Cpt - Cone Penetration Test (fctuc)

Mestrado

Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica Projecto Assistido por Ensaios I

CPT – Cone Penetration Test

Carlos Rodrigues

2 cm/s

fs u2 qc 8

Penetration Tests (CPT)

fs = atrito lateral

u2= poro-pressão

u b −u 0 Bq = qT −σ vo

Razão de atrito = fs/qT

qT = resistência de ponta

ENSAIOS CPT – Cone Penetration Test O ensaio CPT consiste da cravação estática de uma ponteira cónica (de ângulo apical de 60º) com secção transversal normalmente de 10 cm2, (ou 15 cm2), a velocidade constante (20 ± 5 mm/s), medindose a força necessária à referida cravação, que compreende duas parcelas de resistência, uma de ponta e outra relativa ao atrito lateral. CONE MECÂNICO – A cravação da ponteira cónica faz-se à custa de uma transmissão mecânica por meio de varas cuja força é medida à superfície;

CONE ELÉCTRICO – O dispositivo integra células de carga instrumentadas internamente, que permitem medir os esforços necessários à cravação da ponteira cónica. O PIEZOCONE dispõe ainda de uma célula de carga que permite a monitorização das poro-pressões que se desenvolvem durante a cravação.

Exemplo do CPTU FCTUC/DEC

MEDIDAS DE ENSAIO – o equipamento permite efectuar leituras a cada 2 cm de penetração, da carga de ponta, atrito lateral na manga, poropressão desenvolvida, inclinação e profundidade. SISTEMA DE ANCORAGEM – consta de duas hastes telescópicas com comprimento máximo de 1.8 m, que se ligam superiormente a uma cabeça de rotação capaz de aplicar um torque de 500 kgm e inferiormente a um trado helicoidal de 300 mm. DISPOSITIVO DE CRAVAÇÃO – consta de dois êmbolos hidráulicos cilíndricos com capacidade de extensão máxima de 2.05 m e deslocamento ajustável desde 0 a 20 cm/s. O sistema tem uma capacidade de exercer pressão de 220 kN na cravação e de 300 kN no arranque. MOTORIZAÇÃO – O equipamento de ensaio encontra-se ligado a um sistema motorizado de 36 Hp, auto-propelido de 6×6 de locomoção pneumática.

Cone Penetrómetro

ƒ ƒ ƒ ƒ ƒ

Ponteiras de aço, electrónicas com ângulo apical 60° Procedimento: ASTM D 5778 Cravação hidráulica a 20 mm/s Sem furação, S/ amostragem, S/ Cuttings Leituras contínuas: Tensão, Atrito, Poro-pressão

Cone Trucks / CPT

Veículos com capacidade de 25t, que reagem por peso próprio. Dispõem de cabine o que permite a execução do ensaio em quaisquer condições meteorológicas

Veículos com capacidade de 20t, que reagem a partir de trados de ancoragem

• Detecção de camadas de natureza granular entre camadas argilosas. • Identificação do tipo de solo pela medição de ∆u e qc. • Avaliação de uestática. • Avaliação “in situ” das características de consolidação.

PIEZOCONE u3

u2 u1

As medições básicas no ensaio CPTU : • Força axial necessária à penetração do cone de secção nominal de 10 cm2 a velocidade constante no terreno – (Fc); • Força axial gerada pela adesão ou fricção actuante na manga de atrito com área circunferencial de 150 cm2 – (Fs); • Poro-pressão desenvolvida durante a cravação – (u).

As leituras destas três grandezas (Fc, Fs, u) normalmente são tratadas de modo a calcular os seguintes parâmetros: Resistência de ponta – qc = Fc/Ac , (Ac = 10 cm2, área da secção do cone); Atrito lateral – fs = Fs/As , (As = 150 cm2, área circunferencial da manga); Razão de atrito – Rf = fs/qc (em %).

