Geotécnia Aplicada a Rejeitos de Mineração - Pósgraduação

PÓSGRADUAÇÃO EM ENGENHARIA GEOTÉCNICA IEC PUC MINAS Professor João Paulo de Sousa Silva GEOTECNIA APLICADA A REJEITOS DE MINERAÇÃO Disciplina Engenheiro Civil UFOP2005 Mestre em Geotecnia USP2014 Doutor em Geotecnia UnB2022 18 anos de experiência em geotecnia aplicada a mineração em projetos no Brasil América do Sul e África Engenheiro Geotécnico na Vale SA desde 2011 João Paulo de Sousa Silva 31 971781262 silva81jpsgmailcom CONTATOS PROFESSOR 2 CONTEÚDO PROGRAMÁTICO 8 AULAS 1 Visão sistêmica de uma unidade de mineração Processos de geração de rejeitos Tipos e características dos rejeitos 2 Métodos de disposição de rejeitos em polpa bombeada espessados e filtrados 3 Sistemas de disposição de rejeitos construção operação manutenção e desativação 4 Comportamento geotécnico de rejeitos 5 Dimensionamento geotécnico de sistemas de disposição de rejeitos barragens empilhamento drenado pilhas etc 6 Segurança de sistemas de disposição de rejeitos legislação e normas aplicáveis principais causas de rupturas e métodos de análise de riscos de ruptura 7 Plano de segurança de barragens de mineração e plano de ações emergenciais 8 Projeto de desativação e Prova Final 3 AULA 4 BIBLIOGRAFIA Andrew Schofield and Peter Wroth 1968 Critical State Soil Mechanics httpwwwcivengcamacukgeotechnewpublicationsschofieldwroth1968pdf Mike Jefferies 2021 On the fundamental nature of the state parameter httpswwwicevirtuallibrarycomdoifull101680jgeot20P228 Mike Jefferies Ken Been 2015 Soil Liquefaction A Critical State Approach Second Edition Joao Paulo de Sousa Silva Luís Fernando Ribeiro Michael Jefferies 2021 Influence of compaction on smallstrain shear modulus of iron ore tailings httpswwwicevirtuallibrarycomdoifull101680jgeen2100036 Dawn Shuttle PhD MICE PEng Michael Jefferies Peng 2016 Determining silt state from CPTu httpswwwicevirtuallibrarycomdoifull101680jgere1600008 4 COMPORTAMENTO GEOTÉCNICO DE REJEITOS Why soil behaves as it does 5 Fonte Vick 1990 ORGANIZAÇÃO DOS ENSAIOS DE LABORATÓRIO ENSAIOS DA MECÂNICA DOS SOLOS HÁ 100 ANOS 7 tvh sv Drenagem Dificuldade em manter a amostra confinada em uma membrana Ainda mais difícil é medir a poro pressão Medese apenas parte das tensões planestrain sv sh tvh s2 ENSAIOS DA MECÂNICA DOS SOLOS MODERNOS 1940 em diante Medidas Axial load Axial deformation Radial stress sr Pore pressure Volume change Componentes sa ea ev Desenvolvido por Casagrande na tentativa de superar algumas das sérias desvantagens do ensaio de cisalhamento direto Vantagens Versatilidade Controle satisfatório da drenagem Não há rotação das tensões principais como ocorre no ensaio de cisalhamento direto Plano de falha não é imposto ENSAIO TRIAXIAL Preparação 10 ENSAIO TRIAXIAL O corpo de prova CP deve em primeiro lugar ser preparado a partir de uma amostra de solo antes da disposição na célula triaxial Para solos coesos isso pode envolver talhar o CP não perturbado extraindose de tubos Shelby ou cortados de amostras de bloco Para solos não coesivos pode exigir preparação diretamente no pedestal usando um molde Observe que a perturbação do CP deve ser a menor possível durante a preparação Saturação 11 ENSAIO TRIAXIAL O processo de saturação visa garantir que todos os vazios dentro da amostra sejam preenchidos com água Isso pode ser alcançado aplicandose vácuo parcial ao CP para extrair ar da água e das linhas dos transdutores e de drenagem Em seguida há aumento linear das pressões da célula