo de cravação, para uma velocidade constante, aplicou-se

deslocamentos cíclicos mantendo constante a profundidade de

enterramento instalada inicialmente. Esta fase caracteriza-se, segundo

o tipo de ensaio, na aplicação de deslocamentos axiais ou laterais em

relação à posição do duto.

3.8. Ensaio de arraste lateral

A resposta do solo ante a movimentação lateral do duto é principalmente

governada pelos mecanismos presentes na interface solo-duto dependentes das

condições inicias de enterramento e a resistência oferecida pelo atrito na interface

de interação.

Para caracterizar este fenômeno foram realizados três ensaios de

deslocamento lateral cíclico, com profundidades de enterramento de 2,25; 4,50 e

6,75 mm, com 12 ciclos de atuação.

Os ensaios realizados consideraram as seguintes três etapas:

1. Ensaio de mini CPT para a caracterização inicial da amostra em

voo;

2. Cravação do duto na amostra do solo (penetração);

3. Ensaio atuação lateral do duto (arraste).

As características gerais dos ensaios de arraste lateral realizados encontram-

se expostas na Tabela 3.3.

DBD


69

Tabela 3.3 Características dos ensaios de arraste lateral

Item Especificação

Diâmetro do duto (D) (mm) 9

Comprimento do duto (mm) 36

Espessura da camada de areia (mm) 60

Nível de água (mm) 13,5

Número de ciclos 12

Amplitude do arraste (3D) (mm) 27

Porcentagem de enterramento (w/D) 25, 50 e 75%

Aceleração 33 G

Velocidade de penetração (vp) (mm/s) 0,5

Velocidade de arraste (va) (mm/s) 0,5

O esquema geral e o arrajo do ensaio centrífugo esta representado na

Figura 3.12, Figura 3.13 e Figura 3.14.

P2CPT1

Figura 3.12 - Vista de Elevação do ensaio lateral.

DBD


70

Figura 3.13 - Vista em planta do ensaio lateral.

Figura 3.14 - Configuração geral do ensaio.

3.9. Ensaios de arraste axial

Os parâmetros que influenciam a mobilização da resistência axial do solo,

ante a movimentação do duto (consequência do acúmulo de deformações ao longo

do comprimento), são entre outros aspectos: i) a resposta da resistência axial (na

interface solo-duto) e ii) o comprimento do duto em condição restrita devido ao

atrito.

DBD


71

Os mecanismos de pipeline walking são tradicionalmente associados a dutos

de comprimentos menores a 5 km onde o duto pode se movimentar axialmente

como consequência dos ciclos operacionais. Entretanto, dutos de grande

comprimento quando afetados pelo fenômeno de flambagem, ficam seccionados em

trechos curtos susceptíveis a walking. Isto indica que o comprimento do duto

influencia o fenômeno de interação, entretanto a resistência axial solo-duto ainda

tem a maior influência neste fenômeno.

Especificamente, a resistência axial na interface solo-duto é influenciada pela

área de contato com o solo circundante, em consequência do enterramento do duto,

e a distâncias em que o duto atinge uma condição restrita.

Com o propósito de avaliar esses mecanismos foram realizados três ensaios

axiais de carregamento cíclico em modelo 3D, considerando um comprimento de

duto de 36 mm, a profundidades de enterramento de 2,25; 4,50 e 6,75 mm e

considerando 12 ciclos de atuação.

A sequência seguida para cada ensaio de arraste axial foi a mesma

contemplada para os ensaios laterais.

As características gerais dos ensaios realizados encontram-se expostas na

Tabela 3.4.

Tabela 3.4 Características dos ensaios de arraste axial realizados.

Item Especificação

Diâmetro do duto (D) (mm) 9

Comprimento do duto (4D) (mm) 36

Amplitude de arraste (3D) (mm) 27

Espessura da camada de areia (mm) 60

Nível de água (mm) 13,5

Número de ciclos 12

Porcentagem de enterramento (w/D) 25, 50 e 75%

Aceleração 33 G

Velocidade de penetração (vp) (mm/s) 0,5

Velocidade de arraste (va) (mm/s) 0,5

O esquema geral do ensaio axial centrífugo esta representado na Figura 3.15

e Figura 3.16.

DBD


72

CPT AXIAL

Figura 3.15 - Vista frontal do ensaio axial.

Figura 3.16 - Vista em planta do ensaio axial.

DBD


73

3.10. Equipamento e Instrumentação do Ensaio

3.10.1. Centrífuga de braço

Os ensaios centrífugos foram realizados na mini centrífuga de braço do

Instituto Alberto Luiz Coimbra de Pós-Graduação e Pesquisa de Engenharia

(COPPE) da Universidade Federal do Rio de Janeiro no laboratório de Geotecnia.

Maiores detalhes da instalação e principais características encontram-se descritas

em Almeida et al. (2013).

A capacidade de trabalho máxima do equipamento é arredor de trezentas

vezes a aceleração inercial (9 G-Tonne para 638 rpm).

A centrífuga é composta principalmente de:

Sistema de aquisição de dados: Permite a obtenção de dados por meio

de um computador a bordo.

Viga rotacional: Fabricada de aço estrutural de alta resistência que

permite a ligação das caixas de ensaio com o rotor da centrífuga.

Atuador bi-direcional: Composto por dois eixos de movimentação que

permite o controle remoto da movimentação horizontal e vertical do

modelo estrutural.

Caixa da centrífuga tipo balanço: Composta de alumínio de alta

resistência, composta de uma base, quatro placas laterais e um par de

trilhos na parte superior da caixa (Figura 3.18).

Todo o sistema montado e o princípio de funcionamento podem ser

visualizados na Figura 3.17, onde são destacados os principais componentes.

DBD


74

Figura 3.17 - Arranjo geral da centrífuga de braço (Broadbent Inc., 2011).

Figura 3.18 - Caixa de ensaio em deformação plana (Broadbent Inc., 2011).

DBD


75

3.10.2. Mini CPT

Os ensaios de caracterização da amostra em voo foram realizados mediante

ensaios de mini CPT adaptado para a modelagem centrífuga (Motta, 2008).

O objetivo do ensaio foi determinar a resistência de ponta do material.

A principal limitação na concepção da geometria do mini penetrômetro foi a

altura disponível entre a superfície da amostra a ser ensaiada e o limite superior de

movimentação do atuador.

As principais características físicas do mini CTP são:

Diâmetro efetivo: 10 mm

Ângulo da ponta: 60º

Comprimento de haste: 65 mm

Apresenta-se o arranjo geral do ensaio na Figura 3.19. O sistema adotado para

a medição da resistência de ponta considerou uma célula de carga vertical com

capacidade de 250 N.

Figura 3.19 - Arranjo do ensaio de mini-CPT.

3.10.3. Célula de carga vertical

A medição das forças verticais foi realizada utilizando uma célula de carga

ELPF-T2M-100N-/C® com capacidade de 100 N.

DBD


76

O sistema integrado para a medição de forças contemplou primeiramente a

colocação da célula de flexão engastada no atuador, seguida da célula vertical unida

a esta última, finalmente o duto foi preso a extremidade da célula de carga vertical.

Maiores detalhes são mostrados na Figura 3.20.

Figura 3.20 - Configuração das células de carga e extensômetro utilizados.

3.10.4. Célula de flexão horizontal

Para a medição da resposta horizontal do solo ante a movimentação do duto,

foi projetada a construção de uma peça sólida com um estreitamento de seção,

dotada de quatro extensômetros, que permita relacionar os momentos flexores às

cargas que o geram.

O dimensionamento do estreitamento da seção foi calculado seguindo o

critério de análise estabelecido em Oliveira (2005). Foram confeccionadas duas

células de flexão com espessuras de seção de 2 mm e 3 mm para realizar a leitura

das forças horizontais variando com a profundidade de enterramento.

A Figura 3.20 apresenta a perspectiva do sistema de leitura de forças considerando

o modelo de duto a ser ensaiado.

DBD


4 Resultados e análise da caracterização do solo e ensaios preliminares

No presente capítulo apresentam-se os resultados da caraterização do solo e

dos ensaios preliminares.

4.1. Caracterização do solo

A seguir apresentam-se os resultados dos ensaios de caraterização

granulométrica, índice de vazios máximo, índice de vazios mínimo e índice de

vazios da amostra pluviada.

4.1.1. Granulometria

A distribuição granulométrica dos grãos é mostrada na Figura 4.1, O gráfico

apresenta uma areia uniforme mal graduada com valores de diâmetro efetivo

d10=0,12 mm, médio d50 = 0,186 mm, d30 = 0,16 mm, d60 = 0,194 mm. Os

coeficientes de não uniformidade e de curvatura calculados mediante a eq. (3.1) e

(3.2) deram como resultado valores de CNU = 1,62 e CC = 1,01 respectivamente.

A composição de areia fina e areia média do material são de 64% e 36%

respectivamente.

DBD


78

Figura 4.1 - Distribuição granulométrica da amostra.

4.1.2. Índice de vazios mínimo

A Tabela 4.1 apresenta os valores de massa específica aparente máxima

obtidos para a determinação do índice de vazios mínimo.

Tabela 4.1 Resultados dos ensaios de massa específica aparente seca máxima

Corpos de

Prova

Massa de

areia (g)

Volume do

molde (cm3)

ρmáx

(g/cm3)

γmáx.

(kN/m3)

emín.

1 1640,70 1003,39 1,64 16,04 0,61

2 1624,10 1003,39 1,62 15,88 0,63

3 1623,40 1003,39 1,62 15,87 0,63

Média 1,63 15,88 0,63

4.1.3. Índice de vazios máximo

Na Tabela 4.2 apresenta-se os valores de massa específica aparente mínima

obtidos para a determinação do índice de vazios máximo.

DBD


79

Tabela 4.2 Resultados dos ensaios de massa específica aparente seca mínima

Corpos de

Prova

Massa de

areia (g)

Volume do

molde (cm3)

ρmín.

(g/cm3)

γmín.

(kN/m3)

emáx.

1 1399,10 1003,39 1,39 13,68 0,90

2 1399,60 1003,39 1,40 13,68 0,89

3 1400,90 1003,39 1,40 13,68 0,89

Média 1,40 13,68 0,89

4.1.4. Índice de vazios da amostra

O método de pluviação permite obter altas densidades sem a quebra dos grãos

em comparação com outras técnicas de preparação de amostras (Garnier 2007).

