Liquefacção - conceitos e avaliação - UC-Fundacoes MIEC

L

IQUEFACÇÃO

M

ONOTÓNICA E

/

OU

C

ÍCLICA

A

VALIAÇÃO DE

R

ISCO

EM

L

ABORATÓRIO

(T

RIAXIAL

)

E

I

N

S

ITU

Fundações - MIEC

Engenharia Sísmica Geotécnica

EM

L

ABORATÓRIO

(T

RIAXIAL

)

E

I

N

S

ITU

(SPT, CPT, DMT, V

S

-CH)

Um fenómeno de estado

(tipo de solo, compacidade e estado de tensões)

SISMICIDADE MUNDIAL

Mapa de epicentros (1964-1995)

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

Sismo de S. Francisco (1906) Falha de St. André – vedação sofreu um movimento relativo de 3m

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

Sismo de Kobe - Japão (1995) - danos

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

Sismo de Kobe - Japão (1995) - danos

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

Turquia – 1999 – Movimentos de falha

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

Turquia – 1999 – Movimentos de falha

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

Turquia – 1999

SUBSIDÊNCIA – LIQUEFACÇÃO por MOBILIDADE CÍCLICA

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

SUBSIDÊNCIA – LIQUEFACÇÃO

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

E

VENTOS

S

ÍSMICOS

Moçambique – Beira (Mar. 2006) – mov. de falha

S

ISMO NO

C

HILE

8,8

ESC

. R

ICTHER

S

ISMO NO

C

HILE

_{(Fev., 2010)}

8,8

ESC

. R

ICTHER

Informação em:

C

ONCEITOS ESSENCIAIS DA LIQUEFACÇÃO

Falha numa via de comunicação

(Alasca, 1995)

Bolhas de areia – sismos El Centro e Loma Prieta (California, 1979)

Causas do fenômeno de liquefacção

• Eventos sísmicos

• Cargas Vibratórias (Máquinas)

• Cravação de estacas

• Novos edifícios

• Despejo de nova camada de material em áreas

de resíduos

C

ONCEITOS ESSENCIAIS DA LIQUEFACÇÃO

Perda total ou parcial da resistência de

um solo.

Porquê?

Redução das tensões efectivas devido ao

Redução das tensões efectivas devido ao

incremento dos excessos de pressão

C

ONCEITOS ESSENCIAIS DA LIQUEFACÇÃO

Ao nível interparticular:

Solos soltos e saturados

Oscilações no terreno (Sismos, explosões, cravação de estacas)

A água fica “presa” e não deixa as partículas aproximarem-se

A pressão neutra aumenta

A pressão neutra aumenta

AVALIAÇÃO DA RESISTÊNCIA DE LIQUEFACÇÃO

Definição de liquefacção

- conceitos, tipos e sinais:

“Liquefacção cíclica”:

Razões de excessos de pressão neutra que

podem ser temporariamente igual a 100% e a deformação

distorcional pode atingir um valor limite dependente de uma

compacidade relativa e condições de tensão (“mobilidade cíclica)

Bolhas de areia indicando

liquefacção (Finn &

AVALIAÇÃO DA RESISTÊNCIA DE LIQUEFACÇÃO

Definição de liquefacção

- conceitos, tipos e sinais:

“Liquefacção cíclica”:

Razões de excessos de pressão neutra que

podem ser temporariamente igual a 100% e a deformação

distorcional pode atingir um valor limite dependente de uma

compacidade relativa e condições de tensão (“mobilidade cíclica)

Bolhas de areia indicando

liquefacção (Finn &

Liquefacção Cíclica

Chi-Chi Earthquake (Taiwan, 2001)

Bolhas de areia numa infraestrutura rodoviária em construção (Nan-Tou

)

Depressão no Porto de Mar de Taichung

Liquefacção Cíclica

Chi-Chi Earthquake (Taiwan, 2001)

Bolhas de areia em Changhwa, Taiwan (Lee et al., 2001)

Maoluo River -Taiwan (Ni et al., 2001)

Liquefacção Cíclica

Liquefacção do solo de fundação em Niigata, Japão, (sismo de 1964), causando colapso do conjunto habitacional Kawagishi-cho

Liquefacção Cíclica

Liquefacção do solo junto a uma estrutura de contenção da Great Bridge (EUA, 1998)

Sismos de Izmit –

Turquia (Ag. 1999)

Subsidênca da

mesquita devida a

Liquefacção

Cíclica

Inclinação de 12º (Lee et al., 2001)

Sismo de Chi-Chi

Tilting of building due to soil liquefaction at Wu-Feng (Chi-Chi Earthquake)

Sismo no Haiti

(13 Jan. 2010)

http://www.tvi24.iol.pt/internacio nal/corpos-sismo-tvi24-ultimas-haiti/1131261-4073.html

Sismo no Haiti (12 Jan. 2010)

7.0 na escala de Richter. Teve epicentro a 15 quilómetros a sudoeste de Port-au-prince e a 10 km de profundidade. Estima-se cerca de 200.000 mortos!

O Palácio presidencial

Antes

Sismo no Haiti (13 Jan. 2010)

Liquefacção Sísmica perda da docas do Porto de Mar

Antes

Depois

Liquefacção Sísmica perda da docas do Porto de Mar

Liquefacção Cíclica

M = 6,7

Na escala de Richter 2278 vítimas mortais, 10147 feridos mais de 15000 desalojados

Sismo de Boumerdès, Argélia (2003)

Ponte arruinada por liquefacção dos solos arenosos

de fundação dos pilares em 2003 e nova estrutura de

substituição

Liquefacção estática ou monotónica ou de fluxo

Ruptura de represa de resíduos de fluoreto (Trento, Itália, julho, 1985)

Liquefacção estática ou

monotónica ou de fluxo

Liquefacção

Liquefacção

em barragem

de rejeitos

de minas de

ouro

(

Merriespruit

,

África-Sul ,

Fevereiro

1994)

Liquefacção de fluxo

(

Açores,1998

)

O comportamento de amolecimento por incremento de deformação

durante o carregamento não drenado, conduz a

rotura progressiva

As preocupações são concentradas nos resultados de

resistências

ao corte residuais após o processo

e em deslocamentos que se

terão desenvolvido ao longo deste processo

Liquefacção mista de fluxo com acção sísmica

Juo-Feng-Err-Shan: rotura generalizada de talude (Chi-Chi earthquake)

“A segurança in situ durante os sismos

está relacionada com os fenómenos

geotécnicos tais como:

AMPLIFICAÇÃO, INCLINAÇÃO,

ESCORRIMENTOS/DESLIZAMENTOS,

LIQUEFACÇÃO E MOVIMENTOS DE FALHAS".