e da contra pressão Figura 6 Para obter a saturação total as seguintes etapas são cruciais Uso de água sem ar solubilizado Aumento da contrapressão para forçar o ar a solubilizar em água Figura 6 Specimen saturation by increasing back pressure Parâmetro B 12 ENSAIO TRIAXIAL A fim de se analisar o grau de saturação do CP é realizado o teste de verificação B onde se determina o valor B de Skempton Para isso a drenagem da amostra deve ser fechada enquanto a pressão da célula é aumentada em aproximadamente 50kPa B 095 é normalmente usado para confirmar a saturação completa Note no entanto que B é dependente do solo Por isso enquanto uma argila macia normalmente consolidada produzirá B 100 em saturação total uma areia muito densa ou argila dura pode só alcançar B 091 mesmo que a saturação total tenha sido alcançada Bcheck para confirmar a saturação da amostra Adensamento 13 ENSAIO TRIAXIAL A fase de adensamento é utilizada para levar a amostra ao estado de tensão efetiva especificada para o cisalhamento É tipicamente conduzida pelo aumento da pressão confinante mantendose uma contra pressão constante muitas vezes igual à pressão alcançada na saturação final Bcheck Este processo persiste até que a mudança de volume ΔV da amostra não seja mais significativa e pelo menos 95 do excesso de poros pressão tenha se dissipado Consolidation of test specimen Cisalhamento 14 ENSAIO TRIAXIAL O solo é cisalhado aplicandose à amostra uma taxa constante de deformação axial εa Esta taxa juntamente com a condição de drenagem da amostra depende do tipo de ensaio triaxial que está sendo realizado Tipo Taxa de deformação axial Drenagem UU Normalmente um ensaio mais rápido atingindo critério de falha em 5 a 15 minutos Fechada sem medir o excesso poro pressão CU Lento o suficiente para permitir a equalização adequada do excesso de poro pressão Fechada registrando a poro pressão no ensaio CD Lento o suficiente para resultar em uma variação de pressão porosa insignificante Aberta registrando ΔV e manteando a contra pressão constante Generalised specimen response during shear for a normally consolidated clay left cohesive specimen postshear showing failure plane right ENSAIO TRIAXIAL Há três tipos de ensaio triaxial 1 UU ou Q Não consolidado e não drenado 2 CU ou R Consolidado e não drenado 3 CD ou S Consolidado drenado Compressão não confinada UC Engenharia Civil Texas Tech University s30 s1 Compressão Uniaxial ENSAIO TRIAXIAL UU ou Q Também é chamado de ensaio rápido o ensaio UU simula a resistência de curto prazo ao cisalhamento de solos coesivos ENSAIO TRIAXIAL CU ou R O carregamento não começa até que a amostra pare de drenar ou adensar obtemos ce u Tensões Efetivas cTT Tensões Totais ENSAIO TRIAXIAL CD ou S Também chamado de ensaio lento ele simula a resistência ao cisalhamento de longo prazo para solos coesivos Pode levar até 2 semanas Engenharia Civil Texas Tech University Resultados de Ensaios e Cálculos 𝜀 𝛥𝑙 𝑙0 𝐴𝑐 𝐴0 1 𝜀 𝜎 𝑃 𝐴 ENSAIO TRIAXIAL Engenharia Civil Texas Tech University Determinando s1 s 2700 pf 𝜎1 𝛥𝜎 𝜎3 𝜎1 2700 1000 3700psf Engenharia Civil Texas Tech University Círculos de Mohr s3 1000 pf s1 3700 pf s t s1 3700 psf s3 1000 pf Engenharia Civil Texas Tech University Ensaio Triaxial em Areia Figuras 45 psi 30 psi 15 psi sc sb su ma A Mecânica dos Solos Clássica frequentemente caracteriza o comportamento dos solos por meio de ensaios in situ eou ensaios de laboratório que buscam em condições particulares compreender as condições reais de campo