Os valores da massa específica aparente seca obtidos pelo método de

pluviação para a determinação do índice de vazios da amostra são apresentados na

Tabela 4.3.

Tabela 4.3 Resultados dos ensaios de pluviação para determinação do índice de

vazios da amostra

Corpos de

Prova

Massa de

areia (g)

Volume na

caixa (cm3)

ρpluv.

(g/cm3)

γpluv.

(kN/m3)

epluv.

1 2840 1760,77 1,61 15,82 0,64

2 2860 1761,27 1,62 15,89 0,63

3 2820 1747,57 1,61 15,83 0,64

Média 1,61 15,83 0,64

4.1.5. Análise dos resultados dos ensaios de laboratório

A partir dos resultados dos índices de vazios máximo e mínimo e o índice de

vazios da amostra, obtido pelo método de pluviação, conclui-se que o solo ensaiado

corresponde a uma areia compacta com densidade relativa de 0.98. Estes valores de

índice de vazios obtidos apresentam-se similares aos relatados na literatura

(Oliveira Filho, 1987; Souza Costa, 2005; Pacheco, 2006; Guimarães, 2014).

DBD


80

4.2. Ensaios preliminares

A seguir apresentam-se os resultados dos ensaios preliminares de

deslocamento lateral realizados.

4.2.1. Homogeneidade do solo

Os resultados de oito ensaios CPT realizados em duas amostras de areia

elaboradas pelo método de pluviação são apresentados na Figura 4.2. A localização

dos ensaios foi apresentada na Figura 3.11.

Figura 4.2 – Comparação dos perfis de resistência dos ensaios CPT nas amostras 1 e 2.

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00

Dep

th (

m)

Stress (Mpa)

Amostra1_CPT1 Amostra1_CPT2




DBD


81

4.2.2. Análise de resultados da homogeneidade do solo

Observou-se na Figura 4.2 que a resistência de ponta máxima atingida em

todos os ensaios foi de aproximadamente 1,5 MPa a 1,5 m de profundidade

equivalente a 5D.

Pode se concluir que os perfis obtidos dos ensaios CPT apresentam boa

repetibilidade considerando que o máximo enterramento dos ensaios corresponde a

uma profundidade de 0.22 m, em que há pouca dispersão dos resultados obtidos.

Isto permite concluir que o método utilizado na preparação das amostras conseguiu

alcançar uma boa homogeneidade e repetibilidade.

4.2.3. Forças de atuação

As curvas da Figura 4.3 apresentam a configuração geral (típica) dos registros

das forças vertical e lateral versus os deslocamentos laterais durante a execução do

ensaio centrifugo de deslocamento lateral cíclico.

Figura 4.3 - Forças vertical e horizontal do ensaio centrifugo.

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

-20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Forç

a La

tera

l e V

erti

cal (

N)

Tempo (min)

DBD


82

4.2.4. Análise das forças de atuação

As curvas azul e vermelha da Figura 4.3 correspondem às forças vertical e

horizontal respectivamente. Apresentam-se detalhes das mesmas na Figura 4.4,

Figura 4.5 e Figura 4.6. Uma breve análise é dada a seguir.

Podem ser identificados três principais eventos do ensaio:

Imposição do campo inercial no modelo - segmento 1 (Figura 4.4);

Atuação vertical e estabilização de tensões - segmento 2 (Figura 4.5);

Atuação horizontal - segmento 3 (Figura 4.6).

O diagrama de forças do ensaio centrífugo (Figura 4.4) apresenta trechos que

caracterizam os eventos do ensaio:

AB - Início da aquisição de dados em repouso;

BC - Aceleração gradual e transmissão do campo inercial de 33G ao

modelo em escala;

CD - Término das acelerações do sistema apresentando um registro

constante das forças do ensaio que precede à atuação vertical do duto.

Representa a primeira estabilização das forças centrífugas após o

término das acelerações impostas;

DE - Representa uma diminuição gradual da forca vertical, devido à

resultante da interação das forças hidrostáticas com a forca centrífuga

transmitida ao duto no instante do mergulho na água;

D’E’F’ – Paralelamente, a célula horizontal, durante o mergulho, é

também afetada pela resultante da interação das forças hidrostáticas

com o peso do duto, como mostrado em detalhe no trecho

amplificado;

GHI (Figura 4.5) – Representa um aumento pico das forças vertical e

horizontal, como consequência do processo de cravação do duto;

IJ (Figura 4.5) – Alivio das forças com o tempo após a instalação das

deformações no solo até atingir um valor constante;

JKL – Finalmente, tem-se o registro das forças decorrentes da

mobilização da resistência do solo perante o deslocamento lateral

cíclico do duto (Figura 4.6).

DBD


83

Figura 4.4 - Detalhe do acréscimo da força vertical e lateral devido à transmissão da

aceleração centrífuga ao modelo, com amplificação do trecho D’E’F’.

Figura 4.5 - Variação da força vertical e lateral devido à atuação vertical do duto.

A B

C D EF G

I

Segmento 1

C' D'HE' F'

J

E

F G

I

Segmento 2

H

D’ E’ F’

DBD


84

Figura 4.6 - Variação das Forças vertical e lateral devido à atuação lateral do duto.

4.2.5. Enterramento do duto e alivio de tensões

Os registros das forças verticais e horizontais dos ensaios centrífugos de

deslocamento lateral cíclico com relaxação e sem relaxação das forças verticais

decorrentes do processo de cravação, em que foram avaliados os efeitos de

enterramento do duto e estabilização das forças verticais resultantes, são

apresentados na Figura 4.7 e Figura 4.8.

J

LK

Segmento 3

DBD


85

Figura 4.7 - Forças vertical e lateral do ensaio centrifugo com relaxamento de força vertical.

Figura 4.8 - Forças vertical e lateral do ensaio centrifugo sem relaxamento de força vertical.

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

-20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Forç

a La

tera

l e V

erti

cal (

N)

Tempo (min)

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50

Forç

a La

tera

l e V

erti

cal (

N)

Tempo (min)

Enterramento do duto

Alivio de tensões

Início do ensaio

12 ciclos de atuação

Enterramento do duto

Início do ensaio 12 ciclos de atuação

DBD


86

4.2.6. Análise do enterramento do duto e alivio de tensões

Verificou-se que a configuração da curva de relaxação das forças verticais

com o tempo é aproximadamente parabólica.

Analisando a Figura 4.7 observou-se que no instante da cravação do duto, as

forças horizontais experimentaram um acréscimo de força, intrínseco da

excentricidade da célula de carga horizontal, que diminuiu com o passo do tempo

até atingir um valor constante (Figura 4.9). Este acréscimo de força não foi

completamente dissipado, induzindo as forças horizontais à não partirem do

patamar inicial. A correção deste mecanismo acontece no primeiro ciclo, durante a

inversão do sentido do movimento do duto, quando a flexão acumulada na célula

de carga horizontal é liberada na perda de contato com a berma e as forças

horizontais caem trocando de sinal (Figura 4.9). Isto permitiu identificar a

localização do zero (offset) na elaboração das curvas força vs deslocamento.

Figura 4.9 – Análise do processo de cravação nos ensaios com relaxamento das forças

verticais.

Forç

a La

tera

l e V

erti

cal (

N)

Tempo (min)

Acréscimoda força horizontal

Patamar inicial e corrigido

Ponto da inversãodo movimento

DBD


87

4.2.7. Variação da velocidade de enterramento e arraste do duto

Os resultados em termos de força no protótipo de três ensaios de arraste lateral

com velocidades de atuação de 0.05, 0.5 e 5 mm/s são apresentados na Figura 4.10,

Figura 4.11 e Figura 4.12 respectivamente.

Figura 4.10 - Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25% do diâmetro,

velocidade de enterramento e arraste do duto de 0,05 mm/s do ensaio lateral 4.

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a L

ater

al (

kN)

Deslocamento Lateral (m)

ciclo 1 ciclo 2 ciclo 3 ciclo 4 ciclo 5

ciclo 6 ciclo 7 ciclo 8 ciclo 9

DBD


88

Figura 4.11 Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25% do diâmetro,

velocidade de enterramento e arraste do duto de 0,5 mm/s – Ensaio lateral 5.

Figura 4.12 Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25% do diâmetro,

velocidade de enterramento e arraste do duto de 5 mm/s – Ensaio lateral 6.

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

6

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a L

ater

al (

kN)


ciclo 1 ciclo 2 ciclo 3 ciclo 4 ciclo 5 ciclo 6


-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

6

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a L

ater

al (

kN)


ciclo 1 ciclo 2 ciclo 3 ciclo 4 ciclo 5 ciclo 6ciclo 7 ciclo 8 ciclo 9 ciclo 10 ciclo 11 ciclo 12

DBD


89

4.2.8. Análise da variação de velocidade de enterramento e arraste do duto

A escolha das velocidades de atuação para os ensaios de deslocamento lateral

e axial foram baseadas numa análise, em termos de forças de breakout e forças

máximas nas bermas, de três ensaios de deslocamento lateral com velocidades de

atuação de 0,05; 0,5 e 5 mm/s respectivamente.

Pela análise da Figura 4.10, Figura 4.11 e Figura 4.12 observou-se que:

Os valores das forças de breakout nos três ensaios foram de aproximadamente

2,86 kN;

Os valores de força máxima por ventura da formação da primeira berma (ida)

nos três ensaios foram de aproximadamente 4 kN;

Os valores de força máxima na formação da segunda berma (volta) nos três

ensaios foram de aproximadamente 2kN.

Pode-se concluir que a resposta das forças resistentes dos ensaios de

deslocamento cíclico, para condições de enterramento similares no modelo, é

independente à variação das velocidades de atuação. Esta premissa levou à escolha

da velocidade de 0,5 mm/s (enterramento e arraste) para a execução dos ensaios de

deslocamento cíclico lateral e axial.

Foi escolhida a velocidade de 0,5 mm/s por permitir obter resultados

consistentes, boa taxa de amostragem dos dados, e otimização do tempo de

execução dos ensaios propostos.

4.3. Ensaios CPT

Os perfis de resistência das amostras dos ensaios centrífugos de deslocamento

lateral cíclico (w/D= 25, 50 e 75%.) são mostrados na Figura 4.13.