A a= n Ac An Ag

Ac

u2

qt = qc + u2(1 – a)

∆u Bq = qt − σ v0

Resistência à penetração qc (MPa)

O efeito da desigualdade de área é representado por a, que é aproximadamente igual ao quociente entre a área da secção da célula de carga (An) e a área da secção nominal do cone (Ac) 100

1-a

80 60 40 20 0 0

20

40

60

80

Pressão aplicada à agua (MPa)

100

u3

u3

Ast

a=

Área da superfície lateral, normalmente 15 cm2

d2 D2

q t = qc + u 2 (1 − a ) u A − u 3 A st ft = fs − 2 sb As

Asb

u2

d

u2

D As

Área da secção da ponteira cónica, normalmente 10cm2 uponta

uponta

Equipamentos com multi-instrumentação Piezocone com triplo-elemento (Fugro) Piezocone com triplo-elemento de medição do atrito lateral (Frost & DeJong, 2001)

Hastes MÓDULO DE RESISTIVIDADE

Eletrodos Isolante

RCPTu

Perfil CPT qt (MPa)

Depth (meters)

0

fs ub qt

20

40

u b (kPa)

fs (kPa) 60

0

500

1000

-200

0

0

0

4

4

4

8

8

8

12

12

12

16

16

16

20

20

20

24

24

24

28

28

28

0

200 400 600 800

Seismic Piezocone Test, SCPTu Obtenção de 4 medições independentes com a profundidade: ‰ Resistência de ponta, qt ‰ Poro-pressão na cravação, u ‰ Atrito lateral, fs ‰ Tempo de chegada da onda de corte descendente, ts

Vs fs u2 u1

60o

qc

d t

d v= t

Fonte sísmica Para a determinação da velocidade de propagação da onda de corte (Vs) é necessário predispor de uma apropriada fonte do sinal sísmico a qual deve preferencialmente gerar ondas de corte de elevada amplitude, com pouca ou nenhuma componente compressiva.

Trave de madeira (150 x 25 x 25 cm); Placa metálica trigger (25x25x 2,5 cm); Carga normal proporcionada pelo truck; Massa de impacto 18 kg.

Downhole Shear Wave Velocity

‰ Sistema de ancoragem ‰ Fonte automatizada ‰ Onda Polarizada ‰ Downhole Vs

Downhole Shear Waves Left Strike

0.08 0.06 Amplitude

0.04 0.02

Right Strike

0 -0.02 0

50

100

150

CROSSOVER Method

200 Time (ms)

-0.04 -0.06 -0.08

0.08 0.06

Shear Wave at 8.15 m

Amplitude

0.04 0.02

Shear Wave at 9.20 m

0 -0.02 0

50

100

150

200 Time (ms)

-0.04

CROSSCORRELATION

-0.06 -0.08 500 500 400 400 300 300 200 200 100 100 0 0 -100 -5 -100-200 -200 -200 -300 -300 -400 -400

Maximum crosscorrelation at ∆t = 6.75 ms Shear wave velocity = 155 m/s -150

0 -100

-50

5

0

10 50

100

15 150

200

20

Time shift (ms)

fs (kPa)

qt (MPa)

Depth (m)

0

10

20

0

100

200

U2, U0 (kPa) 300

-100

400

900

Vs (m/s) 0

1400

0

0

0

0

4

4

4

4

8

8

8

8

12

12

12

12

16

16

16

16

20

20

20

20

24

24

24

24

28

28

28

28

32

32

32

32

36

36

36

36

400

800

Aplicações dos resultados dos ensaios CPT/CPTU (Lunne et al., 1997) Parâmetro de estado inicial

Tipo de solo

γ.Dr

Argilas

3–4

Areias

2–3

ψ 2

K0

OCR

4–5

2–3

4–5

4–5

Resistência St

Deformabilidade

Percolação

cu

φ

E, G

M

G0

k

Ch

1–2

3–4

4–5

4–5

4–5

2–4

2–3

2

2–4

2–4

2–3

Grau de confiança: 1- elevado; 2- elevado a moderado; 3- moderado; 4- moderado a reduzido; 5- reduzido.