Contudo essa abordagem em alguns casos tem se mostrado insuficiente e limitada para compreensão do comportamento de determinadas classes de materiais Enquanto se reconhece que os resíduos de mineração podem ocorrer em um largo espectro de materiais e condições há uma crescente propensão nos meios técnicos e científicos a buscar modelos constitutivos que permitam a análise de seu desempenho MODELOS CONSTITUTIVOS COMPORTAMENTO DOS SOLOS 24 Fonte Vick 1990 Propriedades físicas de rejeitos de minério de ferro Parameters S1 total S2 Flot Specific gravity Gs 305 297 Gravel 000 000 Coarse sand 027 007 Medium sand 004 034 Fine sand 4748 6625 Silt 4726 3041 Clay 495 293 wL PI Non plastic Non plastic ASTMUSCS Classification ML SM Maximum void ratio emax 128 099 Minimum void ratio emin 036 036 Optimum water content at standard effort wopt 1150 1430 Maximum dry density at standard effort gdmax kNm3 1930 1806 Optimum water content at modified effort wopt 1000 1482 Maximum dry density at modified effort gdmax kNm3 2020 1762 S1 Rejeito total S2 Rejeito de Flotação Explicação cinemática da dilatação de Reynolds 1885 Os solos são compostos por partículas que podem ser facilmente vistas como no caso das areias mas requerem um microscópio para os solos mais finos Taylor 1948 ao considerar a idealização de solos de Reynolds 1885 concluiu que os solos tendem a mudar de volume à medida que se deformam como ilustrado nas figuras ao lado A coesão aparente e atrito respectivamente c e φ são os parâmetros mais comumente utilizados para descrever a resistência dos solos A coesão é obviamente fictícia pois não há ligações entre as partículas do solo TENSÃO E DEFORMAÇÃO EM SOLOS Fig 2 Resistencia dos solos em função a variação de volume em ensaios de cisalhamento direto after Bishop 1950 Bishop 1950 formalizou a ideia de Taylor na Fig 2 Encontrase em TaylorBishop a noção implícita que todo trabalho é dissipado pelo incremento de deformação distorcional O modelo pode ser generalizado com a proposta de Nova 1982 sendo apresentado da seguinte forma 𝜼𝒎𝒂𝒙 𝑴 𝟏 𝑵 𝑫𝒎𝒊𝒏 𝑬𝒒 𝟎𝟏 N é o coeficiente de incremento do trabalho não dissipado pela deformação 𝑫𝒎𝒊𝒏 é a dilatância máxima e η é a razão entre a tensão desviadora e a tensão octaédrica O modelo original TaylorBispo é recuperado se N 0 η Μ corresponde ao Estado Crítico TENSÃO E DEFORMAÇÃO EM SOLOS A Fig3 é o resumo de Casagrande sobre ensaios de cisalhamento direto da barragem Franklin Falls O índice de vazios final que é comum a todas as condições iniciais foi identificado como o crítico ec O estado implica em duas condições 1 deformação com índice de vazios constante 𝑫 ሶ𝜺𝒗 ሶ𝜺𝒒 𝟎 e 2 que pode continuar se deformando indefinidamente 𝒅𝑫 ሶ𝜺𝒒 𝟎 A abordagem cinemática traz a ideia de que o diagrama de Casagrande deve ser lido da maneira inversa Contudo na barragem de Fort Peck descobriuse que o índice de vazio crítico depende da tensão confinante efetiva Middlebrooks 1942 Linha de Estado Crítico CSL 𝒆𝒄 𝜞 𝝀 𝐥𝐧 𝒑 𝑬𝒒 𝟎𝟐 Schofield Wroth 1968 Fig 3 Origem e significado do índice de vazio crítico Casagrande 1936 e 1975 ESTADO CRÍTICO A ideia permite postular os dois axiomas da MSEC Axioma 1 Há apenas uma CSL para cada solo Axioma 2 Os solos evoluem para a sua CSL com o incremento da deformação distorcional O Axioma 2 explicitamente representa que ψ 𝟎 quando 𝜺𝒒 Definese o parâmetro de estado ψ como 𝝍 𝒆 𝒆𝒄 𝑬𝒒 𝟎𝟑 Been Jefferies 1985 Ressaltase que no diagrama de estado não há conceito de rendimento plasticidade Fig 4 Diagrama de