DBD


90

1.5

1.0

0.5

0.00.0 0.5 1.0 1.5 2.0

Resistencia de Ponta (MPa)

Pro

fundid

ade (

m)

CPT_E07

CPT_E08

CPT_E09

CPT_E10

CPT_E11

CPT_E12

Figura 4.13 – Perfis de resistência CPT dos ensaios de deslocamento lateral cíclico.

4.3.1. Análise dos ensaios CPT

Observou-se que as resistências de ponta de todos os ensaios apresentaram

um formato similar atingindo um mesmo valor aproximado de 1,50 MPa para

profundidades de 1,5 m.

Os perfis apresentam-se com pouca dispersão visto que provém de 6

diferentes amostras com relativa diferença entre as densidades obtidas com valores

máximos e mínimos variando ao redor de 3%. Isto permite concluir que foi

alcançada uma boa repetibilidade na preparação das amostras.

Considerando a Figura 4.13, foram extraídos os valores de resistência de

ponta de todos os ensaios CPT a profundidades de 0,50; 1,00 e 1,50 m para o cálculo

do ângulo de atrito. A Tabela 4.4 apresenta os valores do ângulo de atrito,

calculados a partir dos perfis CPT dos ensaios 7, 8, 9, 10, 11 e 12 de deslocamento

lateral cíclico. Uma breve discussão é dada a seguir.

DBD


91

As diferenças entre os valores máximos e mínimos do ângulo de atrito para

profundidades de 0,5; 1,00 e 1,50 m foram de 2,60°, 1,95° e 1,16° segundo D&M e

de 2,82°; 2,09°; e 1,25° segundo R&C respectivamente. Isto evidencia uma maior

variabilidade da estimativa do ângulo de atrito para profundidades menores. Este

fato é provavelmente relacionado à variação da densidade nas amostras e valores

baixos de resistência de ponta medidos próximos à superfície, conforme observado

por Bolton et al. (1999).

Tabela 4.4 – Valores do ângulo de atrito obtidos a partir dos ensaios CPT.

Ensaio z (m) σ'v (KPa) qc (Mpa) ϕ’

D&M (°) ϕ’

R&C (°) ϕ’ Médio D&M (°)

ϕ’ Médio R&C (°)

7

0,50 8,08 0,24 33,49 34,76

35,37 36,78 1,00 16,17 0,78 35,89 37,35

1,50 24,25 1,39 36,72 38,24

8

0,50 8,25 0,28 34,14 35,46

36,19 37,67 1,00 16,50 0,92 36,55 38,06

1,50 24,76 1,82 37,88 39,49

9

0,50 8,06 0,23 33,08 34,31

35,30 36,71 1,00 16,12 0,75 35,72 37,17

1,50 24,18 1,50 37,10 38,65

10

0,50 8,05 0,27 34,11 35,43

35,87 37,33 1,00 16,10 0,86 36,38 37,88

1,50 24,16 1,51 37,12 38,68

11

0,50 8,13 0,22 32,88 34,09

35,07 36,46 1,00 16,25 0,73 35,51 36,94

1,50 24,38 1,43 36,82 38,35

12

0,50 8,10 0,36 35,48 36,91

36,92 38,45 1,00 16,21 1,09 37,46 39,03

1,50 24,31 1,76 37,81 39,41

DBD


5 Apresentação e análise de resultados dos ensaios de deslocamento lateral cíclico

Nos capítulos prévios foi apresentada uma descrição qualitativa dos

mecanismos envolvidos no fenômeno de interação solo-duto. Trata-se agora, de

expressar, através dos valores obtidos, os comentários e avaliações realizados.

Os resultados dos seis ensaios de deslocamento lateral cíclico são mostrados

na Tabela 5.1. Apresentam-se valores de enterramento inicial do duto em termos de

protótipo (wp), força vertical máxima (Vmáx.), força vertical máxima relativa à força

vertical na movimentação do duto (Vmáx. / Vo), força resistente de breakout (Hmáx.),

força vertical correspondente a mobilização do breakout (V1), e a força vertical na

mobilização do breakout relativa a força vertical máxima decorrente do

enterramento do duto (V1 / Vmáx.).

Tabela 5.1 Resultados dos ensaios de deslocamento lateral cíclico.

Ensaio wp

(cm) Vmáx.

(kN/m) Vo

(kN/m) Vmáx. / Vo

(R) Hmáx.

(kN/m) V1 (para Hmáx.)

(kN/m) V1 / Vmáx.

7 7,425 25,07 4,11 6,10 2,40 2,97 0,12

8 7,425 28,82 3,49 8,25 2,27 2,33 0,08

9 14,85 36,84 5,81 6,34 2,98 2,54 0,07

10 14,85 42,41 24,75 1,71 4,59 11,23 0,26

11 22,275 51,84 18,13 2,86 5,00 6,72 0,13

12 22,275 39,46 22,74 1,74 5,92 16,55 0,42

5.1. Introdução

Uma configuração típica do registro de forças de um ensaio de deslocamento

lateral cíclico é apresentada na Figura 5.1. O 1º ciclo corresponde ao único ciclo

onde o duto se movimenta contra o solo intacto, possibilitando o desenvolvimento

de forças progressivamente superiores durante todo o percurso. À medida que os

DBD


93

ciclos se repetem, o canal de movimentação do duto e respectivas bermas vão

ganhando contornos mais definidos até que, nos últimos ciclos, o canal se encontra

completamente formado com a definição clara de bermas em cada extremidade.

A curva apresenta seis eventos característicos que comportam a sequência do

ensaio descritos a seguir:

1. Início do movimento lateral e primeiros registros de força lateral com

ocorrência de breakout;

2. Incremento da força lateral devido ao acúmulo de solo em frente do

duto;

3. Máxima força lateral atingida devido à interação do duto pela

formação da primeira berma;

4. Diminuição da força lateral máxima devido a inversão do sentido do

deslocamento e a perda de contato entre a berma e o duto;

5. Aumento da força lateral devido à formação da berma no sentido

oposto;

6. Força de interação lateral entre a berma e o duto. Esta força é menor

que a berma inicial. Isto é devido à ocorrencia de menor arrasto de

material neste sentido pela abertura de canal anterior formada pelo

duto no primeiro movimento.

DBD


94

Figura 5.1 - Identificação de eventos típicos em um ensaio de deslocamento lateral

cíclico do ensaio 1.

A seguir são apresentados e analisados os resultados de 6 ensaios de arraste

lateral cíclico, com velocidades de penetração e arraste de 0,5 mm/s, e

profundidades de enterramento de 25, 50 e 75%. Apresentam-se tanto as forças

verticais como as horizontais em relação aos deslocamentos laterais de dois ensaios

consecutivos correspondentes à mesma profundidade de enterramento em que

foram atingidos diferentes índices de sobre carregamento relativo as forças verticais

máximas decorrentes do enterramento do duto. Comparou-se os resultados dos

mesmos.

Forç

a L

ater

al

Deslocamento Lateral



1

3

2

4 5

6

1

DBD


95

5.2. Resultados dos ensaios de deslocamento lateral com w/D= 25%

Apresentam-se os resultados em termos de protótipo da força horizontal vs

deslocamento lateral dos ensaios de arraste lateral para relação de enterramento de

25% do diâmetro (w/D=25%), ou seja correspondente a um valor de protótipo wp =

7,5 cm com velocidade de penetração e arraste de 0,5 mm/s na Figura 5.2 e Figura

5.4. Em seguida, apresentam-se os resultados em termos de protótipo da força

vertical vs deslocamento lateral correspondentes aos mesmos ensaios na Figura 5.3

e Figura 5.5.

DBD


96

Figura 5.2 - Forca Lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25% do diâmetro

– Ensaio 7.

Figura 5.3 Forca vertical vs Deslocamento lateral para enterramento de 25% do diâmetro

– Ensaio 7.

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

Lat

eral

(kN

)Deslocamento Lateral (m)



-1

0

1

2

3

4

5

6

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a V

erti

cal (

kN)


Series1 ciclo 2 ciclo 3 ciclo 4 ciclo 5 ciclo 6ciclo 7 ciclo 8 ciclo 9 ciclo 10 ciclo 11 ciclo 12

DBD


97

Figura 5.4 Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 25% do diâmetro –

Ensaio 8.

Figura 5.5 Força vertical vs Deslocamento lateral para enterramento de 25% do diâmetro

– Ensaio 8.

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

Lat

eral

(kN




-1

0

1

2

3

4

5

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a V

ert

ica

l (kN

)




DBD


98

5.2.1. Análise de resultados dos ensaios de deslocamento lateral com w/D=25%

Observou-se que os valores de força pico da mobilização da resistência lateral

(breakout) dos ensaios 7 e 8 (Figura 5.8) foram atingidos para valores de

deslocamento de 0,01D e 0,08D respectivamente. Valores experimentais e

analíticos reportados na literatura (Audibert e Nyman, 1977; Trautman e O’Rourke,

1983; Hurley e Phillips, 1999; ALA, 2001; Zhang et al., 2001) encontram-se no

intervalo de 0,01 - 0,03D para areias medianamente compactas a muito compactas.

Os valores de resistência pico, dados no início da movimentação do duto

(breakout), foram de 2,85 e 2,70 kN (Figura 5.8). Estes valores foram obtidos após

a estabilização das tensões geradas na cravação, correspondendo a valores de índice

de “sobre penetração” (R) de 6,1 e 8,3 respectivamente (ver Tabela 5.1). Os valores

de forças de breakout foram menores aos relatados em Guimarães (2014)

provavelmente devido ao relaxamento das forças verticais provenientes do processo

de cravação prévio à atuação lateral do duto.

Foi observado que a forma em que as curvas das forças horizontais (Figura

5.2 e Figura 5.4) atingem a resistência pico seguida por uma queda abrupta

(breakout) revela um tipo de ruptura presente em materiais frágeis (Figura 2.5). Este

comportamento está diretamente relacionado à compacidade do solo (areia

compacta) condizente ao método de preparação da amostra e é característico em

solos com densidades elevadas. Já em estudos mais recentes (Guimarães, 2014) a

resistência de breakout apresenta um incremento gradativo sem nenhuma ou pouca

redução das forças horizontais pós – ruptura, típico de materiais com ruptura dúctil.