La Aurora, Tezutlan, México (Oct 1999)

Ponte com fundação em estacas não danificadas, anexa a um aterro colapsado danificadas, anexa a um aterro colapsado (Sismo Nihon-Kai-Chubu, 2001)

Liquefacção estática ou monotónica ou de fluxo

Represa de resíduos de zinco: material areno siltoso, NP (Aznalcóllar, Espanha, abril, 1998)

Liquefacção estática ou monotónica ou de fluxo

Liquefacção estática ou monotónica ou de fluxo

Ruptura de barragens de rejeito de cobre - material silto arenoso, NP (Cerro Negro, Chile, 2003)

Sismo de

Benavente

(1909)

Sinais de

liquefacção

Ejecções de areia devido à liquefacção

no vale do Rio Tejo (Choffar e Bensaúde,

laboratório

Métodos de avaliação da liquefacção

Caracterização básica Corte simples cíclico Triaxial convencionais Triaxiais Stress-path Triaxial cíclicos Torção cíclica Técnicas de penetração SPT, CPT ou BPT Ondas sísmicas CH (cross-hole), DH (down-hole), campo Torção cíclica Coluna ressonante Ensaios ultrasônicos Benders elements UP(Up-Hole), SCPT ,

SASW (spectral analysis of surface waves).

Vantagens

Gama ampla de deformações Solo saturado (ondas P)

Desvantagens

Representação das amostras

Vantagens

-Sem problemas quanto a amostragem

-resistência é influenciada (estrutura, idade e cimentação),

Desvantagens

Gama limitada de deformações Efeito da não saturação (ondas P)

Identificação de riscos de liquefacção

através de ensaios de laboratório

Há distintos critérios publicados na literatura para

estimativa da suscetibilidade de liquefacção de solos,

sendo alguns deles:

Quanto ao Critério de composição do material; -Distribuição granulométrica,

-Forma das partículas, -Forma das partículas, -Índice de plasticidade

- Graduação das partículas (quantidades de finos)

Quanto a teoria do estado crítico;

-Critério do índice de vazios crítico -Critério do estado de deformação - Parâmetro de estado

Quanto ao Critério de composição do material

Distribuição granulométrica

Forma das partículas

Reddy (2008): partículas arredondas sob conflinamento –

rearranjo – maior susceptibilidade a liquefacção;

partículas angulares sob conflinamento – intertravamento das partículas - menor susceptibilidade a liquefacção.

Critérios para estimativa da suscetibilidade de liquefacção

Índice de plasticidade

Índice de plasticidade

Ishihara (1984 e 1985): solos plásticos - coesão – menor susceptibilidade a

liquefacção.

Polito (1999) solos plásticos- aumento da resistência a liquefacção

solo. (concordância geral)

Ensaios de campo (Mogami e Kubo (1953); Campenella Robertson (1985) e Holzer et al.

(1989),

Ensaios de laboratório (Lee e Seed (1967a), Chang et al. (1982); e Koester (1994),

Ishihara and Koseki (1989).

Resíduos de mineração (Dobry e Alvarez (1967); Okusa et al. (1980); e Garga e McKay

RESÍDUOS DE PROCESSAMENTO DO OURO

Resultados- Caracterização Básica (Bedin, 2009)

Material Posição W (%) G (g/m3₎ γ_nat (KN/m3₎ e Argila (%) Silte (%) Areia (%) IP Underflow Superficie 40,1 2,85 18,6 1,23 5 65 30 NP Profundidade 30 ,0 20,5 1,15 Microscopia eletrônica

grãos relativamente angulares;

EDX

Cálcio, ferro e sílicio(30%) identificados como elementos dominantes do resíduo de ouro e em menor quantidade titânio e alumínio;

Critérios para estimativa da suscetibilidade de liquefacção

Estado de deformação, índice de vazios e densidade relativa

Castro observou que a amostra A, material fofo, mostrou risco de liquefacção, com pico de resistência, colapsando

rapidamente e chegando a baixos valores de resistência

Quanto a teoria do estado crítico - Ensaios triaxiais

Casagrande, 1936

Critérios para estimativa da suscetibilidade de liquefacção

Índice de vazios crítico

Parâmetro de estado

Quanto a teoria do estado crítico - Ensaios triaxiais

q Kf Fofo,0.9 Denso, 0.6 Areia de Osório Ε_(%) Fofo,0.9 Denso, 0.6 q p'

Log

p' e NC NC CSL CSL OC p' e 0,6 0,9 Ε_(%)

ENSAIO TRIAXIAL DE COMPRESSÃO - FEUP

Programa experimental – Liquefacção de fluxo

ou monotónica

Tsuchida (1970)

Quanto ao Critério de composição do material

Distribuição granulométrica

Critérios para estimativa da suscetibilidade de liquefacção

Procedimentos do ensaio

1-) Moldagem

4-) Consolidação

Tensões ( 10kPa a 1200kPa )

2-) Percolação

- No mínimo duas vezes o

5-) Corte

Deformação constante (câmara convencional)

- No mínimo duas vezes o volume de vazios

3-)Saturação

Controle do parâmetro B

Controle através da velocidade de compressão da amostra

CIU (v=0,1 mm/s) CID (v=0,01mm/s)

Deformação em função do estado de tensões (câmara Bishop Wesley)

Procedimentos do ensaio

3-)Saturação

resíduo do processamento do ouro

solo residual de granito (Ferreira, 2003) Curva teórica Ishihara et al.(2001) e Yang(2002)

G= módulo de distorção do solo

B = parâmentro de pressões de água nos poros de Skempton

ρ= massa volúmica do solo

Kp= módulo volumétrico do esqueleto sólido do solo f(ν)

2 / 1 ) 1 ( 3 4             − + = ρ B Kb G Vp areias (Ishihara et al, 2001)

ouro_15kPa_ ouro_22kPa_ ouro_30kPa_ ouro_50kPa_ ouro_60kPa_ ouro_75kPa_ ouro_100kPa_ ouro_200kPa_ linha Kf 25 50 75 t = (σ1 − σ2 /2 ) (K P a ) ouro_15kPa_ ouro_22kPa_ ouro_30kPa_ ouro_50kPa_ ouro_60kPa_ ouro_75kPa_ ouro_100kPa_ ouro_200kPa_

Ensaios de Compressão Triaxial em rejeito de ouror (FEUP)

Amostra γγγγ_d(kN/m3_{) w} i(%) ei Sat.(%) Φ’ Underflow 13,7 15,5 1,2 >95 32 0 50 100 150 200 250 s' = (σ₁+ σ₂/2)(KPa) 0 5 10 15 20 ε_a (def. específica) 0 200 100 0 P o ro p re s s ã o v h v= 1 h= 3

0 5 10 15 20 25 εa (def. específica) 0 250 500 750 1000 1250 q = (σ1 − σ2 ) (K P a ) ouro_15kPa_ ouro_22kPa_ ouro_30kPa_ ouro_50kPa_ ouro_60kPa_ ouro_75kPa_ ouro_100kPa_ ouro_200kPa_ ouro_400kPa_ ouro_600kPa_ ouro_800kPa_ ouro_1000kPa_ ouro_1200kPa_ ouro_15kPa_CID ouro_50kPa_CID ouro_100kPa_CID

Análise no Estado Crítico

1 10 100 1000 10000 p' = (σ₁+ 2σ₃/3)(KPa) 0 0 300 600 900 1200 1500 p' = (σ₁+ 2σ₃/3)(KPa) 0 εa (def. específica) 0.7 0.8 0.9 1 1.1 in d íc e d e v a z io s colapso inicial quase estado crítico

Linha de consolidação isotrópica Linha do estado crítico

0.9

1

1.1

e

d

e

v

a

z

io

s

Análise no Estado Crítico

1

10

100

1000

10000

p'

= (σ

₁

+ 2σ

₃

/3)

(KPa)

0.7

0.8

in

d

íc

e

colapso inicial quase estado crítico

Linha do estado crítico

Ondas sísmicas – Ensaios Triaxiais com benders elements

Critérios para estimativa da suscetibilidade de liquefacção

Bender-extender elements ou

Determinação da velocidade das ondas sísmicas;

Velocidade de corte, Vs

Velocidade de compressão, Vp

Determinação do modulo distorcional

do solo

_ρ

_.