estado de ensaios triaxiais Jefferies Shuttle and Been 2016 ESTADO CRÍTICO Fig 5 Estadodilatação de solos em compressão triaxial drenada Jefferies 2021 Para se entender a resistência de pico drenada do solo devese considerar as condições de tensão máxima Sabemos que a resistência máxima corresponde à dilatação máxima Nesse ponto não há incrementos de tensão elástica Assim o axioma 2 tem o seu corolário 𝑫𝒎𝒊𝒏 𝝌 𝝍𝑫𝒎𝒊𝒏 𝑬𝒒 𝟎𝟒 Been Jefferies 1985 O parâmetro de estado controla a dilatância não a resistência A resistência é obtida ao se substituir a dilatância na equação 1 a qual segue abaixo 𝜼𝒎𝒂𝒙 𝑴 𝜽 𝟏 𝟏 𝑵 𝝌 𝝍𝑫𝒎𝒊𝒏 𝑴𝒕𝒄 𝑬𝒒 𝟎𝟓 Been Jefferies 1986 onde 𝜂𝑚𝑎𝑥 é a resistência limitante do solo a superfície Hvorslev 𝜃 é o ângulo Lode caracterizando a proporção de tensão principal intermediário e 𝑀𝑡𝑐 N X são as propriedades do solo medidas na compressão triaxial χ constante material 𝜓𝐷𝑚𝑖𝑛 parâmetro de estado em 𝐷𝑚𝑖𝑛 DILATÂNCIA Fig 6 Behaviour of dense soil ψ0 02 Mtc 13 in drained triaxial compression and also illustrating key historical contributions Jefferies 2021 A equação 5 é uma lei de estadodilatação e não explica o papel de ψ em 𝜼 𝜼𝒎𝒂𝒙 A função de dissipação é a chave para a compreensão segunda lei da termodinâmica Considerando o trabalho conjugado dos invariantes tensão na MSEC o trabalho incremental no solo é dado por δ𝑊 𝑞 δ𝑞 𝑝δ𝑣 𝑬𝒒 𝟎𝟔 Schofield Wroth 1968 introduziram esses conceitos à Mecânica do Solo e sua abordagem pode ser expressa como 𝛀 𝒅𝑾𝒑 𝒑 𝒅𝜺𝒒 𝒑 𝜼 𝑫𝒑 𝑬𝒒 𝟎7 Jefferies Been 2006 onde 𝛀 é a razão de dissipação de trabalho plástico 𝒅𝑾𝒑 normalizado adimensional O ESTADO CONTROLANDO O COMPORTAMENTO DO SOLO Os solos são meios particulados e seu comportamento pode ser compreendido com o auxílio de algumas propriedades intrínsecas como Tensãodilatação M N Estado crítico G l10 Estadodilatação C Não há nenhum modelo constitutivo envolvido nesses parâmetros Com algum julgamento não é difícil obter esses parâmetros O ensaio triaxial é a referência para determinação das propriedades mecânicas dos solos Demanda ensaios drenados e não drenados Demanda ensaios fofos e densos COMPORTAMENTO DOS SOLOS 31 Fonte Vick 1990 Modelos CamClay Original NorSand 2002 Superfície de escoamento yield surface 𝜂 Μ 1 ln 𝑝 𝑝𝑐 𝜂 Μ𝑖 1 ln 𝑝 𝑝𝑖 Lei de endurecimento ሶ𝑝𝑐 𝑝𝑐 1 𝑒 ሶ𝜀𝑣 𝑝 𝜆 𝜅 ሶ𝑝𝑖 𝑝𝑖 𝐻 𝑒 1𝜂 Μ ሶ𝑝𝑖 𝑝 𝑚𝑎𝑥 ሶ𝑝𝑖 𝑝 ሶ𝜀𝑞 𝑝 Lei tensãodilatância 𝐷𝑃 Μ 𝜂 𝐷 Μ𝑖 𝜂 Elasticidade 𝐼𝑟 𝐺 𝑝 Modelo CamClay Original Modelo NorSand MODELOS CSSM OCC VS NORSAND COMPORTAMENTO GEOTÉCNICO DE REJEITOS 33 Fonte Vick 1990 O comportamento dos solos é sempre determinado pelas tensões efetivas O comportamento drenado ocorre mais rapidamente em areias O comportamento dos solos foi entendido principalmente a partir das areias O efeito do índice de vazios foi melhor compreendido em argilas onde é mais fácil a mensuração do índice de vazios pela umidade A concepção moderna dos solos combina a compreensão de areias e argilas O tamanho do grão não importa Todos os solos são partículas Hoje já é possível determinar o índice de vazios conforme ensaiado de forma precisa em areias A elasticidade é essencial para compreender como a resistência e a rigidez não drenados se desenvolvem No caso dos solos é muito útil separar o comportamento em aspectos de distorção e deformação volumétrica módulo cisalhante G e módulo volumétrico K 𝑉𝑠 𝐺 𝜌 𝛼 ത𝜎𝑚 𝑘𝑃𝑎 𝛽 𝐺𝑚𝑎𝑥 𝑀𝑃𝑎 𝐴 𝐵 𝑒 2 1 𝑒 ത𝜎𝑚 𝜎𝑟𝑒𝑓 05 𝐺𝑚𝑎𝑥 𝐴 𝜎𝑟𝑒𝑓 1 𝑒 𝑒𝑚𝑖𝑛 ത𝜎𝑚 𝜎𝑟𝑒𝑓 𝑚 Hardin and Richart 1963 Jefferies and Been 2000 Correlações empíricas ELASTICIDADE Ensaios realizados 