Os valores de força máxima foram atingidos porventura da formação das

bermas nos deslocamentos de ida com valores médios de 4,05 kN e 4,78 kN. Já os

valores de força decorrentes da formação das bermas nos deslocamentos de volta

foram de 1,92 e 1,97 kN (Figura 5.2 e Figura 5.4 respectivamente).

Pode-se notar na Figura 5.12 e Figura 5.13 a evolução das forças máximas

com o decorrer dos ciclos, onde a tendência é o acréscimo das forças conforme a

berma é formada. Isto é melhor observado na Figura 5.13 onde se apresentam os

valores de força normalizados com o decorrer dos ciclos.

As curvas das forças verticais da Figura 5.3 e Figura 5.5 apresentam uma

relação direta com as curvas das forças horizontais da Figura 5.2 e Figura 5.4, como,

DBD


99

também, evidenciado na Figura 5.6 e Figura 5.7. Pode se concluir que os valores de

força horizontal e vertical são semelhantes e as curvas apresentam a mesma

configuração após a quebra da primeira berma.

A relação entre as forças horizontais e verticais é comumente representada

por meio de trajetórias de forças (Figura 5.10), que definem uma possível superfície

de fluência condizente com as condições de contorno (Zhang et al., 2001; Sandford,

2012). As superfícies de fluência normalizada em protótipo, em função da força

vertical máxima (do processo de cravação), para os ensaios 7 e 8 de deslocamento

lateral cíclico com w/D=25% são apresentadas na Figura 5.11. Observou-se curvas

de configuração aproximadamente parabólicas onde as forças horizontais de

breakout atingiram o pico para valores de 7 e 8% da máxima força vertical,

enquanto as correspondentes forças verticais alcançaram um valor de 10 e 9%

relativas à forca vertical máxima respectivamente. Uma análise conjunta destes

valores indica que para o ensaio 7 obteve-se um menor valor de breakout por

apresentar um menor índice R (índice de sobre carregamento - ver item 2.3.3),

embora a correspondente força vertical fosse maior que a do ensaio 8, o que indica

a sensibilidade dos ensaios frente a esta variável (R).

DBD


100

Figura 5.6 - Comparação entre as forças laterais e verticais do primeiro ciclo do ensaio de

deslocamento lateral - Ensaio 1.

Figura 5.7 - Comparação entre as forças laterais e verticais do segundo ciclo do ensaio de

deslocamento lateral - Ensaio 1.

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

(kN

)


ciclo 1_força horizontal ciclo 1_força vertical

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a (k

N)


ciclo 2_força horizontal ciclo 2_força vertical

DBD


101

0,00 0,05 0,100

1

2

3

Fo

rça

Late

ral (k

N)


H/D=25%_E07

H/D=25%_E08

Figura 5.8 - Variação das forças horizontais relativas à mobilização do breakout - Ensaios

7 e 8.

0,00 0,05 0,100

1

2

3

4

5

6

Fo

rça

Ve

rtic

al (k

N)


H/D=25%_E07

H/D=25%_E08

Figura 5.9 - Variação das forças verticais relativas à mobilização do breakout – Ensaios 7

e 8.

DBD


102

2 4 60

1

2

3

Fo

rça

Late

ral (k

N)

Força Vertical (kN)

H/D=25%_E07

H/D=25%_E08

Figura 5.10 – Superfícies de fluência obtidas dos ensaios 7 e 8.

0,00 0,04 0,08 0,12 0,160,00

0,03

0,06

0,09

Fo

rça L

ate

ral/F

orç

a V

ert

ical M

áx.

Força Vertical/Força Vertical Máx.

H/D=25%_E07

H/D=25%_E08

Figura 5.11 - Superfícies de fluência normalizada relativa à força vertical máxima dos

ensaios 7 e 8.

DBD


103

0 2 4 6 8 10 122

4

6

Fo

rça L

ate

ral M

áxim

a (

kN

)

Ciclos

H/D=25%_E07

H/D=25%_E08

Figura 5.12 - Variação das forças laterais máximas com os ciclos.

0 2 4 6 8 10 120,6

0,8

1,0

1,2

Fo

rça L

ate

ral M

áxim

a / F

orç

a L

ate

ral M

áx.

do

s C

iclo

s

Ciclos

H/D=25%_E07

H/D=25%_E08

Figura 5.13 - Forças laterais máximas normalizadas vs o número de ciclos.

DBD


104


Apresentam-se os resultados em protótipo da força horizontal vs


50% do diâmetro (w/D=50%), ou seja, correspondente a um valor de protótipo wp

= 15 cm, com velocidade de penetração e arraste de 0,5 mm/s (Figura 5.14 e Figura

5.16). Em seguida, os resultados em protótipo da força vertical vs deslocamento

lateral correspondentes aos mesmos ensaios são apresentados Figura 5.15 e Figura

5.17.

DBD


105

Figura 5.14 - Força lateral vs Deslocamento lateral para enterramento de 50% do diâmetro

– Ensaio 9.

Figura 5.15 - Força vertical vs Deslocamento lateral para enterramento de 50% do

diâmetro – Ensaio 9.

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

Lat

eral

(kN




-2

0

2

4

6

8

10

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a V

erti

cal (

kN)




DBD


106


– Ensaio 10.

0,0 0,5 1,0

0

2

4

26

28

30

Fo

rça V

ert

ica

l (k

N)


ciclo 1

ciclo 2

ciclo 3

ciclo 4

ciclo 5

ciclo 6

ciclo 7

ciclo 8

ciclo 9

ciclo 10

ciclo 11

ciclo 12



-6

-4

-2

0

2

4

6

8

-1-0.8-0.6-0.4-0.20Fo

rça

Lat

eral

(kN




DBD


107

5.3.1. Análise de resultados dos ensaios de deslocamento lateral com w/D=50%

Analisando a Figura 5.18 observou-se que as forças laterais atingiram o

breakout para distâncias de mobilização similares, com deslocamentos de 22 mm

equivalentes a 0,07D. Os valores de referência da ALA (2001) para areias de sílica,

relativos à mesma porcentagem de enterramento para ângulos de atrito entre 20º e

45° são de 0,04D (valor aproximadamente 55% menor).

As forças laterais de breakout (Figura 5.18) apresentam resultados diferentes

com valores pico de 3,54 e 5,44 kN. Esta diferença provavelmente é, devida aos

distintos valores do índice de “sobre carregamento” (R). Este índice refere-se à

relação entre as forças verticais no instante da movimentação lateral e as forças

verticais decorrentes do enterramento do duto; onde valores de R>2 apresentam

valores de força breakout menores, mesmo com forças máximas verticais

semelhantes (Zhang et al.2001).

A Figura 5.19 evidencia a diferença no tempo de relaxamento das forças

verticais, no início dos ensaios 9 e 10, com valores de R de 6,3 e 1,7 respectivamente

(ver Tabela 5.1). Também pode se verificar uma redução das forças verticais

durante o ensaio de arraste lateral que acompanha a queda pós pico das forças de

breakout.

Uma análise combinada das forças verticais e laterais, para o primeiro ciclo

de deslocamento, permitiu determinar a provável superfície de fluência para os

ensaios laterais com w/D=50%. A Figura 5.20 apresenta as superfícies de fluência

dos ensaios 9 e 10 onde pode-se identificar as trajetórias das forças vertical e

horizontal registradas durante o ensaio de deslocamento lateral.

A normalização das forças verticais e laterais dos ensaios 9 e 10 é mostrada

na Figura 5.21. Pode se identificar que as forças horizontais pico, relativos à

ocorrência do breakout, foram atingidos para valores de 6 e 10% da força vertical

máxima. Correspondentes valores das forças verticais no breakout nos ensaios 9 e

10 foram de 6 e 24% respectivamente.

Pode-se analisar o desenvolvimento das forças máximas durante os ensaios

de deslocamento lateral cíclico 9 e 10 na Figura 5.22 e Figura 5.23. Identifica-se a

tendência das forças máximas horizontais aumentarem ao longo dos ciclos.

DBD


108

0,00 0,05 0,100

1

2

3

4

5

6

Fo

rca

Late

ral (k

N)


H/D=50%_E09

H/D=50%_E10

Figura 5.18 - Variação das forças laterais relativas à mobilização do breakout - Ensaios

Laterais 9 e 10 (w/D=50%).

0,00 0,05 0,100

5

10

15

20

25

30

Fo

rca

Ve

rtic

al (k

N)


H/D=50%_E09

H/D=50%_E10

Figura 5.19 - Variação das forças verticais relativas à mobilização do breakout – Ensaios


R=6,3

R=1,7

DBD


109

0 5 10 15 20 25 30

0

1

2

3

4

5

6

Fo

rca

Late

ral (k

N)

Forca Vertical (kN)

H/D=50%_E09

H/D=50%_E10

Figura 5.20 - Superfícies de fluência obtidas dos ensaios Laterais 9 e 10 (w/D=50%).

0,0 0,2 0,4 0,60,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0,12

Fo

rça L

ate

ral/F

orç

a V

ert

ical M

áx.

Força Vertical/Força Vertical Máx.

H/D=50%E09

H/D=50%E10

Figura 5.21 - Superfícies de fluência normalizadas relativas às forças verticais máximas

dos ensaios Laterais 9 e 10 (w/D=50%).

DBD


110

0 2 4 6 8 10 120

2

4

6

8

10

Fo

rça L

ate

ral M

áx. (k

N)

Ciclos

H/D=50%_E09

H/D=50%_E10

Figura 5.22 - Variação das forças laterais máximas com os ciclos dos ensaios Laterais 9 e

10 (w/D=50%).

0 2 4 6 8 10 12

0,6

0,8

1,0

1,2

Fo

rça L

ate

ral M

áx. / F

orç

a L

ate

ral M

áx.

do

s C

iclo

s

Ciclos

H/D=50%_E09

H/D=50%_E10

Figura 5.23 - Forças laterais máximas normalizadas vs número de ciclos dos ensaios


DBD


111


Apresentam-se os resultados em protótipo da força horizontal vs


75% do diâmetro (w/D=75%), ou seja, correspondente a um valor de protótipo wp

= 22 cm na Figura 5.24 e Figura 5.26. Em seguida, os resultados em protótipo da

força vertical vs deslocamento lateral correspondentes aos mesmos ensaios são


DBD


112


– Ensaio 11.