Aplicações dos resultados dos ensaios CPT/CPTU Classificação ML CL - CH

Resistência de ponta, qc (MPa)

% finos grão solos grosseiros

IL

K0

Solos finos e grosseiros não coesivos solos finos coesivos e Solos finos coesivos e não coesivos 0 Areias meta-estáveis Lodos Argilas sensíveis

Resistência de ponta; qc (MPa)

SM e SP

Areias Siltes arenosos

Argilas siltosas e siltes

Argilas siltosas e siltes argilosos Argilas

Lodos

Razão de atrito; Rf (%) Razão de atrito, Rf (%)

Carta de classificação Douglas e Olsen (1981)

Carta de classificação de Robertson e Campanella (1983)

Carta tridimensional de classificação proposta por Robertson (1990)

ZONA 1 2 3 4 5

COMPORTAMENTO DO SOLO solo fino sensível material orgânico - lodos argila a argila siltosa misturas de silte: argila siltosa a silte argiloso misturas de areia: silte arenoso a areia siltosa

Resistência de ponta normalizada

q − σ v0 Qt = t σ' v 0

ZONA

COMPORTAMENTO DO SOLO

6 7 8 9 *

Areias: areias limpas a silte arenoso areia com cascalho a areia areias muito densas a areias argilosas * solos finos duros * (sobreconsolidado ou cimentado)

Razão de atrito normalizada

Fr =

fs × 100% qt − σ v0

Coeficiente de poro-pressão,

Bq =

∆u qt − σ v0

(σ’v0 = σv0 - u0) (∆u = u2 - u0)

Parâmetros Geotécnicos em Solos Coesivos Lunne et al. (1989)

História das tensões

Mayne (1991)

⎡ ⎛ qt − u 2 ⎞⎤ 1 ⎜⎜ ⎟⎟ ⎥ OCR = 2 ⎢ ⎣ 1.95M + 1 ⎝ σ' v 0 ⎠ ⎦

Chen e Mayne (1996)

OCR = 0.305 (qt – σv0) / σ’v0 OCR = 0.53 (qt – u2) / σ’v0 σ’p = 0,65(qt – σv0) (Ip)-0,23

1.33

10000

Fissured

1000

100

Intact Clays: σp' = (qt-σvo)/3 10 100

1000

Net Cone Stress,

}

Preconsolidation Stress,

σp'

(kPa)

Tensão de Pré-consolidação (CPT eléctrico)

qt

qt-σvo

(kPa)

10000

10000

Fissur ed Fissur ed Fissured Fissur ed

Preconsolidation Stress,

σp'

(kPa)

Tensão de Pré-consolidação (Piezocone)

1000

u1 100

Intact Clays: σp' = (u1-uo)/2 10 10

100

Excess Porewater Pressure,

1000

∆u1

10000

(kPa)

Estado de tensão in situ

⎛ qt − σ v0 ⎞ ⎟⎟ K 0 = 0,1⎜⎜ ⎝ σ' v 0 ⎠

Kulhawy e Mayne (1990) Massod e Micthel (1993)

Resistência ao corte não-drenada 1) Abordagem empírica - Método de equilíbrio limite

Nkt =

(qc − σ v0 ) Cu

cu =

(qc − σ v0 ) Nk

Nkt = factor empírico; 10 < Nkt < 20 O valor de Nkt deve ser obtido antes da realização do ensaio CPTu através de calibração. Por exemplo a partir da execução conjugada de 1 ensaio CPTu e 1 ensaio Vane (fornece o valor de Cu de referência), numa zona representativa do maciço. Conhecendo o valor de Nkt é possível extrapolar o valor para as áreas adjacentes. Nk

Situação a aplicar

Referência

17

Argilas sobreconsolidadas fissuradas Argilas normalmente consolidadas

Kjekstad et al. (1978) Kleven (1981)

11 – 19 (méd=15)

2) Abordagem Numérica - Método da trajectória das deformações (Baligh, 1986; Houlsby , 1988)

I ⎞ ⎛ Nkt = Ns ⎜ 1,25 + r ⎟ + 2,4αf − αs − 1,8∆ 2000 ⎠ ⎝

Ns = 4/3[1+ln(Ir)] = pressão limite de cavidade Ir = G/Cu = índice de rigidez (normalmente 50
Solução teórica qc = NcCu + σ0

Resistance Resistancefactor factor T-bar T-bar&&Ball Ball(Randolph, (Randolph,2004) 2004)

qt = NktCu + σv0

Correlações para avaliar Nkt

Nkt e IR Teh (1987) Nkt e Bq Lunne et al. (1985)

Nkt e Ip ; Aas et al. (1986)