[ ]

_V

2

₍

₎

Bender-extender elements ou _{transdutores piezoelétricos}

MPa

G

O

=

s

do solo

Equipamento de medição das ondas sísmicas

Gerador de funções Osciloscópio

Bender-extender elements ou

transdutores piezocerâmicos

Amplificadores dos piezo-eléctricos:

0 250 500 750 1000 1250 q = (σ 1 − σ 2 ) (K P a ) ouro_15kPa_ouro_22kPa_ ouro_30kPa_ ouro_50kPa_ ouro_60kPa_ ouro_75kPa_ ouro_100kPa_ ouro_200kPa_ ouro_400kPa_ ouro_600kPa_ ouro_800kPa_ ouro_1000kPa_ ouro_1200kPa_ linha Kf 400 0 100 200 300 Vs ( m /s ) ouro_15kPa_ ouro_22kPa_ ouro_30kPa_ ouro_50kPa_ ouro_60kPa_ ouro_75kPa_ ouro_100kPa_ ouro_200kPa_ ouro_400kPa_ ouro_600kPa_ ouro_800kPa_ ouro_1000kPa_ ouro_1200kPa_

Ondas sísmicas

ENSAIO BISHOP WESLEY - FEUP

Compressão Triaxial Bishop FEUP

25 50 75 100 t = (σ1 − σ2 /2 ) (K P a ) ouro_20kPa_COMP2 ouro_30kPa_COMP2_dr ouro_30kPa_COMP2 ouro_50kPa_COMP2 ouro_100kPa_COMP2 ouro_50kPa_COMP2 ouro_20kPa_COMP2 ouro_30kPa_COMP2_dr ouro_30kPa_COMP2 ouro_100kPa_COMP2 Linha Kf Linha Ko 0 5 10 15 20 ε (def. específica) 0 100 50 0 P o ro p re s s ã o 0 50 100 150 200 s' = (σ₁+ σ₂/2)(KPa) =cte = = 2-) acréscimo de material 1-) aumento de u por fluxo d'água(ruptura)

v h v= 1 h= 3 1-) 2-)

Extensão Triaxial Bishop FEUP

-25 0 25 50 75 t = (σ1 − σ2 /2 ) (K P a ) ouro_20kPa_EXT ouro_30kPa_EXT ouro_50kPa_EXT ouro_100kPa_EXT ouro_10kPa_EXTCIDiso ouro_EXT20kPa_CIDiso ouro_20kPa_EXTCID ouro_50kPa_EXTCID 0 s ã o 0 50 100 150 200 s' = (σ₁+ σ₂/2)(KPa) -50 0 50 100 t = (σ1 − σ2 /2 ) (K P a ) ouro_20kPa_EXT ouro_30kPa_EXT ouro_50kPa_EXT ouro_100kPa_EXT ouro_10kPa_EXTCIDiso ouro_20kPa_EXTCIDiso ouro_20kPa_EXTCID ouro_50kPa_EXTCID Linha Kf_EXT Linha Ko εa (def. específica) -20 -15 -10 -5 0 εa (def. específica) 200 100 P o ro p re s s -20 -15 -10 -5 0 εa (def. específica) 6 4 2 0 εv (d e f. v o lu m é tr ic a ) s' = (σ₁+ σ₂/2)(KPa) v= 1= h= 3=cte

solo de fundação fraco para aguentar a barragem v h h 1=cte 3= h novas camadas de resíduos_upstream aumento da pressão no talude Ensaio não drenado Ensaio drenado

Compressão Triaxial-FEUP-estado crítico

-20 -15 -10 -5 0 εa (def. específica) -100 -50 0 50 100 150 q = (σ1 − σ2 ) (K P a ) ouro_20kPa_EXT ouro_30kPa_EXT ouro_50kPa_EXT ouro_100kPa_EXT ouro_10kPa_EXTCIDiso ouro_20kPa_EXTCIDiso ouro_20kPa_EXTCID ouro_50kPa_EXTCID Linha Ko Linha Kf_EXT 0.9 1 1.1 e v a z io s 0.7 0.8 0.9 in d íc e d e

Linha de Consolidação Isotrópica Linha do estado crítico

1 10 100 1000 p' = (σ₁+ 2σ₃/3)(KPa) 0 50 100 150 V s c rí t (m /s ) 0 50 100 150 200 p' = (σ₁+ 2σ₃/3)(KPa) 0 10 20 30 G o c rí t (M P a )

Resumo dos

valores de tensão efetiva, índice de vazios e velocidade de cisalhamento

obtidos nos ensaios em compressão e extensão 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 in d íc e d e v a z io s

compressão não drenado extensão não drenado compressão drenado extensão drenado

Linha de consolidação isotrópica Linha do estado crítico

400 1 10 100 1000 10000 Log p' = (σ₁+ 2σ₃/3)(KPa) 0 100 200 300 V s ( m /s ) Ensaios_compressão Ensaios_extensão

Ondas sísmicas

Critérios para estimativa da suscetibilidade de liquefacção

velocidade normalizada, V_s1 lab Solos arenosos campo experimental teórico

Ondas sísmicas

Resíduo de mineração - siltoso

dados experimentais_resíduo de ouro curva teórica

Liquefação _{Não Liquefação}

      = inicial colapso CSR σ σ Ensaios cíclicos Ensaos estáticos Solos arenosos

Liquefacção Cíclica

A primeira abordagem faz-se conceptualmente

em condições de laboratório

E

XPERIMENTAÇÃO EM

L

ABORATÓRIO

L

IQUEFACÇÃO

C

ÍCLICA

- M

OBILIDADE

Preparação Percolação

Fases de um ensaio triaxial

Pormenor da câmara triaxial

Percolação Saturação

Consolidação isotrópica ou anisotrópica

P

ROGRAMA EXPERIMENTAL

Marcas de orientação BE Elements Moist tamping BE Elements

Triaxial estático Triaxial cíclico

D

ISCUSSÃO E ANÁLISE DE RESULTADOS

S

ATURAÇÃO DAS AMOSTRAS

M

ÓDULO DE DEFORMABILIDADE

A

NÁLISE DA SUSCEPTIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO

C

RITÉRIO DA COMPOSIÇÃO DO MATERIAL

T

EORIA DOS ESTADOS CRÍTICOS

A

VALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO NOS

ESTIMATIVA DA ACÇÃO: RAZÃO DE TENSÃO

CÍCLICA

O valor de CSR é usualmente estimado com base na probabilidade de ocorrência de um dado sismo.