0,0 0,5 1,0

0

2

4

6

8

10

20

21

22

23

Fo

rça V

ert

ica

l (k

N)


ciclo 1

ciclo 2

ciclo 3

ciclo 4

ciclo 5

ciclo 6

ciclo 7

ciclo 8

ciclo 9

ciclo 10

ciclo 11

ciclo 12



-10

-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

10

12

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a L

ater

al (

kN)




DBD


113


– Ensaio 12.

0,0 0,5 1,0

0

2

4

6

26

28

Fo

rça

Ve

rtic

al (k

N)


ciclo 1

ciclo 2

ciclo 3

ciclo 4

ciclo 5

ciclo 6

ciclo 7

ciclo 8

ciclo 9

ciclo 10

ciclo 11

ciclo 12



-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a L

ater

al (

kN)




DBD


114

5.4.1. Analise dos resultados dos ensaios de deslocamento laterais com w/D=75%

Os registros das forças laterais e verticais relativos à ocorrência do breakout

dos ensaios 11 e 12 são apresentados na Figura 5.28 e Figura 5.29, onde nota-se que

as forças resistentes de breakout apresentam valores pico de 5,94 e 7,03 kN com

distâncias de mobilização de 27 mm (0,09D) e 14 mm (0,06D) respectivamente.

Estes valores são superiores aos estimados pela ALA (2001) na distância de

mobilização (0,05D). Esta variação dos valores tanto da mobilização da resistência

pico como da distância de ocorrência de breakout podem ser devido à diferença dos

valores de R nos ensaios 11 e 12 (ver Tabela 5.1).

Foi observado que os valores de força vertical residual foram atingidos para

os mesmos deslocamentos em que as forças laterais alcançaram o ponto de inflexão

mínimo após o breakout (Figura 5.28 e Figura 5.29).

As prováveis superfícies de fluência obtidas dos ensaios com w/D=75% são

apresentadas na Figura 5.38 e Figura 5.39. As mobilizações das resistências laterais

máximas atingiram o pico para valores de 10 e 11% da força vertical máxima, tendo

as correspondentes forças verticais atingidos valores de 13 e 21% da força máxima

vertical respectivamente.

A variação das forças máximas dos ensaios com o decorrer dos ciclos é

apresentada na Figura 5.32 e Figura 5.33. Verifica-se uma diminuição das forças

laterais máximas ao longo dos ciclos. Provavelmente esta diminuição seja devida a

uma degradação das bermas.

DBD


115

0,00 0,05 0,100

2

4

6

Fo

rça L

ate

ral (k

N/m

)


H/D=75%_E11

H/D=75%_E12

Figura 5.28 - Variação das forças laterais relativas à mobilização do breakout dos ensaios

laterais 11 e 12 (w/D=75%).

0,00 0,05 0,100

5

10

15

20

25

30

Fo

rça V

ert

ica

l (k

N/m

)


H/D=75%_E11

H/D=75%_E12

Figura 5.29 - Variação das forças verticais relativas à mobilização do breakout dos ensaios


DBD


116

0 4 8 12 16 20 24 280

2

4

6

8

Fo

rça L

ate

ral (k

N)


H/D=75%_E11

H/D=75%_E12

Figura 5.30 - Superfície de fluência obtidas dos ensaios laterais 11 e 12 (w/D=75%).

0,0 0,2 0,40,00

0,05

0,10

Fo

rça L

ate

ral / F

orç

a V

ert

ica

l M

áx.

Força Vertical / Força Vertical Máx.

H/D=75%_E11

H/D=75%_E12

Figura 5.31 - Superfícies de fluência normalizada relativas à força vertical máxima dos

ensaios laterais 11 e 12 (w/D=75%).

DBD


117

0 2 4 6 8 10 12

6

8

10F

orç

a L

ate

ral M

áxim

a (

kN

)

Ciclos

H/D=75%_E11

H/D=75%_E12

Figura 5.32 - Variação das forças laterais máximas com os ciclos dos ensaios laterais 11

e 12 (w/D=75%).

0 2 4 6 8 10 120,6

0,8

1,0

1,2

Fo

rça L

ate

ral M

áxim

a / F

orç

a M

áx

do

s C

iclo

s

Ciclos

H/D=75%_E11

H/D=75%_E12

Figura 5.33 - Forças laterais máximas normalizadas vs número de ciclos dos ensaios


DBD


118

5.5. Análise geral dos resultados dos ensaios de deslocamento lateral com w/D=25, 50 e 75%

Para a análise geral dos ensaios laterais utilizou-se os dados dos ensaios com

maior taxa de amostragem (10 amostras por segundo) para a elaboração dos gráficos

relativos aos deslocamentos e normalizados. Estes dados corresponderam aos

ensaios 8, 9 e 11.

A evolução das forças laterais relativas ao breakout para o primeiro ciclo dos

ensaios 8, 9 e 11 é apresentada na Figura 5.34. Nota-se que a distância de

mobilização da resistência lateral pico foi similar para os ensaios com w/D = 25, 50

e 75% sendo em torno de 0,085D. Esta distância de mobilização da máxima

resistência lateral é similar à obtida por Zhang et al. (2001), como evidenciado na

Figura 2.11 (esquerda) e Figura 5.34, sendo aproximadamente 25 mm.

O maior valor de breakout foi relativo ao ensaio com w/D=75%, devido ao

maior valor de força vertical e menor índice de sobre carregamento (R=2,86),

decorrentes do processo de cravação (Figura 5.35). Pode verificar-se também que

as forças resistentes de breakout para os ensaios 8 e 9 foram diferentes apresentado

valores de 2,70 e 3,54 kN. Estes valores guardaram correspondência com os

respectivos valores de R (8,25 e 6,34). Isto evidenciou que, possivelmente, valores

elevados de R conduzem a baixas resistências de breakout, com valores residuais

próximos ao breakout, como evidenciado na Figura 2.10 (esquerda) e Figura 5.34.

Os registros das forças verticais dos ensaios laterais com w/D= 25, 50 e 75%

relativas à ocorrência do breakout são mostrados na Figura 5.35. Pode ser

constatado que as forças verticais e laterais atingiram o valor residual

simultaneamente à valores ao redor de 2,42 kN. Identificou-se também que a queda

das forças verticais aconteceram para um mesmo valor de deslocamento lateral de

aproximadamente 50mm. Isto evidencia a estreita relação entre as forças verticais

e laterais no decorrer dos ensaios.

Uma comparação das curvas de superfície de fluência obtidas dos ensaios de

w/D= 25, 50 e 75% (Figura 5.36 e Figura 5.37) evidencia que, para os ensaios de

w/D= 25 e 50%, as forças laterais de breakout e as correspondentes forças verticais

relativas atingiram o pico para o mesmo valor de 5% da força vertical máxima. Já

no ensaio 10 a força lateral pico e a força vertical relativa foram atingidas para

DBD


119

valores de 10 e 13% da força vertical máxima decorrente da fase de enterramento

do duto.

As curvas das superfícies de fluência dos ensaios com w/D= 25, 50 e 75%

apresentam similaridade às obtidas por Zhang et al. (2001) (Figura 5.38). Pode-se

observar que as forças verticais da curva de fluência permanecem aproximadamente

constantes durante os primeiros instantes do ensaio indicando que a trajetória de

forças encontra-se incialmente numa região elástica, evidenciado pela inclinação

das curvas de fluência nos trechos iniciais, até atingir o ponto de fluência.

DBD


120

0,00 0,05 0,100

2

4

6

Fo

rça L

ate

ral (k

N)


H/D=25%_E08

H/D=50%_E09

H/D=75%_E11

Figura 5.34 – Comparação das forças laterais relativas à mobilização do breakout dos

ensaios 8, 9 e 11 (w/D= 25, 50 e 75% respectivamente).

0,00 0,05 0,100

5

10

15

20

25

Fo

rça V

ert

ica

l (k

N)


H/D=25%_E08

H/D=50%_E09

H/D=75%_E11

Figura 5.35 – Comparação das forças verticais relativas à mobilização do breakout dos

ensaios 8, 9 e 11 (w/D= 25, 50 e 75% respectivamente).

DBD


121

0 4 8 12 16 20 240

2

4

6

Fo

rça L

ate

ral (k

N)


H/D=25%_E08

H/D=50%_E09

H/D=75%_E11

Figura 5.36 – Comparação das Superfícies de fluência obtidas dos ensaios 8, 9 e 11 (w/D=

25, 50 e 75% respectivamente).

0,0 0,1 0,2 0,30,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

Fo

rça L

ate

ral / F

orç

a V

ert

ica

l M

áx.


H/D=25%_E08

H/D=25%_E09

H/D=25%_E11

Figura 5.37 - Comparação das Superfícies de fluência normalizadas dos ensaios 8, 9 e 11

(w/D= 25, 50 e 75% respectivamente).

DBD


122

Figura 5.38 – Comparação das curvas de fluência com as de Zhang et al. (2001).

Em seguida, apresenta-se uma análise comparativa dos resultados

experimentais obtidos com resultados experimentais de outros e predições

analíticas destacadas na literatura. É apresentado na Figura 5.39 valores de forca

normalizados, para diversas profundidades de enterramento, comparados com

resultados de outros autores encontrados (Almeida et al., 2007; Guimarães, 2014).

Valores obtidos no presente estudo e predições teóricas propostas por Almeida et

al. (2013) e Zhang et al. (1999, 2000, 2001), também são plotados no gráfico. Uma

breve discussão é dada a seguir.

O gráfico mostra resultados de ensaios realizados em areias calcárias em

estados que variam desde fofo a compactos e de condições secas a submersas. Três

principais métodos de preparação das amostras foram utilizados nesses ensaios:

fluidização, compactação e pluviação com variantes dos mesmos.

Observa-se na Figura 5.39 que de forma geral os valores obtidos no presente

estudo apresentam-se intermediários entre os valores estimados pelos diversos

autores. Verificou-se que os resultados obtidos no presente estudo apresentam um

bom ajuste com a predição teórica proposta por Almeida et al. (2013) para um

ângulo de atrito de 40°. Esta diferença entre o ângulo de atrito medido dos perfis de

resistência (com valor médio de 36,5°) e o valor teórico estimado (40°) pode ser

devido ao método de estimação do ângulo de atrito relativo aos ensaios CPT e a

variabilidade intrínseca decorrente do método de preparação das amostras.

