Olson (2001) propôs uma metodologia para a avaliação da liquefação baseada na utilização de correlações entre as razões de resistência ao cisalhamento, obtidas a partir da retro-análise de 33 casos históricos de ruptura por liquefação, e valores de resistência à penetração corrigida, obtidos de ensaios de campo (SPT e/ou CPT) disponíveis para estes casos históricos.
Com a aplicação desta metodologia é possível avaliar a suscetibilidade à liquefação, o gatilho da liquefação e a estabilidade relativa à ruptura em fluxo por liquefação.
A metodologia de Olson (2001) foi originalmente proposta tanto para a liquefação estática quanto para a liquefação dinâmica. Entretanto, em função do escopo desta dissertação, estão sendo considerados apenas os procedimentos válidos para a avaliação da liquefação estática.
2.7.3.1Avaliação da Suscetibilidade à Liquefação
As Figuras 2.37 e 2.38 apresentam as relações de suscetibilidade à liquefação, existentes na literatura, baseadas em resultados de SPT e CPT, respectivamente.
Também estão plotados nestas figuras, os pares de valores de resistência à penetração e tensão vertical efetiva pré ruptura, disponíveis para os casos históricos estudados por
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Olson (2001). As relações de contorno da suscetibilidade à liquefação, desenvolvidas por Fear & Robertson (1995), englobam praticamente todos os valores médios de (N1)60
(Figura 2.37) e qc1 (Figura 2.38) (Olson, 2001).
As Equações das linhas de contorno propostas por Fear & Roberston (1995) para SPT e CPT estão descritas pelas Equações 2.24 e 2.25, respectivamente (Olson, 2001). Os resultados obtidos destas equações são em kPa.
(
)
[( )
]
4.7863 60 1 4 10 5812 . 9 N contorno vo − × = ′σ
(2.24)(
)
( )
4.7863 1 2 10 1047 . 1 c contorno vo q − × = ′σ
(2.25)Figura 2.37 – Relações entre σ’v0 e (N1)60 existentes na literatura, separando solos
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Estas relações foram propostas para tensões efetivas menores do que 300 kPa, entretanto, Olson (2001) afirma ser razoável uma extrapolação além destes valores. Olson (2001) indica, para o projeto de novas estruturas ou para a avaliação de estruturas existentes, que os dados de (N1)60 e/ou de qc1 sejam plotados versus a tensão vertical
efetiva, em um gráfico contendo as relações propostas por Fear & Robertson (1995). Desta forma, de acordo com este pesquisador, é possível identificar as camadas de solos suscetíveis à liquefação. Com suficientes ensaios de penetração as zonas de suscetibilidade podem ser delineadas em duas ou três dimensões.
Figura 2.38 – Relações entre σ’v0 e qc1 existentes na literatura, separando solos
76 2.7.3.2Análise do Gatilho da Liquefação
Olson (2001) sugere os procedimentos a seguir, para determinar se as tensões cisalhantes estáticas atuantes excedem a resistência ao cisalhamento de pico dos solos suscetíveis à liquefação.
Realizar uma análise de estabilidade de taludes da geometria pré-ruptura para estimar a tensão cisalhante estática atuante (τd) nos solos suscetíveis à liquefação. Um único
valor da resistência ao cisalhamento é assumido para estes solos, e esta resistência ao cisalhamento é modificada até um fator de segurança igual a 1 (um) ser alcançado. As resistências ao cisalhamento não drenadas ou drenadas inteiramente mobilizadas são assinaladas para os solos não suscetíveis a liquefação. A busca da estabilidade de taludes deve considerar tanto uma superfície potencial de ruptura circular como não circular.
Dividir a superfície de ruptura crítica em 10 a 15 segmentos.
Determinar o valor da média ponderada da tensão vertical efetiva, σ’v0(média), ao
longo da superfície de ruptura crítica, pela Equação 2.26, e calcular a razão de tensão cisalhante estática média, τd/σ’v0(média).
( )
∑
∑
= = ′ = ′ n i i i n i vi vo L L 1 1 , média .σ
σ
(2.26)Onde σ’v,i é a tensão vertical efetiva; e Li é o comprimento do segmento i da superfície
de ruptura crítica.
*Estimar a tensão cisalhante sísmica média (τmédia, sismica), aplicada a cada segmento
da superfície de ruptura, usando a Equação 2.27.