Um método simplificado para estimar CSR foi proposto por Seed & Idriss (1971), baseado na aceleração máxima na superfície do terreno.

A formulação aproximada é a seguinte:

CRS =

ττττ

_av

/

σσσσ

’

_v0

= 0.65

α

α

α

α

r

_d

σσσσ

_v0

/

σσσσ

’

_v0

(sendo:

αααα

= a

/g)

(sendo:

αααα

= a

_max

/g)

com:

• ττττ_av – a tensão média (equivalente) de corte cíclico (sismo)

• a_max - aceleração máxima no terreno (g é a aceleração da gravidade)

• r_d é um factor que tem em conta a flexibilidade do solo e a profundidade (em metros), valendo:

r_d = 1,0 – 0,00765⋅ z , se z<9,15m = 1,174 – 0,0267 ⋅ z , se z=9,15-23m = 0,744 – 0,008 ⋅ z , se z=23-30m = 0,5 , se z>30m

D

ISCUSSÃO E ANÁLISE DE RESULTADOS

w (%) e σ'h (kPa) K0 σ_' v (kPa) Condição de ensaio LD21 5 0,9 50 0,5 100 Estático LDC22 5 0,9 50 0,5 100 Cíclico LDC23 5 0,9 50 0,5 100 Cíclico LDC24 5 0,9 50 0,5 100 Cíclico LD25 5 0,9 100 0,5 200 Estático LDC26 5 0,9 50 0,5 100 Cíclico

Plano-resumo dos ensaios

(Jaky, 1944) LD27 5 0,9 200 0,5 400 Estático LDC28 5 0,9 100 0,5 200 Cíclico LDC29 5 0,9 200 0,5 400 Cíclico LDC30 5 0,9 200 0,5 400 Cíclico LDC31 5 0,9 50 0,5 100 Cíclico LDC32 5 0,9 100 0,5 200 Cíclico LDC33 5 0,9 25 0,5 50 Cíclico LD34 5 0,9 25 0,5 50 Estático LDC35 5 0,9 25 0,5 50 Cíclico LD36 5 0,9 50 0,5 100 Estático LDC37 5 0,9 200 0,5 50 Cíclico LDC38 5 0,9 25 0,5 50 Cíclico LD39 5 0,9 100 1 100 Estático (Pinheiro, 2009)

S

ATURAÇÃO DAS AMOSTRAS

1400 1600 1800 2000

Ishihara et al. (2001) e Yang (2002)

0 200 400 600 800 1000 1200 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 VP (m/s) B ν = 0,4 ν = 0,3 ν = 0,2

S

ATURAÇÃO DAS AMOSTRAS

1400 1600 1800 2000

Ishihara et al. (2001) e Yang (2002)

1400 1600 1800 2000 LD21 LDC24 LD25 LDC26 LD27 0 200 400 600 800 1000 1200 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 VP (m/s) B ν = 0,4 ν = 0,3 ν = 0,2 0 200 400 600 800 1000 1200 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 V_P (m/s) B LD27 LDC28 LDC30 LDC31 LDC32 LDC33 LD34 LDC35 LD36 LDC37 LD39 ν = 0,4 ν = 0,3 ν = 0,2 850 m/s (Kokusho, 2000)

M

ÓDULO DE DEFORMABILIDADE

8691 , 0 55 , 65 3917 , 0 2 = + = R z E Ensaio LD21 Evolução de E em profundidade

C

RITÉRIO DA COMPOSIÇÃO DO MATERIAL

Laboratoire GIENA C_C= 1,21 C_U= 2,15 10 60 D D C_U = 10 60 D D C_U = 4 ,7 6 0 2 ,0 0 0 0 ,8 4 1 0 ,2 5 0 0 ,1 8 0 0 ,1 0 5 0 ,0 7 4 0 10 20 30 40 50 50 60 70 80 90 100 % d e m at er ia l r et id o % d e m at er ia l p as sa d o peneiros ASTM (mm) LabGeo – FEUP C_C = 1,01 C_U = 1,55 60 70 80 90 100 0 10 20 30 40 0,001 0,01 0,1 1 10 % d e m at er ia l r et id o % d e m at er ia l p as sa d o

diâmetro equivalente das partículas (mm)

C

RITÉRIO DA COMPOSIÇÃO DO MATERIAL

10 60 D D C_U = 10 60 D D C_U = 4 ,7 6 0 2 ,0 0 0 0 ,8 4 1 0 ,2 5 0 0 ,1 8 0 0 ,1 0 5 0 ,0 7 4 0 10 20 30 40 50 50 60 70 80 90 100 % d e m at er ia l r et id o % d e m at er ia l p as sa d o peneiros ASTM (mm) Limites de solos que desenvolveram liquefacção

Faixas limite de

distribuição

granulométricas

propostas por

4 ,7 6 0 2 ,0 0 0 0 ,8 4 1 0 ,2 5 0 0 ,1 8 0 0 ,1 0 5 0 ,0 7 4 0 10 20 30 40 50 50 60 70 80 90 100 % d e m at er ia l r et id o % d e m at er ia l p as sa d o peneiros ASTM (mm)

Limites de solos que desenvolveram liquefacção 50 60 70 80 90 100 0 10 20 30 40 50 0,001 0,01 0,1 1 10 % d e m at er ia l r et id o % d e m at er ia l p as sa d o

diâmetro equivalente das partículas (mm)

Limites de solos susceptíveis de desenvolver liquefacção

propostas por

Tsuchida (1970)

50 60 70 80 90 100 0 10 20 30 40 50 0,001 0,01 0,1 1 10 % d e m at er ia l r et id o % d e m at er ia l p as sa d o

diâmetro equivalente das partículas (mm)

Limites de solos susceptíveis de desenvolver liquefacção

A

VALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO NOS

ENSAIOS TRIAXIAIS CÍCLICOS

Solicitação sísmica centrada Solicitação sísmica não centrada

Ensaio σ‘_h0 LDC24 50 LDC26 50 LDC28 100 LDC30 200 Ensaio σ‘_h0 LDC31 50 LDC32 100 LDC33 25 LDC37 200

A

VALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO NOS

ENSAIOS TRIAXIAIS CÍCLICOS

0,4 0,5 0,6       − − +       = _* 1 1 * 1 2 1 1 1 100 _{S S S} S V V V b V a CRR Andrus e Stokoe (2000)

Definida para condições in situ 0 0,1 0,2 0,3 0 50 100 150 200 250 C R R VS1(m/s)   −  100 V_S1 V_S1 V_S1 in situ 26 sismos Mais de 70 locais de medição Liquefacção Não Liquefacção