Os valores estimados segundo de Zhang et al. (2001) apresentam uma boa

precisão na estimativa dos valores de resistência lateral normalizada. Estes valores

foram calculados através da eq. (2.22). Os parâmetros utilizados na estimativa da

DBD


123

resistência lateral (Tabela 2.1) foram adotados avaliando a Figura 2.14, Figura 2.15

e Figura 5.37.

0,0 0,5 1,0 1,5

0

2

4

6

8

10

12

14

16

Forç

a H

orizonta

l N

orm

aliz

ada (

Fh/

'D)

Profundidade de Enterramento (H/D)

Presente Estudo (2015)

Almeida et al. (2013)

Guimarães 2014

Almeida et al. (2007)

Zhang et al. (2001)

40°

Figura 5.39 – Comparação de forças normalizadas obtidas experimentalmente e modelos

propostos na literatura (modificado de Almeida et al., 2007).

Tabela 5.2 Parâmetros utilizados na estimativa dos valores de resistência

lateral normalizada.

μ 0,6

m 0,15

n 0

kvp (kN/m/m)

500

DBD


6 Apresentação e análise de resultados dos ensaios de deslocamento axial cíclico

Nos capítulos prévios foi apresentada uma descrição qualitativa dos

mecanismos envolvidos no fenômeno de interação solo-duto. Trata-se agora, de

expressar, através dos valores obtidos, os comentários e avaliações realizados.

Os resultados dos seis ensaios de deslocamento axial cíclico são mostrados

na Tabela 5.1. Apresentam-se valores de enterramento inicial do duto em termos de

protótipo (wp), força vertical máxima (Vmáx.), força vertical máxima relativa à força

vertical na movimentação do duto (Vmáx. / Vo), força resistente de breakout (Hmáx.),

força vertical correspondente a mobilização do breakout (V1), e a força vertical na

mobilização do breakout relativa a força vertical máxima decorrente do

enterramento do duto (V1 / Vmáx.).

Tabela 6.1 Resultados dos ensaios de deslocamento axial cíclico.

Ensaio wp

(cm) Vmáx.

(kN/m) Vo

(kN/m) Vmáx. / Vo

(R) Hmáx.

(kN/m) V1 (para Hmáx.)

(kN/m) V1 / Vmáx.

7 7,425 32,71 7,90 4,14 0,75 4,63 0,14

8 7,425 28,97 25,59 1,13 0,79 8,19 0,28

9 14,85 46,73 20,22 2,31 1,84 1,86 0,04

10 14,85 36,58 11,08 3,30 0,88 2,57 0,07

11 22,275 73,91 40,64 1,82 3,54 18,60 0,25

12 22,275 69,52 28,57 2,43 3,15 11,73 0,17

DBD


125

6.1. Introdução

Está representada na Figura 6.1 uma configuração típica do registro de forças

de um ensaio de deslocamento axial cíclico. O 1º ciclo corresponde ao único

movimento do duto contra o solo intacto, possibilitando o desenvolvimento de

forças resistentes progressivamente superiores até a ocorrência do breakout onde a

mobilização da resistencia axial máxima é atingida. À medida que o duto se

movimenta, a resistencia axial continua à incrementar conforme as bermas vão

ganhando contornos definidos culminando com a clara definição das bermas em

cada extremidade nos ultimos ciclos.

A curva apresenta seis eventos característicos que comportam a sequência do

ensaio descrito a seguir:

1. Início da movimentação axial com primeiros registros da mobilização

da resistencia axial e ocorrência de breakout;

2. Incremento da força axial devido às resistencias de ponta e atrito com

o deslocamento do duto atraves do solo;

3. Máxima força axial atingida, pela interação solo-duto, devido à

formação da primeira berma no extremo do canal de movimentação;

4. Queda da força axial máxima devido à inversão do sentido de

deslocamento e a perda de contato entre a berma e o duto;

5. Aumento da força axial devido à formação da berma no sentido

oposto;

6. Força de interação axial entre a berma e o duto. Esta força é menor

que a força da berma inicial devido à menor acumulação de material

no sentido de volta do que no primeiro movimento.

A geometria final do ensaio de interacção axial em areia submersa está

apresentada na Figura 6.2.

DBD


126

Figura 6.1 – Identificação de eventos típicos durante o ensaio de deslocamento axial

cíclico.

Figura 6.2 – Resultado final do ensaio de interação axial.

A seguir são apresentados e analisados os resultados de seis ensaios de arraste

axial cíclico, com velocidades de penetração e arraste de 0,5 mm/s, e profundidades

de enterramento de 25, 50 e 75%. Apresentam-se tanto as forças verticais como as

axiais em relação aos deslocamentos axiais de dois ensaios consecutivos

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a A

xial

(kN

)

Deslocamento Axial (m)



1

2

3

4

5

6

DBD


127

correspondentes à mesma profundidade de enterramento em que foram atingidos

diferentes índices de sobre carregamento relativos as forças verticais máximas

decorrentes do enterramento do duto. Comparou-se os resultados dos mesmos.

6.2. Resultados dos ensaios de deslocamento axial com w/D= 25%

Apresentam-se os resultados em termos de protótipo da força axial vs

deslocamento axial dos ensaios de deslocamento axial para relação de enterramento

de 25% do diâmetro (w/D=25%) (Figura 6.3 e Figura 6.5) ou seja, correspondente

a um valor de protótipo wp = 7,5 cm com velocidade de penetração e arraste de 0,5

mm/s. Em seguida, apresentam-se os resultados em protótipo da força vertical vs

deslocamento axial correspondentes aos mesmos ensaios (Figura 6.4 e Figura 6.6).

DBD


128

Figura 6.3 - Força axial vs Deslocamento axial para enterramento de 25% do diâmetro –

Ensaio 7.

Figura 6.4 - Força vertical vs Deslocamento axial para enterramento de 25% do diâmetro

– Ensaio 7.

-0.80

-0.60

-0.40

-0.20

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

Axi

al (

kN)




-1.00

-0.50

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a V

erti

cal (

kN)




DBD


129


Ensaio 8.


– Ensaio 8.

-1.00

-0.50

0.00

0.50

1.00

1.50

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

Axi

al (

kN)



-2

0

2

4

6

8

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a A

xia

l (kN

)



DBD


130

6.2.1. Analise de resultados dos ensaios de deslocamento axial com w/D=25%

Apresentam-se os registros das forças axiais e verticais relativas à

mobilização do breakout obtidas dos primeiros ciclos dos ensaios 7 e 8 (Figura 6.7

e Figura 6.8). Observou-se que as resistências axiais pico (breakout) foram

atingidas para valores similares de 0,75 e 0,79 kN. Esta semelhança nos dados pode

ser devida a proximidade dos valores de “R” (índices de sobrecarga relativos as

forças máximas verticais) (ver Tabela 6.1).

As distâncias de mobilização da resistência axial pico atingiram valores de 14

e 22 mm equivalentes a 0,05D e 0,07D para os ensaios 7 e 8 respectivamente. Estes

valores apresentam-se superiores aos propostos em relação a solos de textura

grosseira (ALA, 2001), onde se relatam valores constantes de 3 mm para areias

densas e 5 mm para areias fofas.

Foi identificado que durante o início da movimentação do duto os valores de

forca vertical decrescem atingindo um valor residual no momento em que as forças

axiais alcançaram os valores pico (Figura 6.7 e Figura 6.8).

A superfície de fluência do carregamento vertical-axial combinado está

mostrada na Figura 6.9. Do gráfico observou-se que as trajetórias das forças

combinadas apresentam uma configuração aproximadamente parabólica. As

superfícies de fluência normalizadas relativas às forças verticais máximas dos

ensaios 7 e 8 respectivamente são apresentadas na Figura 6.10. Foi observado que

a mobilização das resistências axiais pico foram atingidas para uma combinação de

valores de 2 e 3% da força axial e de 14 e 28% da força vertical relativos à forca

máxima vertical.

O desenvolvimento das resistências axiais máximas com o número de ciclos

para deslocamentos de 0.45 m (1.5D) no trajeto de ida e volta é apresentado na

Figura 6.11 e Figura 6.12. Observou-se que a degradação das resistências axiais, ao

longo do ensaio, tendo um formato aproximadamente parabólico e atingindo um

valor residual muito próximo do zero.

DBD


131

0,00 0,05 0,100,0

0,5

1,0

Fo

rça

Axia

l (k

N)


H/D=25%_E07

H/D=25%_E08

Figura 6.7 - Variação das forças axiais relativas à mobilização do breakout dos ensaios 07

e 08.

0,00 0,05 0,100

5

10

15

20

25

Fo

rça V

ert

ica

l (k

N)


H/D=25%_E07

H/D=25%_E08


7 e 8.

DBD


132

0 5 10 15 20 250,00

0,25

0,50

0,75

1,00

Fo

rça A

xia

l (k

N)


H/D=25%_E07

H/D=25%_E08

Figura 6.9 - Superfície de fluência obtidas dos ensaios 7 e 8.

0.00 0.25 0.50 0.75 1.000.00

0.01

0.02

0.03

Fo

rça A

xia

l / F

orç

a V

ert

ica

l M

áxim

a

Força Vertical / Força Vertical Máxima

H/D=25%_E07

H/D=25%_E08

Figura 6.10 - Superfícies de fluência normalizadas relativas à força vertical máxima dos

ensaios 7 e 8.

DBD


133

0 2 4 6 8 10 12

0,0

0,2

0,4

0,6

Fo

rça A

xia

l (k

N)

Ciclos

H/D=25%_E07 (Ida)

H/D=25%_E07 (Volta)

H/D=25%_E08 (Ida)

H/D=25%_E08 (Volta)

Figura 6.11 – Degradação das resistências axiais com o desenvolvimento dos ciclos para

deslocamentos de 1,5D dos ensaios 7 e 8.

0 2 4 6 8 10 12-0,2

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

Fo

rça A

xia

l / F

orç

a A

xia

l M

áx.

do

s C

iclo

s

Ciclos

H/D=25%_E07 (Ida)

H/D=25%_E07 (Volta)

H/D=25%_E08 (Ida)

H/D=25%_E08 (Volta)

Figura 6.12 – Resistências axiais normalizadas com o desenvolvimento dos ciclos para


DBD


134


Apresentam-se os resultados em protótipo (Figura 6.13 e Figura 6.15) da

força axial vs deslocamento axial dos ensaios de arraste axial para relação de

enterramento de 50% do diâmetro (w/D=50%), ou seja, correspondente a um valor

de protótipo wp = 0,22 m. Em seguida, os resultados em protótipo da força vertical

vs deslocamento axial correspondentes aos mesmos ensaios são apresentados na

Figura 6.14 e Figura 6.16.