1 Densidade dos grãos 2 análise granulométrica 3 índice de vazios máximo e mínimo 4 áreas superficiais 5 ensaios químicos 6 granulometria 7 limites de Atterberg 8 compactação Proctor Normal 9 adensamento 10 condutividade hidráulica 11 ensaios de Bender Elements 12 ensaio dinâmico Coluna Ressonante 13 compressão triaxial drenada tipo CID 14 compressão triaxial não drenada tipo CIU 1 a 8 9 a 12 13 e 14 13 Fluxograma Modelar o comportamento de rejeitos de mineração por meio da Mecânica dos Solos dos Estados Críticos METODOLOGIA Sigla Material U Lamas ou rejeitos Ultrafinos F Rejeitos granulares ou de flotação T Rejeitos totais Sigla Local de coleta IT1 Usina 1 IT2 Usina 2 ITP Usina P B21 Mistura ou blend de rejeitos ESB Depósito de rejeitos AMOSTRAGEM REJEITOS ESTUDADOS Caracterização Correlação entre o teor de ferro e a densidade dos grãos para os rejeitos estudados Curvas de compactação Proctor Normal para os rejeitos estudados Distribuição granulométrica de rejeitos de minério de ferro Módulo Cisalhante ensaios BE y 48371x02728 R² 09846 0 100 200 300 400 0 200 400 600 800 Shearwave velocity ms Mean effective stress kPa a FT Flotation tailings loose FTP1 FTP3 FTP2 y 70634x02311 R² 09736 0 100 200 300 400 0 200 400 600 800 Shearwave velocity ms Mean effective stress kPa b FT Flotation tailings dense FTP1 FTP2 FTP3 y 45662x03118 R² 09898 0 100 200 300 400 0 200 400 600 800 Shearwave velocity ms Mean effective stress kPa c SL Slimes tailings loose SLP3 y 41955x03135 R² 09983 0 100 200 300 400 0 200 400 600 800 1000 Shearwave velocity ms Mean effective stress kPa d SL Slimes tailings dense SLP3 y 39184x03394 R² 0909 0 100 200 300 400 0 200 400 600 800 Shearwave velocity ms Mean effective stress kPa e BL Blended tailings loose BL1P3 BL2P3 BL3P3 y 5909x02891 R² 09709 0 100 200 300 400 0 200 400 600 800 Shearwave velocity ms Mean effective stress kPa f BL Blended tailings dense BL1P3 BL2P3 BL3P3 Variação de Vs em função da tensão confinante e da compacidade de três tipos de rejeitos Tailings b 090 036 loga ms R² 082 n 14 0 01 02 03 04 05 06 5 50 500 FT BL SL a Data from the literature b New tailings data Soils data from the literature Jointed rocks data from the literature Tailings New data Cha et al 2014 Silva et al 2022 𝑉𝑠 𝐺 𝜌 𝛼 ത𝜎𝑚 𝑘𝑃𝑎 𝛽 y 09958x R² 0975 A18b388 0 100 200 300 400 0 100 200 300 400 Predicted Gmax MPa Measured Gmax MPa d Blended Tailings Original Hardin Richart 1963 equation Dense BL1P3 Dense BL3P3 Dense BL2P3 Loose BL1P3 Loose BL3P3 Loose BL2P3 y 09565x R² 0936 A0004b207 0 100 200 300 400 0 100 200 300 400 Predicted Gmax MPa Measured Gmax MPa c Slimes Original Hardin Richart 1963 equation Dense SLP3 Loose SLP3 y 09985x R² 0977 A69b742 0 100 200 300 400 0 100 200 300 400 Predicted Gmax MPa Measured Gmax MPa b Flotation Tailings Original Hardin Richart 1963 equation Loose FTP3 Loose FTP2 Loose FTP1 Dense FTP3 Dense FTP2 Dense FTP1 y 08572x R² 0837 A69b217 0 100 200 300 400 0 100 200 300 400 Predicted Gmax MPa Measured Gmax MPa a All Tailings Original Hardin Richart 1963 equation Loose Flotation Loose Slimes Loose Blended Dense Flotation Dense Slimes Dense Blended 𝐺𝑚𝑎𝑥 𝑀𝑃𝑎 𝐴 𝐵 𝑒 2 1 𝑒 ത𝜎𝑚 𝜎𝑟𝑒𝑓 05 Comparação entre Gmax medido e predito pela Equação Hardin and Richart 1963 Estado Crítico e Dilatância G l M N 07 05 03 01 020 015 010 005 000 005 Dilatancy at peak load Dmin State parameter ψ at Dmin 12 14 16 18 20 08 06 04 02 00 Stress ratio at peak strength η Dilatancy at peak strength Dmin Mtc135 1Ntc 080 05 06 07 08 09 10 11 