A

VALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO NOS

ENSAIOS TRIAXIAIS CÍCLICOS

0,4 0,5 0,6         − − +       × = _* 1 1 * 1 2 1 1 1 100 9 , 0 1 S S S S tx V V V b V a CRR Seed et al. (1975) 0 0,1 0,2 0,3 0 50 100 150 200 250 C R Rtx VS1(m/s) Liquefacção Não liquefacção

A

VALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO NOS

ENSAIOS TRIAXIAIS CÍCLICOS

σ

d(kPa) σ'h0(kPa) σ'v0(kPa)

p' = σ_’ m (kPa) CSRtx VS (m/s) K0 VS1 (m/s) LDC24 36 50 99 66 0,2680 161,11 0,51 161,47 LDC26 15 48 98 65 0,1175 166,16 0,49 167,05 LDC28 25 99 199 132 0,0940 182,53 0,50 153,70 LDC30 54 199 398 265 0,1022 244,81 0,50 173,37 LDC31 16 50 99 63 0,1285 165,99 0,55 169,91 LDC32 33 99 198 127 0,1301 194,68 0,54 167,66 LDC33 8 22 47 29 0,1455 120,76 0,52 149,27 LDC37 65 199 406 257 0,1267 233,62 0,53 168,01

A

VALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO NOS

ENSAIOS TRIAXIAIS CÍCLICOS

A

VALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO NOS

ENSAIOS TRIAXIAIS CÍCLICOS

Ensaio V_S1(m/s) Nº de ciclos CSR_tx LDC24 161,47 1 0,2680 LDC26 167,05 10 0,1175 LDC28 153,70 6 0,0940 LDC28 153,70 6 0,0940 LDC30 173,37 15 0,1022 LDC31 169,91 147 0,1285 LDC32 167,67 ∞ _0,1301 LDC33 149,37 110 0,1455 LDC37 168,05 ∞ _0,1267

A

VALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À LIQUEFACÇÃO NOS

ENSAIOS TRIAXIAIS CÍCLICOS

0,40 0,50 0,60

25 kPa 50 kPa 100 kPa 200 kPa

0,40 0,50 0,60

Liquefaz Não liquefaz

Nº de ciclos para liquefazer: 15 a 20 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0 50 100 150 200 250 C SR tx e C R Rtx VS1(m/s) 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 1 10 100 1000 log (Nº de ciclos) 15 a 20

N

OTAS SOBRE OS ESTUDOS CÍCLICOS

A areia são sensíveis, tanto quanto uniforme e quanto têm grãos

relativamente arredondados

Cumpre um dos critérios físicos que baseia a avaliação da

susceptibilidade à liquefacção

A partir da definição da linha normalmente consolidada e a linha

dos estados críticos é possível avaliar o comportamento do solo em

dos estados críticos é possível avaliar o comportamento do solo em

estudo

A relação de Andrus e Stokoe (2000) que relaciona a acção

sísmica e a velocidade das ondas S normalizada não é suficiente

para avaliar a susceptibilidade à liquefacção em ensaios triaxiais

cíclicos

É preciso ter em conta o número de ciclos que a amostra sofre

até liquefazer

L

IQUEFACÇÃO

M

ONOTÓNICA E

/

OU

C

ÍCLICA

A

VALIAÇÃO EM

L

ABORATÓRIO

(T

RIAXIAL

)

E

I

N

S

ITU

(SPT, CPT, DMT, V

S

-CH)

Definição de susceptibilidade

(tipo de solo, compacidade e tensor de tensões)

A SEQUÊNCIA do processo de

avaliação

de RISCO é:

1.Avaliação da susceptibilidade de liquefação cíclica;

2.Avaliação “dísparo” (despoletação) daquela;

3.Avaliação das deformações pós-sismo.

FLUXOGRAMA

PARA AVALIAÇÃO

DE LIQUEFACÇÃO

EM SOLOS

EM SOLOS

(ROBERSTSON

AND WRIDE, 1998)

AVALIAÇÃO DO “DESENCADEAMENTO EMINENTE” DA LIQUEFACÇÃO CÍCLICA

EM MATERIAIS ARENOSOS OU ARENO-SILTOSOS (POUCO FINOS, CS)

Razão de resistência cíclica (CRR) a partir do CPT em areias limpas ou com

muito poucos finos (Robertson & Wride, 1998)

Se 50 ≤ (qc1N)cs ≤ 160

Válidas para:

• Areias Holocénicas,

limpas (cs)

• depósitos horiziontais

• depósitos horiziontais

ou taludes suaves

• Magnitude de sismos:

M = 7.5

• Profundidades de 1 a

15 m (85%, prof.s <10m)

• registos para CPTs em

zonas que liquefizeram.

LIQUEFACÇÃO CÍCLICA EM MATERIAIS ARENOSOS COM FINOS

Robertson & Wride (1998) sugerem que se estime uma resistência à penetração equivalente para areias limpas (“cs”) de, (q_c1N)_cs

(q_c1N)_cs = K_c (q_c1N)

em que K_c é um factor correctivo que é função das características granulométrica

(finos) e plasticidade, sugerindo-se o recurso ao índice:

I_c = [(3.47 − logQ)2 _{+ (log F + 1.22)}2_]0.5 Com n v a a v t p p q Q _            ₋ = 0 2 2 0 ' σσσσ σσσσ Em que: Em que:

n = expoente de tensão (este valor pode ser tomado, por facilidade, 0,5 para areias e

1,0 para argilas…) *;

F = f_s/[(q_c - σ_vo)] x 100% razão de fricção normalizada (em %);

f_s = resist. unitária lateral do CPT;

σ_vo e σ'_vo são as tensões total e efectiva de repouso;

P_a = pressão de referência nas mesmas unidades de σ'_vo (P_a = 100 kPa,σ'_vo em kPa);

P_a2 = pressão de referência nas mesmas unidades de σ_vo (P_a2 = 0.1 MPa, q_c e σ_vo,MPa).

* Em rigor este valor segue um processo iterativo e pode ser estimado por:

LIQUEFACÇÃO CÍCLICA EM MATERIAIS ARENOSOS COM FINOS

Na Figura seguinte apresentam-se os limites (contornos) das zonas “típicas” de comportamento geomecânico, ou seja, “grandes zonas de comportamentos afins”.