MÓDULO DE DEFORMABILIDADE Módulo de deformabilidade unidimensional M = δσ’v0/δε M = [2.3(1+e)σ’v]/Cc M = αm qc M = 1/mv qc<0.7 MPa 0.72.0 MPa

3<αm<8 2<αm<5 1<αm<2.5

Argilas de baixa plasticidade (CL)

qc>2.0 MPa qc<2.0 MPa

3<αm<6 1<αm<3

Siltes de baixa plasticidade (ML)

qc<2.0 MPa

2<αm<6

Siltes e argilas muito plásticos (MH, CH)

qc<1.2 MPa

2<αm<8

Siltes orgânicos (OL)

1.5<αm<4 1<αm<1.5 0.4<αm<15

Lodos e argilas orgânicas (Pt, OH)

qc<0.7 MPa 50<w<100 100<w<200 w>200

Módulo de deformabilidade não-drenado (Eu) Metodologia: avaliar cu e estimar Eu Eu = n cu Duncan e Buchignani (1976)

Módulo de Distorsão (Go) – Solos argilosos Mayne & Rix (1993) G0 = 406qc0,695 e0-1.130, (kPa) Anisotropia ao nível das pequenas deformações

Tanaka et al. (1994) G0 = 50(qt - σv0) , (kPa)

Powell & Butcher, 2004

Leroueil & Hight, 2003

G0 é dependente do sentido da polarização e do sentido da propagação

Existe forte correlação entre qt e Ghh, dada a forte dependência de qt de σ’h0. O mesmo não se verifica com Gvh.

Equivalent Elastic Modulus

Equivalent Modulus with Strain Level

G = f (σ’v, e0, OCR, Sr(%), Gran, Estr χ, tº)

Ensaios de dissipação da poro-pressão após a interrupção da penetração do Piezocone

∆u

u2

T* =

ch t R 2 Ir

Factor de evolução da consolidação

Log Time

Coeficiente de consolidação, Ch Torstensson (1977) sugere que o coeficiente de consolidação deve ser interpretado para um grau de dissipação de 50 % pela seguinte expressão

T ch = 50 r02 t 50 • T50 factor tempo avaliado pela solução teórica; • t50 valor do tempo correspondente a 50 % da dissipação completa; • r0 raio do penetrómetro.

Poro-pressão (kPa)

250 200 150 U50

100 50

Poro-pressão hidroestática = 30 kPa

t 50

0 100

1000 Tempo (s)

10000

COEFICIENTE DE CONSOLIDAÇÃO Houlsby e Teh (1988)

T* =

1) Calcular a diferença entre a poro-pressão no início da dissipação (ui) e a poropressão hidroestática (u0);

T*R 2 I r ; ch = 2 t R Ir ch t

R = raio do piezocone; t = tempo de dissipação (definido para 50%); I r = índice de rigidez (G/cu); G = módulo de distorção.

2) Calcular a percentagem de dissipação U50%=(ui-u0)/2 e, a partir da curva experimental determinar o tempo real para ocorrer 50 % da dissipação (t50);

FACTOR TEMPO T* (1-u) %

Poro-pressão (kPa)

250

20 30 40 50 60 70 80

200 150 U50

100 50

Poro-pressão hidroestática = 30 kPa

t 50

(posição do filtro) Vértice do cone

Face do cone

Base do cone

0,001 0,006 0,027 0,069 0,154 0,345 0,829

0,014 0,032 0,063 0,118 0,226 0,463 1,040

0,038 0,078 0,142 0,245 0,439 0,804 1,600

0 100

1000 Tempo (s)

10000

3) Obter o valor de T* do Quadro e calcular ch através da equação.