DBD


135


Ensaio 9.


– Ensaio 9.

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

Axi

al (

kN)




-2

0

2

4

6

8

10

12

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a A

xial

(kN

)



DBD


136


Ensaio 10.


– Ensaio 10.

-1.50

-1.00

-0.50

0.00

0.50

1.00

1.50

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

Axi

al (

kN)



-1

0

1

2

3

4

5

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a A

xial

(kN

)




DBD


137

6.3.1. Analise de resultados dos ensaios de deslocamento axial com w/D=50%

As foças axiais e verticais relativas à ocorrência do breakout dos ensaios 9 e

10 são mostradas na Figura 6.17 e Figura 6.18, onde foram atingidos valores de

índice de sobre carregamento (R) de 2 e 3 respectivamente (ver Tabela 6.1). Uma

breve discussão é dada a seguir. Observou-se que a mobilização da resistência axial

pico foi atingida para valores de forca de 1.84 e 0.88 kN com distâncias de

mobilização do breakout de 19 e 10 mm respectivamente. Estes valores possuem

correspondência com os respectivos índices de sobre carregamento (R), sendo que

no ensaio 7 foi realizada uma menor relaxação das forças verticais acarretando um

maior valor de resistência axial e distância de mobilização.

As trajetórias das forças verticais e axiais combinadas que definem as

possíveis superfícies de fluência dos ensaios 9 e 10 são mostrados na Figura 6.19.

A seguir na Figura 6.20 são apresentadas as mesmas superfícies de fluência

normalizadas com relação as máximas forças verticais decorrentes da enterramento

do duto no solo. As mobilizações das resistências axiais pico foram atingidos para

valores combinados de forca axial de 5 e 2% em correspondência as forças verticais

de 21 e 9% em relação as forças verticais máximas. Estas curvas apresentam uma

configuração aproximadamente parabólica.

O desenvolvimento da mobilização das forças resistentes com o decorrer dos

ciclos é mostrado na Figura 6.21. Apresentam-se as resistências de cada ciclo nas

trajetórias de ida e volta para distâncias de 0,45 m (1.5D) em termos de protótipo.

Observou-se que as forças axiais resistentes decaem com o decorrer dos ciclos

comportando um formato aproximadamente parabólico. Esta característica é

melhor evidenciada na Figura 6.22 onde se apresentam as forças axiais

normalizadas com os ciclos.

DBD


138

0,00 0,05 0,100,0

0,5

1,0

1,5

2,0

Fo

rca A

xia

l (k

N)


H/D=50%_E09

H/D=50%_E10

Figura 6.17 - Variação das forças axiais relativas à mobilização do breakout dos ensaios

9 e 10.

0,00 0,05 0,100

4

8

12

16

20

Fo

rça A

xia

l (k

N)


H/D=50%_E09

H/D=50%_E10


9 e 10.

DBD


139

0 5 10 15 200,0

0,5

1,0

1,5

2,0

Fo

rça A

xia

l (k

N)


H/D=50%_E09

H/D=50%_E10

Figura 6.19 - Superfícies de fluência obtidas dos ensaios 9 e 10.

0.0 0.2 0.4 0.60.00

0.02

0.04

0.06

Fo

rça A

xia

l / F

orç

a V

ert

ica

l M

áx.


H/D=50%_E09

H/D=50%_E10

Figura 6.20 - Superfícies de fluência normalizadas relativas à força vertical máxima dos

ensaios 9 e 10.

DBD


140

0 2 4 6 8 10 12

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

Fo

rça A

xia

l (k

N)

Ciclos

H/D=50%_E09 (Ida)

H/D=50%_E09 (Volta)

H/D=50%_E10 (Ida)

H/D=50%_E10 (Volta)

Figura 6.21 – Degradação das resistências axiais com o desenvolvimento dos ciclos para


0 2 4 6 8 10 12-0,2

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

Fo

rça A

xia

l / F

orç

a A

xia

l M

áx.

do

s C

iclo

s

Ciclos

H/D=50%_E09 (Ida)

H/D=50%_E09 (Volta)

H/D=50%_E10 (Ida)

H/D=50%_E10 (Volta)

Figura 6.22 - Resistências axiais normalizadas com o desenvolvimento dos ciclos para


DBD


141


Apresentam-se os resultados em termos de protótipo (Figura 6.23 e Figura

6.25) da força axial vs deslocamento axial dos ensaios de arraste axial para relação

de enterramento de 75% do diâmetro (w/D=75%), ou seja, correspondente a um

valor de protótipo wp = 22 cm. Em seguida, os resultados da força vertical vs

deslocamento axial correspondentes aos mesmos ensaios em termos protótipo são


DBD


142


Ensaio 11.


– Ensaio 11.

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

Axi

al (

kN)



-2

0

2

4

6

8

10

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a A

xial

(kN

)



DBD


143


Ensaio 12.


– Ensaio 12.

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

6

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9Fo

rça

Axi

al (

kN)




-5

0

5

10

15

20

-0.1 0.1 0.3 0.5 0.7 0.9

Forç

a A

xial

(kN

)




DBD


144

6.4.1. Analise de resultados dos ensaios axiais com w/D=75%

Os registros das forças axiais e verticais relativas à ocorrência do breakout

dos ensaios 11 e 12 são mostradas na Figura 6.27 e Figura 6.28, em que ocorreram

relaxamento de tensões relativos as forças verticais máximas decorrentes do

enterramento do duto com valores de “R” de 1.8 e 2.4 (ver Tabela 6.1). Observou-

se que as resistências axiais máximas mobilizadas atingiram valores de força de

3,54 e 3,15 kN para distancias de mobilização de 29 e 18 mm respectivamente

(Figura 6.27). Esta relativa similitude, entre os valores das resistências máximas

mobilizadas, pode ser devido à proximidade dos valores de “R”. As curvas das

superfícies de fluência dos ensaios 11 e 12 são mostradas na Figura 6.29. Em

seguida, apresenta-se na Figura 6.30 as curvas de fluência normalizadas em relação

as máximas forças verticais experimentadas dos mesmos ensaios. Uma breve

discussão é dada a seguir:

A envoltória que comporta a trajetória das cargas axial-vertical combinadas

foi aproximadamente parabólica, com resistências axiais atingindo o pico ao redor

do 20% das forças verticais máximas dos ensaios (Figura 6.29). As forças verticais

correspondentes às resistências axiais pico foram em média ao redor de 5% das

forças verticais máximas.

É apresentado na Figura 6.31 o desenvolvimento das resistências axiais dos

ensaios 11 e 12 com o decorrer dos ciclos para deslocamentos de 0,45 m.

Identificou-se que a tendência das forças axiais resistentes decaiu com o aumento

dos ciclos tendo uma configuração aproximadamente parabólica. Isto é evidenciado

melhor na Figura 6.32, onde apresentam-se os valores de resistência axial

normalizados nas trajetórias de ida e volta.

DBD


145

0,00 0,05 0,100

1

2

3

4

Fo

rça A

xia

l (k

N)


H/D=75%_E11

H/D=75%_E12

Figura 6.27 - Variação das forças axiais relativas à mobilização do breakout dos ensaios

11 e 12.

0,00 0,05 0,100

10

20

30

40

Fo

rça V

ert

ica

l (k

N)


H/D=75%_E11

H/D=75%_E12


11 e 12.

DBD


146

0 10 20 30 400

1

2

3

4

Fo

rça A

xia

l (k

N)


H/D=75%_E11

H/D=75%_E12

Figura 6.29 - Superfícies de fluência obtidas dos ensaios 9 e 10.

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.60.000

0.015

0.030

0.045

0.060

Forç

a A

xia

l / F

orç

a V

ert

ical M

áx.


H/D=75%_E11

H/D=75%_E12

Figura 6.30 - Superfícies de fluência normalizada relativas à força vertical máxima dos

ensaios 11 e 12.

DBD


147

0 2 4 6 8 10 12

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

Fo

rça A

xia

l M

obili

za

da

(kN

)

Ciclos

H/D=75%_E11 (Ida)

H/D=75%_E11 (Volta)

H/D=75%_E12 (Ida)

H/D=75%_E12 (Volta)

Figura 6.31 - Degradação das resistências axiais com o desenvolvimento dos ciclos para


0 2 4 6 8 10 12

0,0

0,5

1,0

Fo

rça

Axia

l / F

orç

a M

áx.

do

s C

iclo

s

Ciclos

H/D=75%_E11 (Ida)

H/D=75%_E11 (Volta)

H/D=75%_E12 (Ida)

H/D=75%_E12 (Volta)

Figura 6.32 - Resistências axiais normalizadas com o desenvolvimento dos ciclos para


DBD


148

6.5. Análise geral dos resultados dos ensaios de deslocamento axial com w/D=25, 50 e 75%

Para a análise global dos ensaios axiais foram agrupados os dados dos ensaios

segundo as condições de sobre carregamento atingidas. Os ensaios 7, 9 e 12

conformaram um grupo que atingiram valores de R≥2. Do mesmo modo os ensaios

8, 9 e 11 atingiram valores de R≤2 (Tabela 6.1).

Os registros das forças axiais e verticais relativas à ocorrência do breakout

para os ensaios com R≥2 são apresentados na Figura 6.33 e Figura 6.34.

Observou-se que a mobilização das resistências axiais de breakout dos

ensaios com w/D= 25, 50 e 75 atingiram valores de 0,75; 1,84 e 3,15 kN

respectivamente (Figura 6.33). Estes valores aumentam conforme o acréscimo da

porcentagem de enterramento (w/D), o que evidencia que a resistência axial de

dutos enterrados superficialmente é fortemente influenciada pelas condições de

enterramento. Observou-se também que as distancias de mobilização da resistência

axial máxima dos ensaios com w/D= 25, 50 e 75% foram aproximadamente iguais

a 18 mm, que correspondem a um valor de 0,06 D (diâmetro do duto). Foi observado

que as forças verticais decaem durante a movimentação axial do duto até atingir um

valor residual que corresponde à distância em que todas as forças axiais atingiram

o pico (breakout).