LIQUEFACÇÃO CÍCLICA EM MATERIAIS ARENOSOS COM FINOS

A recomendação para relacionar Ic e Kc: Kc = 1.0, Ic ≤ 1.64

Kc = - 0.403 Ic4+ 5.581 Ic3– 21.63 Ic2 + 33.75 Ic – 17.88, Ic > 1.64

O que é um muito bom princípio de parametrização, pois integra factores como

“plasticidadade, conteúdo de finos, mineralogia, sensibilidade, idade geológica e

história de tensões (OCR)

Flow chart - cyclic resistance ratio a partir doCPT (Robertson & Wride, 1998)

continua…

O factor de seg. em relação à liquefação: _MSF

CRR CSR 5 . 7 56 . 2

174

M

MSF

=

Com

LIQUEFACÇÃO CÍCLICA EM MATERIAIS ARENOSOS COM

FINOS

A recomendação para relacionar Ic e Kc:

Kc = 1.0, Ic ≤ 1.64

Kc = - 0.403 Ic4+ 5.581 Ic3– 21.63 Ic2 + 33.75 Ic – 17.88, Ic > 1.64

O

que é um muito bom princípio de parametrização, pois integra

factores como “plasticidadade, conteúdo de finos, mineralogia,

factores como “plasticidadade, conteúdo de finos, mineralogia,

sensibilidade, idade geológica e história de tensões (OCR)

Flow chart

cyclic resistance ratio a partir do CPT (Robertson &

Wride

, 1998)

O factor de seg. em relação à liquefação: MSF CRR CSR 5 . 7 56 . 2

174

M

MSF

=

Com

q c : Resistência de ponta, f _s : resistência lateral

σvo , σv o ’ : tensão vertical total e efectiva in-situ

U nid.s: em kPa

expoente de tensão inicial: n = 1.0 e calcular Q, F, and I c

se I c <= 1.64, n = 0.5

se 1.64 < I c < 3.30, n = ( I c –1.64)*0.3 + 0.5

se I c >= 3.30, n = 1.0

Calcular n iterativam ente até, ∆ n < 0.01

se σv o ’ > 300 kPa, então n = 1.0 para todos solos

Robertson and Wride (1998)

n vo n C _       = ' 100 σ n vo c C q Q = − ⋅ 100 ) ( σ , 1 00 ) ( − ⋅ = vo c s q f F σ

[

2 2

]

) log 22 . 1 ( ) log 4 7 . 3 ( Q F I_c = − + +

se I c _{< = 1.64, K} c = 1 .0 se 1.64 < I c < 2.60 , K c = -0.403 I c 4 + 5.581 I c 3 – 21.63 I c 2 + 33 .75 I c – 1 7.88

se I c > = 2.60, avalia r c om outr o c ritéri o; prov avelm/não

n on- liqu efiáv el if F > 1 % MA S ,s e1.64 < I c < 2 .3 6 e F < 0.5%,tom ar K c = 1.0 Q K qc N )cs = c ⋅ ( 1

Robertson and Wride (1998)

08 . 0 100 0 ) ( 93 3 1 5 . 7  +      ⋅ = qc N cs C RR , if 50 < = (q c1N ) cs < 1 60 05 . 0 1000 ) ( 8 33 . 0 1 5 . 7  +      ⋅ = qc N cs CR R , if (q c1N ) cs < 5 0

MATERIAIS ARGILOSOS

Os solos finos, com argila, de natureza coesiva, desenvolvem baixos excessos de pressões neutras se sujeitos as cargas cíclicas não drenadas, particularmente quando comparados com as areias. ASSIM, nos solos argilosos NÃO se anulam as tensões efectivas – logo não há liquefação cíclica, com grandes deformações de “colapso”…

Para Boulanger e Idriss (2004), a Cyclic Resistance Ratio (CRR) para solos argilos é controlada pela RESISTÊNCIA NÃO-DRENADA e, por sua vez, pelo OCR!

CONTUDO, quando o Cyclic Stress Ratio (CSR) é grande em relação ao ratio da desistência não drenada em argilas, podem ocorrer grandes deformações (“CYCLIC FAILURE”).

e

controlada pela RESISTÊNCIA NÃO-DRENADA e, por sua vez, pelo OCR!

Recomendaram as seguintes expressões para CRR_M=7,5 (sismo de magn. de 7,5) em depósitos naturais de argilas:

CRR_M=7.5 = 0.8 (s_u/σ’_vc) K_α CRRM_=7.5 = 0.18 (OCR)0.8 Kα

Em que:

– su/σ’vcé o ratio da resistência não-drenada para a direcção apropriada de

carregamento,

– Kα é o factor de correcção parater em conta a tensão de corte estática. Para

estruturas bem dimensionadas, onde o o factorr de segurança para gcarregamentos estáticos é grande, Kα é geralmente próximo de 0,9.

Em carregamentos sísmicos, onde CSR<0,6, a rotura cíclica só

se pode dar para solos normalmente consolidadaddos ou para

ligeiramente sobreconsolidados (OCR<4).

MATERIAIS ARGILOSOS

A determinação de CRR pode seguir uma das vias:

A determinação de CRR pode seguir uma das vias:

–

utilização de métodos empíricos;

–

Medir s

u

usando ensaios in-situ;

–

Medir CRR em amostras de grande qualidade com ensaios

MATERIAIS ARGILOSOS

O ensaio CPT, porém, pode ser usado e tem a a vantagem de dar um bom perfil das características (OCR e, portanto, CRR) em profundidade. Na figura apresentam-se contornos de CRR_M=7.5 (para K_α= 1.0), na região das argilas:

Zone A1:

Liquefação cíclica provável dependendo do tamanho e duração da carag cíclica Zone A2:

Liquefação cíclica e perda de resistência prováveis dependendo do

Robertson & Wride (R&W), 1998

prováveis dependendo do

carregamento e da geometria do terreno

Zone B:

Liquefação cíclica e perda de resistência pós-sismo improváveis, verficar rotura cíclica

Zone C:

Liquefação cíclica e perda de resistência possível dependendo da plasticidade do solo, fragilidade/sensitividade,

deformação até ao pico da resist~encia não drenada e geometria do terreno

MATERIAIS ARGILOSOS

Para projectos de baixo risco, o

CRRM=7,5 para avaliação de rotura

cíclica em solos argilosos pode ser estimado a partir do CPT (ver figura).

Na figura apresenta-se os limites, para CRR_{M = 7,5} na região de solos arenosos. Se este mesmo método é usado na região de solos argilosos (em que Ic > 2,6) os valores estimados de CRR_{M = 7,5} são

muito conservativos (menores do

que o derivado do OCR em argilas !...).

estimado a partir do CPT (ver figura). Para projectos de risco médio, devem também ser realizados ensaios de corte relativo (FVT) para deter correlações específicas com o CPT.

Para projectos de alto risco, deverão ser ensaiadas amostras indeformadas de alta qualidade retiradas em locais bem identificados pelos logs do CPT.

AVALIAÇÃO DE DEFORMAÇÕES PÓS-SISMOS

(ASSENTAMENTOS VERTICAIS)

Para projectos de baixo a médio risco e para estimativa preliminar em projectos de alto risco, os assentamentos pós-sismo podem ser estimados usando métodos empíricos de avaliação de deformações volumétricas (ex: Zhang et al., 2002).

Zhang, G., Robertson. P.K., Brachman, R., 2002,

Estimating Liquefaction Induced Ground Settlements from the CPT, Canadian Geotechnical Journal, 39: pp1168-1180

O método de Zhang et al. (2002) baseia-se nos resultados do CPT e fornece um perfil vertical das deformações volumétricas em profundidade e acompanhando o registo do CPT.

Este método é geralmente conservativo porque toma os valores mínimos do CPT em zonas de transição e fronteira, que não representem o valor médio dos assentamentos.

É preciso, portanto, algum “juízo de engenheiro”...