Ensaios de Dissipação Normalized Excess Pore Pressures

1.0 0.9

Strain Path

0.8

Approx. Curve

0.7 0.6

U = 50%

0.5 0.4

u1

T*50(u1) = 0.118 0.3 0.2 0.1 0.0 0.001

0.01

0.1

1

Modified Time Factor, T*

10

100

Ensaios de Dissipação Normalized Excess Pore Pressures

1.0 0.9

Strain Path

0.8

Approx. Curve

0.7 0.6

U = 50%

0.5

u2

0.4

T*50(u2) = 0.245

0.3 0.2 0.1 0.0

0.001

0.01

0.1

1

Modified Time Factor, T*

10

100

Ensaios de Dissipação

(T50 *) a ch = t50 Quando T50*

2

IR

= 0.118 para o Tipo 1

u2

= 0.245 para o Tipe 2 a = raio do cone = 1.78 cm para o cone de 10 cm2 = 2.20 cm para o cone de 15 cm2 IR = G/su = Índice de Rigidez; 50 < Ir < 600

u1

A precisão da avaliação de Ch depende da admissão correcta do valor de Ir, o qual por sua vez depende de G, [G=f(γ,ε)]

Champlain Site, Canada Leroueil et al (1992)

1. A Klab avaliada em pequenas amostras em laboratório subestima o valor Kcampo , em particular em maciços estratificados; 2. Imprecisão dos modelos constitutivos e das condições fronteira adoptados para a interpretação dos ensaios in situ; 3. Os aspectos bi ou tri-dimensionais das condições in situ e da anisotropia de K são desprezados na interpretação dos problemas de campo.

Parâmetros Geotécnicos em Solos Granulares a) A resposta drenada prevalece no carregamento monotonico devido ao seu elevado valor de K; sob solicitações dinâmica o valor de K pode não ser suficiente para impedir o desenvolvimento de excessos de pwp; b) Os valores de e0 e de p’0 influenciam o comportamento dos vários tipos de solos granulares; O declive de F(e) mostra a influência que o valor de e desempenha na rigidez (G0).

Jamiolkowski et al., (1991)

c) No caso das areias limpas, a rigidez inicial não é afectada pela velocidade de aplicação da solicitação nem pela história das tensões d) A dilatância é um parâmetro fundamental na descrição dos solos granulares; 2 ⎛ π φ' ⎞ ⎛ dε ⎞ σ'1 ⎜ 1 − v ⎟ Rowe, (1962) = tg +

σ' 3

⎜ ⎝4

⎟ 2 ⎠ ⎜⎝

dε1 ⎟⎠

e) O comportamento dos solos granulares é fortemente controlado pelo parâmetro de estado ψ Been Been&&Jefferies, Jefferies,1985 1985

⎛ p' ⎞ ⎟−Γ ψ = e + λ ln ⎜ ⎜ p' ⎟ ⎝ 1⎠

(Konrad, (Konrad,1998) 1998)

Rigidez nos Solos Granulares O correcto conhecimento das relações tensão-deformação dos solos necessita duma avaliação correcta da rigidez ao nível das pequenas deformações bem como a curva da degradação da rigidez com a deformação.

Schnaid, Schnaid, 2005 2005

G 0 = 280 3 qcσ' v pa G 0 = 110 3 qcσ' v pa

Ensaios em Câmara de Calibração

Schnaid Schnaid&&Yu Yu(2005) (2005)

Jamiolkowski Jamiolkowskiet etal, al,1992 1992

⎛ (2.17 − eo ) 2 Go = 100 * S ⎜⎜ ⎝ 1 + eo

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

Ensaios em Câmara de Calibração

after afterHuang Huang&&Hsu Hsu(2004) (2004)

Módulo de deformabilidade

Módulo de distorção G0 / qc

E’s/qc

Areias OC

(Fuso ≈ média ± média/2)

Areias NC (antigas)

Areias siliciosas não cimentadas

Areias NC (recentes)

Resistência de ponta normalizada, qc1

Baldi et al. (1989)

qc / (σ’v0)

Rix e Stokoe, (1992)

Resistência ao corte nos Solos Granulares

(Lancellota, 1985)

Tensão vertical “in situ”, σ’v0 (kPa)

Resistência de ponta, qc (MPa)

A avaliação dos parâmetros de resistência ao corte com recurso ao ensaio CPT, faz-se normalmente por duas vias:

a) Por análises baseadas na teoria da capacidade de carga ou em teorias da expansão da cavidade (cilíndrica ou esférica)

b) Por análises baseadas em ensaios desenvolvidos em câmara de calibração.

Robertson Robertson && Campanella, Campanella, 1983 1983

Nq = qc / σ' v 0 = fctn(φ' )

Ensaios em câmara de calibração (areias limpas) Para uma dada Dr(%), qc depende fundamentalmente do valor de σ’h0, pelo que este valor tem que ser tomado em consideração na interpretação dos ensaios in situ, e por conseguinte na avaliação de φ’.