12 1 10 100 1000 Void ratio e Mean effective stress p kPa CSL loglinear CSL power End of test no volume change End of test dilating End of test contracting Start of test BL21 Typical range Comment CSL Γ 128 0914 Altitude of CSL defined at 1 kPa λ10 019 003015 Slope of CSL defined on base 10 CSLa 113 Parameter for curved CSL analogous to Γ CSLb 023 Parameter for curved CSL analogous to λ CSLc 027 Parameter for curved CSL analogous to an exponent of the stress level Plasticity Mtc 135 1215 Critical friction ratio with triaxial compression as a reference condition Ntc 020 0205 Volumetric coupling parameter χ tc 345 2545 Relates minimum dilatancy to corresponding with triaxial as a reference condition H na 50500 Plastic hardening modulus for loading H0 85 Often equal to f HΨ 850 H H0H Elasticity G 39 and 70 Shear modulus Gexp 06 and 053 Soil property 02 adopted 0103 Poissons ratio NorSand typical range for sands Jefferies et al 2015 Calibração NorSand H0 Hy G m Modelagem NorSand VBA Ensaios existentes Triaxiais drenados em amostras fofas 0 500 1000 1500 0 5 10 15 Deviator stress q kPa Axial strain e1 0 500 1000 1500 0 500 1000 1500 Deviator stress q kPa Mean effective stress p kPa 0 1 2 3 4 5 6 0 5 10 15 Volumetric strain ev Axial strain e1 0 100 200 300 400 0 5 10 15 Deviator stress q kPa Axial strain e1 0 100 200 300 400 0 100 200 300 400 500 600 700 Deviator stress q kPa Mean effective stress p kPa Modelagem NorSand VBA Ensaios existentes Triaxiais não drenados em amostras fofas 0 500 1000 1500 0 5 10 15 Deviator stress q kPa Axial strain e1 0 500 1000 1500 0 500 1000 1500 Deviator stress q kPa Mean effective stress p kPa 5 4 3 2 1 0 1 0 5 10 15 Volumetric strain ev Axial strain e1 Modelagem NorSand VBA Ensaios existentes Triaxiais drenados em amostras Densas Modelagem NorSand Bandas de Cisalhamento Amostra Fofa Foto do CP após o cisalhamento Amostra Densa Foto do CP após o cisalhamento Amostra Fofa Modelo do CP após o cisalhamento Amostra Densa Modelo do CP após o cisalhamento Modelagem NorSand VBA e Flac Extrapolação Ensaios Triaxiais Índice de vazios inicial Tensão octaédrica inicial Parâmetro de Estado Inicial Linha de instabilidade Razão de resistência de pico Razão de resistência de residual e0 p0 ψ0 nIL sup0 srp0 08825 100 00175 1372 089 0889 200 00298 1355 045 045 400 00869 1025 038 0252 800 01557 0732 027 0174 1600 02387 0566 015 0135 2000 02689 0566 012 0117 Simulação numérica NorSand Variação das razões de resistência não drenadas de Pico e Residual com a variação do Parâmetro de Estado Simulação de Ensaios triaxiais Variação das tensões confinantes Modelagem NorSand VBA e Flac Extrapolação Ensaios DSS Simulação de ensaios DSS Variação das tensões confinante Modelagem NorSand VBA e Flac Extrapolação Ensaios CSS Simulação de ensaios CSS Parâmetro de Estado inicial ψ0 de 01 e Fator de annealing Zpsr de 20 CSR de 10 Simulação de ensaios CSS Parâmetro de Estado inicial ψ0 de 014 e Fator de annealing Zpsr de 20 CSR de 10 0 02 04 06 08 1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Excess Pore Pressure ratio u sv0 Number of Cycles N ψ0 010 Z 10 ψ0 010 Z 20 ψ0 014 Z 10 ψ0 014 Z 20 Modelagem NorSand VBA e Flac Extrapolação Ensaios CSS Simulação de ensaios CSS Razão de geração de poropressão em função do número de ciclos de carregamento CSR de 10 CSL Critical State Locus Determinar com ensaios drenados e não drenados em amostras fofas Voltando aos problemas práticos Importância de se conhecer com precisão o índice de vazios