Em projectos de grande risco, aconselha-se o estudo da colapsibilidade volumétrica em estudos e amostras indeformadas.

AS CARGAS DINÂMICAS OU TRANSITÓRIAS

INDUTORAS DE DEFORMAÇÕES

As cargas dinâmicas transitórias induzem rearranjos

interparticulares e inerentes assentamentos, que podem

ser substanciais em alguns solos, como os incoerentes.

A maior parte das cargas deste tipo são causadas por

A maior parte das cargas deste tipo são causadas por

tráfego em pavimentos.

As forças dinâmicas de uma roda ou cilindro em trânsito

sobre

um

pavimento

conduzem

a

combinações

de

deformações distorcionais e de compressão volumétrica,

cuja consequência é tratada de forma semi-empírica, como

as soluções que se discutem agora.

A.

GRANDEZA DO ASSENTAMENTO

A grandeza do assentamento depende da compacidade

inicial do solo, da espessura do estrato compressível e da

deformação distorcional máxima induzida ao solo. Nos solos

não coesivos com índices de compacidade (I

_D

) superiores a

75% não são de esperar assentamentos significativos, embora

cargas dinâmicas muito intensas possam mesmo em solos

muito densos induzir assentamentos de 1 a 2% da espessura

do estrato.

B.

CAUSAS DE ASSENTAMENTOS DIFERENCIAIS

A causa principal de assentamentos diferenciais significativos

resulta de compactação de areias soltas devido a cargas

dinâmicas. Em algumas circunstâncias também cargas de

maquinaria pode resultar em assentamentos significativos.

C. PREVISÃO DE CÁLCULO DE ASSENTAMENTOS

DEVIDOS A CARGAS DINÂMICAS

Os erros associados às metodologias de estimativa de

assentamentos são elevados (podem atingir 50% ou mais).

Assim, estas aproximações de 1ª ordem devem ser calibradas

com experiência comparável.

D.

MINIMIZAÇÃO DOS ASSENTAMENTOS

São

clássicos

os

métodos

de

minimização

dos

assentamentos

de

areias

em

solos

granulares

soltos

susceptíveis de sofrer grandes assentamentos, através da sua

prévia

densificação:

vibro-compactação,

compactação

Assentamentos devidos a sismos

Os sismos induzem aos maciços primordialmente tensões

distorcionais, deformações distorcionais, fruto dos movimentos

de ondas de corte que se propagam desde a crusta à superfície

do terreno.

Estes movimentos induzem inicialmente assentamentos em

camadas e sequencialmente nas mais superficiais. Por serem

camadas e sequencialmente nas mais superficiais. Por serem

assentamentos aleatoriamente distribuídos são indutores de

fortes assentamentos diferenciais em estruturas com evidentes

danos.

Estes movimentos desenvolvem-se tanto em solos secos

como saturados, aqui podendo advir situações muito danosas

como o da liquefação.

Os movimentos do maciço sujeito às ondas sísmicas são

multidireccionais, no entanto, as medições são geralmente feitas

num sistema de eixos ortogonais, com 2 eixos horizontais e um

vertical.

A componente vertical destes movimentos é geralmente

menos significativa – em geral responsável por menos do que

Assentamentos devidos a sismos

menos significativa – em geral responsável por menos do que

25% do assentamento – embora possa ser atendida.

São clássicos os métodos de minimização dos assentamentos

de areias em solos granulares soltos susceptíveis de sofrer

grandes assentamentos, através da sua prévia densificação:

vibro-compactação, compactação dinâmica, etc..

Esta metodologia é aplicável a areias secas ou a areias

A. PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA

AREIAS

Assentamentos devidos a sismos

Esta metodologia é aplicável a areias secas ou a areias

saturadas em início de liquefacção e usa os dados de

ensaios SPT em profundidade, as tensões geostáticas

efectiva e total e uma estimativa da aceleração horizontal

máxima da superfície do maciço a partir de registos

sísmicos locais.

1º)

Regista os valores de NSPT, discretizando o maciço

(σ0 =σv0) (σ0′ =σv′0)

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

1. Areias saturadas que iniciam o processo de liquefacção

adapt. da ASCE (1994): TECH. ENG. DESIGN GUIDES – US ARMY CORPS ENG., N.º9

1º)

Regista os valores de NSPT, discretizando o maciço

em sub-camadas com valores homogéneos de NSPT.

2º)

Normaliza os registos para o N

₆₀

.

3º)

Estima os valores das tensões geostáticas (verticais,

resultantes dos pesos volúmicos e espessuras das camadas

superiores) em tensões totais

(

σ₀ =σ_v0

)

e efectivas .

(

σ₀′ =σ_v′₀

)

4º)

Avaliar o índice de compacidade a partir das

propostas reconhecidas da bibliografia. O documento da ASCE

sugere o uso do ábaco de Gibbs e Holtz (Figura 17 – em tsf e ft)

que se formaliza pela expressão para solos sobreconsolidados:

(σ0 =σv0) (σ0′ =σv′0)

21 N

D

I = = ⋅ j

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

1. Areias saturadas que iniciam o processo de liquefacção

Sendo (Japão) e a tensão efectiva. Para

em

solos normalmente consolidados, recorre-se a:

com

em tsf;

- coeficiente de uniformidade

7 0 21 0 , D I_{D r} + ′ ⋅ = =

σ

72 N N _j = σ₀′ D_r

( )

I_D

(

)

[

₂

]

1 2 0 50 736 1600 222 75 0 7 11 _u / D r I , , N c D = = + ⋅ + − σ′ − 0 σ′ c_u = D₆₀ / D₁₀

(σ0 =σv0) (σ0′ =σv′0)

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

1. Areias saturadas que iniciam o processo de liquefacção

Correlações entre a compacidade relativa e o nº de pancadas no ensaio SPT (Gibbs e Holtz)

5º) Determina-se o factor correctivo para avaliação do parâmetro

6º) Calcula-se a razão de tensão distorcional cíclica que causa

o início da liquefação para um sismo de magnitude n:

(σ0 =σv0) (σ0′ =σv′0)

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

1. Areias saturadas que iniciam o processo de liquefacção

n

c

( )

N1 60 = cn ⋅ N60 max av r a , ⋅ ⋅ ⋅ =     0 65 0 σ τ 0 σrd

sendo = tensão de corte cíclica média induzida por esse sismo;

e = tensões geostáticas; = máxima aceleração horizontal da

superfície; g = aceleração de gravidade; = factor de redução (Liao e

Whitmann, 1986): d max n av r g a , ⋅ ′ ⋅ ⋅ =       ′ ₀0 0 65 0 σ σ σ τ av

τ

0 σ′ 0 σ amax d

r

       >>>> <<<< <<<< −−−− <<<< <<<< −−−− <<<< −−−− ==== m 30 z 5 . 0 m 30 z m 0 . 23 z 008 . 0 744 . 0 m 0 . 23 z m 15 . 9 z 0267 . 0 174 . 1 m 15 . 9 z z 00765 . 0 0 . 1 r_d