⎛ q − σ h0 ⎞ ⎟⎟ = 1.51 + 1.23Dr log10 ⎜⎜ c ⎝ σ'h0 ⎠

φ'p = φ'cv = m[Dr (Q − ln p') − R ] R ≈1 – factor empírico. Q – factor log que depende da resistência à compressão dos grãos; 7
Schnaid Schnaid && Yu, Yu, 2005 2005

SCPT Dado que G0 e qc são controlados pelo e0, p’, 1/mv e estrutura β

⎛ Go ⎛ p ⎞ ψ = α ln⎜⎜ ⎟⎟ + χ ln⎜⎜ ⎝ qc ⎝ pa ⎠ '

⎞ ⎟⎟ ⎠

Para areia NC: α = - 0,520 β = -0,07 χ = 0,180

α, β, χ, parâmetros médios obtidos da câmara de calibração.

Caracterização de solos residuais 16

qc/N (bar/blow/0.3 m)

14

Saprólito da Guarda Porto; silty sand

12 RJ; sandy silty clay 10 RJ; clayey silty sand 8 6 4 2 0 0,001

0,01

0,1

1

Mean grain size, D50 (mm)

10

Schnaid Schnaid et et al al (2004) (2004)

Shear modulus: small strain

G0 = 8003 qcσ v' patm

G0 = 2803 qcσ v' patm G0 = 1103 qcσ v' patm

MÉTODOS SEMI-EMPÍRICOS DE AVALIAR ASSENTAMENTOS Método de Schmertmann

s = ∫02B( 4B ) ε z dz =C1C 2 ∆p

n( 2B;4B )

∑

i =1

Iz ∆z i C 3E z i

C1 – Correcção para a profundidade de colocação da sapata C2 – Correcção do efeito da fluência C 2 = 1 + 0,2 log C3 – Correcção de forma da sapata

C1 = 1 − 0,5

σ' v 0 ∆p

t ; com t = tempo em anos 0,1

Sapata quadrada; C3 = 1.25 Sapata contínua (L/B>10); C3 = 1.75

Iz – Factor de influência da deformação

∆p – pressão líquida na fundação; (p – aσ’v0, mesmas unidades de qc) ∆z – espessura da subcamada E – módulo de deformabilidade equivalente ( E = αqc)

q

B/2 B

3B

4B

Robertson (1991)

∆p σ '2

co nt ín

2B

qu

I zp = 0.5 + 0.1

ua

ta pa a S

=1 B / aL d a r ad B> 10

σ’2

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6

Sa pa ta

Prof. de IZP

σ’1

L/

B

Sapatas circulares ou quadradas

E’ = 2.5 qc

Sapatas contínuas

E’ = 3.5 qc

Para o caso de 110.

s = C1C2∆p

n( 2B;4B )

∑

i =1

B = 2.5 m; γ= 18 kN/m3; q = 300 kPa

Iz ∆z i C 3E z i

D = 2.0 m γsat = 20.5 kN/m3

Cálculos: σ’1 = D*γ = 2*18 = 36 kPa σ’2 = 2*18+2.5(20.5-10)=62.25 kPa ∆p = 300 – 36 = 264 kPa Izp = 0.5+0.1(264/62.25)0.5 = 0.706 C1 = 1- 0.5(36/264) = 0.93 C2 = 1- 0.2log(10* 3anos) = 0.705 Camada

∆zi (m)

Iz

qc (kN/m2)

E = 2.5 qc

Iz* ∆zi / (C3 E); (mm))

1

1

0.3

1867

4667.5

0.0367

2A

1.5

0.55

2800

7000

0.0673

2B

0.5

0.68

2800

7000

0.0278

3

1

0.61

4000

10 000

0.0349

4

1

0.51

6533

16 332.5

0.0208

5

1

0.42

8533

21 332.5

0.0121

6

1

0.33

5600

14 000

0.0135

7

3

0.14

10 133

25 332.5

0.0095

∑ 0.226 (mm)

s = 0.93 * 0.705 * 264 * 0.226 s = 39.1 mm