( ) M vo sismica C rd g a × × × = média max , média 65 . 0
σ
τ
(2.27)*Este procedimento somente é relevante quando existe uma preocupação com o gatilho dinâmico. Nesta dissertação, cujo escopo abrange apenas a liquefação causada por gatilho estático, não está sendo considerada a parcela de tensão cisalhante causada por evento sísmico.
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Se aplicável, estimar outras tensões cisalhantes (τoutras) atuantes nos segmentos da
superfície de ruptura crítica, usando análises apropriadas.
Determinar o valor de Su(Pico)/σ’v0 usando a resistência à penetração corrigida de
SPT e/ou CPT e as relações apresentadas nas Equações 2.3 e 2.4, ou nas Figuras 2.11 e 2.12, mostradas no item 2.4.2.
De acordo com Olson (2001), o nível de conservadorismo pode ser incorporado usando uma resistência à penetração maior ou menor do que o valor médio, ou selecionando uma razão de resistência de pico maior ou menor do que o valor médio.
Calcular os valores de Su(Pico) e τd, para cada segmento da superfície de ruptura
crítica, multiplicando a razão de resistência de pico e a razão de tensão cisalhante estática pelo σ’v0 de cada segmento, respectivamente.
O potencial para ativar a liquefação em cada segmento pode então ser estimado usando um fator de segurança contra a ativação da liquefação, conforme a Equação 2.28. outros sismico atuante Pico u Gatilho S FS
τ
τ
τ
+ + ≈ , médio ) ( (2.28) Os segmentos com FSGatilho maiores ou iguais a unidade são improváveis de entraremem liquefação. A estes segmentos devem ser assinaladas suas resistências ao cisalhamento de pico para uma análise de estabilidade pós-gatilho. Os segmentos com FSGatilho menores do que a unidade são prováveis de entrarem em liquefação e a
estes devem ser assinaladas as resistências ao cisalhamento liquefeitas para uma análise de estabilidade pós-gatilho.
2.7.3.3Análise da Estabilidade Pós-Gatilho
De acordo com Olson (2001), se a liquefação é iniciada, uma análise de estabilidade da estrutura pós-gatilho (usando a geometria pré-ruptura) deve ser conduzida para determinar se as forças cisalhantes estáticas atuantes são maiores do que a resistência ao cisalhamento disponível (incluindo a resistência ao cisalhamento liquefeita). Esta análise é denominada análise da estabilidade relativa à ruptura em fluxo por liquefação ou simplesmente análise da estabilidade pós-gatilho.
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A razão de resistência liquefeita é estimada pelas Equações 2.10 e 2.11, ou pelas Figuras 2.19 e 2.20, apresentadas no item 2.5.2.5.
Os valores apropriados da resistência ao cisalhamento liquefeita são calculados (usando o valor de σ’v0 para o segmento) e então assinalados para os segmentos da superfície
crítica de ruptura, previstos de entrarem em liquefação na análise do gatilho. Os valores das resistências ao cisalhamento inteiramente mobilizadas drenadas e não drenadas são assinalados para os solos não previstos de entrarem em liquefação. Esta análise deve ser conduzida para todas as superfícies de ruptura potenciais em que a liquefação foi ativada na análise do gatilho.
Olson (2001) afirma que se o fator de segurança, FSFluxo, determinado na análise de
estabilidade pós-gatilho é menor ou igual a 1 (um), a ruptura em fluxo por liquefação é prevista de ocorrer. Entretanto, se o FSFluxo estiver entre 1 (um) e cerca de 1,1, alguma
deformação provavelmente ocorrerá. Neste caso, os segmentos da superfície de ruptura com FSgatilho entre 1 e 1,1 devem ser redefinidos com a resistência ao cisalhamento
liquefeita. Então a análise de estabilidade pós-gatilho deverá ser repetida e um novo fator de segurança determinado. Desta forma são levados em consideração o potencial para a liquefação induzida por deformação e o potencial para a ruptura progressiva da estrutura inteira. Obviamente o FSFluxo mínimo corresponde a uma condição onde todas
as zonas de solos suscetíveis à liquefação são assinaladas com as respectivas resistências ao cisalhamento liquefeitas na análise de estabilidade pós-gatilho. Esta condição pode ser analisada para determinar o pior caso de FSFluxo e para ajudar nos
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