As trajetórias das forças verticais e axiais combinadas que delimitam uma

possível superfície de fluência dos ensaios 7, 9 e 12 são mostradas na Figura 6.35.

As mesmas superfícies de fluência normalizadas relativas às forças verticais

máximas experimentadas durante os ensaios são apresentadas na Figura 6.36.

Observou-se que as curvas apresentam uma configuração aproximadamente

parabólica, mantendo um acréscimo relativamente proporcional conforme aumenta

o enterramento do duto (w/D) (Figura 6.35).

Foi observado na Figura 6.36 que as curvas de superfície de fluência dos

ensaios 9 e 12 apresentam geometrias similares, provavelmente devido a possuirem

um mesmo índice de sobre carregamento (R=2,3). Entretanto, a curva do ensaio 7

apresenta-se desfasada por possuir um valor de R= 4,1.

Apresentam-se na Figura 6.37 e Figura 6.38 os registros das forças axiais e

verticais relativas à ocorrência do breakout dos ensaios 8, 9 e 11 com valores de

R≤2.

DBD


149

Observou-se na Figura 6.37 que as distancias de mobilização das resistências

axiais máximas dos ensaios 7, 9 e 12 foram de 74, 149 e 223 mm. Estes resultados

correspondem a valores normalizados em relação ao diâmetro de 0,25; 0,50 e 0,75

coincidentes às porcentagens de enterramento dos respectivos ensaios. Observou-

se, também, que os valores de resistência axial correspondentes às distâncias de

mobilização do breakout foram de 0,79; 0,88 e 3,54 kN respectivamente.

Apresentam-se na Figura 6.39 as trajetórias das forças verticais e axiais

combinadas que delimitam uma possível superfície de fluência dos ensaios 8, 9 e

11. Em seguida, são mostradas na Figura 6.40 as mesmas superfícies de fluência

normalizadas com relação às forças verticais máximas experimentadas durante os

ensaios.

Observa-se que o formato das curvas de superfície de fluência de todos os

ensaios é aproximadamente parabólico. As forças verticais e axiais que regem a

resistência do breakout aumentam conforme o incremento do enterramento do duto.

Uma comparação das envoltórias de fluência dos ensaios axiais 8, 9 e 11 é

apresentada na Figura 6.40, em que as resistências axiais atingiram o pico para os

mesmos valores de força vertical de aproximadamente 24% das forças máximas

verticais relativas à cravação do duto. As correspondentes forças axiais na

ocorrência do breakout atingiram valores de 3 a 5% das forças máximas verticais.

DBD


150

0,00 0,05 0,100

1

2

3

4

Fo

rça A

xia

l (k

N)


H/D=25%_E07

H/D=50%_E09

H/D=75%_E12

Figura 6.33 – Comparação das forças axiais relativas à mobilização do breakout dos

ensaios 7, 9 e 12.

0,00 0,05 0,100

10

20

30

Fo

rça V

ert

ica

l (k

N)


H/D=25%_E07

H/D=50%_E09

H/D=75%_E12

Figura 6.34 - Comparação das forças verticais relativas à mobilização do breakout dos

ensaios 7, 9 e 12.

DBD


151

0 10 20 300

1

2

3

4

Fo

rça A

xia

l (k

N)


H/D=25%_E07

H/D=50%_E09

H/D=75%_E12

Figura 6.35 - Comparação das Superfícies de fluência dos ensaios 7, 9 e 12.

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,50,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

Fo

rça A

xia

l / F

orç

a V

ert

ica

l M

áx.


H/D=50%_E07

H/D=50%_E09

H/D=50%_E12

Figura 6.36 - Comparação das Superfícies de fluência normalizadas dos ensaios 7, 9 e 12.

DBD


152

0,00 0,05 0,100

1

2

3

4

Fo

rça A

xia

l (k

N)


H/D=25%_E08

H/D=50%_E09

H/D=75%_E11

Figura 6.37 - Comparação das forças axiais relativas à mobilização do breakout dos

ensaios 8, 9 e 11.

0,00 0,05 0,100

20

40

Fo

rça V

ert

ica

l (k

N)


H/D=25%_E08

H/D=75%_E11

H/D=50%_E09

Figura 6.38 - Comparação das forças verticais relativas à mobilização do breakout dos

ensaios 8, 9 e 11.

DBD


153

0 10 20 30 400

1

2

3

4

Fo

rça A

xia

l (k

N)


H/D=25%_E08

H/D=50%_E09

H/D=75%_E11

Figura 6.39 - Comparação das Superfícies de fluência dos ensaios 8, 9 e 11.

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,00,00

0,02

0,04

Fo

rça A

xia

l / F

orç

a V

ert

ica

l M

áx.


H/D=50%_E08

H/D=50%_E09

H/D=50%_E11

Figura 6.40 - Comparação das Superfícies de fluência normalizadas dos ensaios 8, 9 e 11.

DBD


7 Conclusões e recomendações

A modelagem centrífuga permitiu avaliar três aspectos importantes do

fenômeno de interação solo-duto:

1. A mobilização da resistência lateral e axial em termos do breakout

para pequenos deslocamentos;

2. A evolução das forças laterais resistentes e degradação das forças

axiais durante a formação das bermas; e

3. As trajetórias das forças vertical-lateral e vertical-axial combinadas,

relativas à ocorrência do breakout, que definem a envoltória de

fluência.

7.1. Caracterização do solo e ensaios preliminares

A seguir são apresentadas as seguintes conclusões dos ensaios preliminares e

de caracterização:

O método de pluviação, utilizado na preparação das amostras, foi

eficiente e permitiu alcançar boa repetibilidade e homogeneidade em

todos os ensaios laterais e axiais.

As curvas de relaxação das forças verticais com o tempo são

aproximadamente parabólicas.

A partir dos ensaios preliminares de deslocamento lateral cíclico, pode

se inferir que a resposta do solo, em termos da mobilização da

resistência lateral, é independente da velocidade de deslocamento

lateral aplicada na faixa de 0,05 a 5 mm/s.

A análise do enterramento do duto permitiu determinar a localização

adequada do zero (offset) na elaboração das curvas força vs

deslocamento.

DBD


155

Ensaios de mini-CPT em voo permitiram obter ângulos de atrito com

uma variabilidade menor a 3° segundo os dois métodos empregados

nas profundidades consideradas.

7.2. Ensaios de deslocamento lateral cíclico

Foi evidenciada uma estreita relação entre as forças verticais e laterais ao

longo dos ensaios centrífugos.

Foi verificada a sensibilidade da resistência lateral de breakout frente à

variabilidade do índice de sobre carregamento “R”, em relação ao tempo de alivio

de tensões.

A forma com que a mobilização da resistência lateral de todos os ensaios de

deslocamento lateral atingiram o pico revelou um tipo de ruptura presente em

materiais frágeis, característico em solos com elevadas densidades.

As envoltórias de fluência permitem a obtenção das forças vertical-lateral

combinadas resultantes do breakout.

A resposta força deslocamento na atuação lateral cíclica é dependente do

histórico de tensões decorrentes das forças de enterramento.

Valores próximos de “R” (relação entre as forças verticais máximas de

enterramento e as forças verticais no instante da atuação lateral) no caso de

enterramento com w/D=25% permitiram atingir valores próximos de breakout,

conforme observado por Zhang et al, (2001).

A completa formação das bermas no caso de enterramento com w/D=25% foi

atingida nos cinco primeiros ciclos.

Valores muito diferentes de “R” nos casos de enterramento com w/D=50%

acarretaram valores diferentes de resistência breakout.

Não existe correspondência dos valores de “R” com as distancias de

mobilização das resistências pico (breakout) no caso de enterramento com

w/D=50%.

A completa formação das bermas foi atingida durante os seis primeiros ciclos

no caso de enterramento com w/D=50%.

Valores próximos de “R” acarretam valores similares de resistência lateral

pico (breakout) no caso de enterramento com w/D=75%.

DBD


156

A completa formação das bermas foi atingida durante os seis primeiros ciclos

no caso de enterramento com w/D=50 e 75%.

Ocorre um aumento das forças resistentes de breakout com o acréscimo do

enterramento.

As forças máximas nas bermas aumentam conforme o acréscimo do

enterramento.

A metodologia de normalização utilizada por Almeida et al., (2007) permite

comparar resultados de diversos ensaios.

O ângulo de atrito para o ajuste dos dados com a previsão de Almeida et al.

(2013) foi de 42°.

7.3. Ensaios de deslocamento axial cíclico

Existe uma correspondência entre valores de “R” e a resistência de breakout.

As distâncias de mobilização da resistência de breakout são dependentes das

condições iniciais de enterramento e a variação das forças verticais decorrentes do

enterramento do duto.

O formato do breakout revela um tipo de ruptura frágil, condizente com a

densidade do solo.

A degradação das forças de resistência axial ao longo dos ciclos apresenta um

formato parabólico.

As forças resistentes máximas nas bermas são maiores no trajeto de ida,

devido ao arraste de maior quantidade de solo.

As superfícies de fluência dos ensaios de deslocamento axial são

aproximadamente parabólicas.

Existe uma relação entre as distancias de mobilização de breakout e o

enterramento (w/D=25, 50 e 75%) para valores de R≥2.

Os valores obtidos de distância de mobilização de breakout são superiores

aos recomendados na pratica offshore por não considerar os efeitos de enterramento

(w/D).

DBD


157

7.4. Sugestões

Como sugestões para trabalhos futuros entende-se que sejam interessantes as

seguintes considerações:

1. Realizar ensaios de carga controlada que permitam simular o peso do

duto.

2. Determinar o ângulo de atrito relativo à densidade da amostra em

voo.

3. Desenvolvimento de um duto instrumentado que permita diferenciar

a resistência de ponta e de atrito.

DBD


Referências Bibliográficas

ABNT - NBR 6508. “Grãos que passam na peneira de 4,8 mm - Determinação

da massa específica”, Rio de Janeiro, 2015.

ABNT NBR 7181. Solo – “Análise granulométrica”, Rio de Janeiro, 1984.

ABNT-NBR 12004. “Solo - Determinação do índice de vazios máximo de solos

não coesivos”, Rio de Janeiro, 1990.

ABNT-NBR 12051. “Solo - Determinação do índice de vazios mínimo de solos

não coesivos”, Rio de Janeiro, 1991.

ACI COMMITTEE 444. Dynamic modeling of concrete structures, 1982. ACI

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