7º) Converter τ ou para um sismo equivalente de magnitude n = 7,5:

sendo dado pelos valores que se esquematizam a seguir:

(σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0) σrd

( )

σ0′ m n av , av ⋅ _r       ′ =       ′ _{7 5 0} 0 σ τ σ τ m

r

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

1. Areias saturadas que iniciam o processo de liquefacção

(*) número de ciclos correspondente, para

τ

_max, do presente sismo

Magnitude do sismo n Número de ciclos representativos para 0,65 τ_max (*) r_m

8,5 26 0,89

7,5 15 1,00

6,75 10 1,13

6,00 5 1,32

8º) Calcular as deformações volumétricas em percentagem após a liquefação a partir da figura, usando valores calculados de

(σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0)

σrd

( )

ε

c

( )

N1 ₆₀

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

1. Areias saturadas que iniciam o processo de liquefacção

usando valores calculados de e de

( )

N1 ₆₀

(

τ

av

/

σ

v

′

0

)

₇,₅ 0 / _v av σ τ ′

Relação proposta entre o ratio de tensão cíclica , o valor de (N₁)₆₀ e a deformação volumétrica em areias limpas saturadas, para sismos de M = 7,5

9º) Calcular o assentamento induzido pelo sismo a partir da expressão: (σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0) σrd

∑

⋅

=

n cj

h

s

ε

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

1. Areias saturadas que iniciam o processo de liquefacção

em que = espessura de cada subcamada considerada em (1º).

∑

=

⋅

=

j j cj e

h

s

1

100

j

h

Exemplo de aplicação do mét. Robertson & Wride

I_c> 2.6: zona NÃO liquefiável (argilosa)

Ábaco simplificado de

avalição de

assentamento

pós-liquefacção

Zhang, Robertson & Brachman (2002)

Sendo calculado o coeficiente de segurança em relação à

liquefacção, recorre-se ao valor da resistência de ponta normalizada do CPT (q_c1N)_CS e

( )

∑

=

=

n i i i v

z

S

1

∆∆∆∆

εεεε

normalizada do CPT (q_c1N)_CS e

calcula-se FS tpara calcular a deformação volumétrica para

cada camada ε_vi, e obter a

compressão de cada camada pela esxpressão:

Exemplo dos resultados de um cálculo de assentamento ao longo

de um perfil com sensilibilidade à liquefacção

Para estas condições o procedimento é equivalente até à

determinação de (I_D) e . Em seguida deve-se fazer as

seguintes alterações a partir do 7º passo:

7º) avaliar a tensão efectiva média ou octaédrica para

cada sub-camada (ex: ,se ); é

(σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0) σrd r D

( )

N1 ₆₀

( )

σm′

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

2. Areias Secas, NÃO SATURADAS

cada sub-camada (ex: ,se ); é

assumido como a tensão média efectiva de uma areia seca.

8º) Estima-se o valor de . O documento da ASCE

sugere a expressão:

(

1 2 0

)

3 σ0 065σ0 σ′_m = + K × ′ ≅ , ′ K₀ ≅ 0,47

⋅

σ

_m

′

0

G

(

Gmax

)

( )

[

]

1 3

[ ]

1 2 60 1

10

/ _m / max

N

G

=

⋅

σ

′

9º) Determina-se a deformação efectiva de corte cíclico a partir da seguinte expressão:

Sendo, (σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0) σrd max d max max eff eff

G

g

r

a

,

G

G

⋅

⋅

⋅

⋅

=

⋅

0

65

σ

0

γ

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

2. Areias Secas, NÃO SATURADAS

Sendo,

= o módulo de distorção efectivo relativo à distorção induzida pelo sismo;

= aceleração máxima horizontal à superfície; = tensão geostática (vertical) total;

g = aceleração da gravidade;

= factor de redução (ver acima).

eff G max a d r

9º) Determina-se a deformação efectiva de corte cíclico a partir da seguinte expressão:

(σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0) σrd max d max max eff eff

G

g

r

a

,

G

G

⋅

⋅

⋅

⋅

=

⋅

0

65

σ

0

γ

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

2. Areias Secas, NÃO SATURADAS

Sendo,

= o módulo de distorção efectivo relativo à distorção induzida pelo sismo;

= aceleração máxima horizontal à superfície; = tensão

geostática (vertical) total;

g = aceleração da gravidade;

= factor de redução (ver acima).

eff G max a d r

10º) Avaliar da figura seguinte, usando a partir do passo (9º) e do passo (7º). (σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0) σrd eff γ eff max eff / G G ⋅γ m σ′

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

2. Areias Secas, NÃO SATURADAS

passo (7º).

Ábaco para determinação de deformações induzidas em depósitos arenosos

11º) Estimar a deformação volumétrica a partir da figura

seguinte usando e . Este valor de deformação volumétrica

é relativo a um sismo de referência com a magnitude de 7,5 (n = 7,5). (σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0) σrd 5 7, , c ε r D

( )

N_{r 60}

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

2. Areias Secas, NÃO SATURADAS

Relação entre o ratio da deformação volumétrica e o número de ciclos (magnitudes dos sismos) para areias secas

12º) Transformar o valor de para o valor de deformação volumétrica esperada para um sismo de magnitude n a partir de:

(σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0) σrd 5 7, , c ε

( )

εc,n

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

2. Areias Secas, NÃO SATURADAS

Relação entre a deformação εεεε volumétrica εεεεc e a deformação de corte cíclica γγγγc, para um sismo de magnitude M=7,5

13º) Multiplicar por 2 para considerar o efeito

multidireccional do sismo no assentamento e avaliar o

assentamento total previsível associado ao sismo através do somatório das parcelas das várias sub-camadas:

(σ0 =σv0) (σ00′ =σv′0) σrd n , c ε

PROPOSTA DE METODOLOGIA SIMPLIFICADA PARA AREIAS - ASCE

2. Areias Secas, NÃO SATURADAS

∑

=

⋅

=

n j j n , c e

h

S

1

100

2

ε

DEFORMAÇÕES

(MOVIMENTOS) LATERAIS

Para projectos de risco baixo a médio e avaliações preliminares de risco elevado os deslocamentos (deslizamentos) laterais induzidos são estimados por métodos

empíricos (ex: Youd et al., 2002 e Zhang et al., 2004). Este último tem a vantagem de se basear no CPT e também é conservatório – mesmas razões acima apontadas.

Youd, T.L et al. (2002) Liquefaction Resistance of Soils:

Summary Report from the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF

Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils,

Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils,

ASCE, Journal of Geotechnical & Geoenvironmental Engineering,

Vol. 127, October, pp 817-833

O juízo de engenheiro é importante, particularmente se há zonas de transição (…). Em geral, assume-se que uma camada liquefiável localizada a uma profundidade superior a duas vezes a profundidade da face livre tem pouca influência

deslizamentos laterais.

Quando as deformações laterais avaliadas pelos métodos simplificados empíricos são grandes (> 30% de def.s distorcionais) deve-se avaliar a susceptibilidade do solo para perda de resistência (deslizamentos de talude …).