GB Robertson_tradução Diego Gazolli

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No dia 22 de setembro de 2020, o Prof. Dr. Peter Robertson realizou uma palestra online para o canal Geotecnia 
Brasil sobre liquefação estática em barragens de rejeitos. Neste documento está transcrito o conteúdo dessa 
palestra em inglês e traduzido para o português para melhor compreensão e abrangência do conteúdo 
apresentado. 
 
Presidente: Tiago de Jesus Souza 
Coordenador do YouTube: André Esposito Querelli 
Transcrição e tradução: Diego Gazolli Yañez 
 
 
 
Tiago (0:57) 
Hi everyone! Good afternoon. For some people it may be good morning or good 
evening. My name is Tiago Souza. I am a civil geotechnical engineer in the South 
American area, and I am from Brazil. Today we have a very interesting webinar 
with Dr. Peter Robertson. Before his lecture I would like to present Geotecnia 
Brasil for you. 
Tiago (0:57) 
Olá a todos! Boa tarde. Para algumas pessoas pode ser bom dia ou boa noite. 
Meu nome é Tiago Souza. Sou engenheiro civil geotécnico na América do Sul 
e sou brasileiro. Hoje nós temos um webinar muito interessante com o Dr. 
Peter Robertson. Antes da sua palestra, eu gostaria de apresentar o Geotecnia 
Brasil para você. 
https://www.youtube.com/watch?v=hMlTTwsF-Oc
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Slide: Geotecnia Brasil (1:27) 
Geotecnia Brasil is a young voluntary community from Brazil created in May 2019 
to unite geotechnical professional from all over the country, and now Latin 
America, in social media. We have people from Europe, Africa, Asia and I would 
like to thank all the people in the Brazilian Association of Soil Mechanics (ABMS) 
for their support. 
Slide: Geotecnia Brasil (1:27) 
Geotecnia Brasil é uma comunidade voluntária do Brasil criada em maio de 
2019 para unir profissionais geotécnicos de todo o país, e agora da América 
Latina, nas redes sociais. Nós temos pessoas da Europa, África e Ásia eu 
gostaria de agradecer a todos da Associação Brasileira de Mecânica dos Solos 
(ABMS) pelo apoio. 
 
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Tiago e Peter (2:04) 
So, about the lecture today, it is very special to us. Peter Robertson has over 
30 years’ experience as an educator, researcher, consultant. He is from 
England; he is a Civil Engineer and his Master and Doctoral degrees are from 
University of British Columbia. His mentor was Campanella. He has expertise 
in in situ testing of soil, earthquake design of geotechnical structures, soil 
liquefaction and pile design. He was the principal investigator of the Canadian 
Liquefaction Experiments (CANLEX) from 1993 to 2000. Dr. Robertson has 
been a consultant to various industrial clients and insurance companies in 
North America, Asia and Europe, for projects involving liquefaction evaluation, 
stability of on-shore and off-shore structures, landslide stability of natural 
slopes and tailings dams, deep foundations and use and interpretation of in 
situ tests. Dr. Roberston, thank you very much for your presence here, it’s a 
big pleasure for us and a great honor for me to introduce you. 
Tiago e Peter (2:04) 
A palestra de hoje é muito especial para nós. Peter Robertson tem mais de 30 
anos de experiência como professor, pesquisador e consultor. Ele nasceu na 
Inglaterra e possui graduação em Engenharia Civil e Mestrado e Doutorado pela 
Universidade da Columbia Britânica (Canadá). Seu mentor foi R. G. Campanella. 
Ele é especialista em ensaios de solos in-situ, projeto geotécnico com sismo, 
liquefação de solos e projeto de estacas. Ele foi o pesquisador principal dos 
Experimentos Canadenses de Liquefação (CANLEX) de 1993 a 2000. Dr. 
Robertson é consultor de várias indústrias e seguradoras na América do Norte, 
Ásia e Europa, para projetos que envolvem avaliação de liquefação, estabilidade 
de estruturas onshore e offshore, estabilidade a deslizamentos de terra de taludes 
naturais e barragens de rejeito, fundações profundas e uso e interpretação de 
ensaios in-situ. Dr. Robertson, muito obrigado pela sua presença conosco. É um 
grande prazer para nós e uma grande honra para mim introduzi-lo. 
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Peter (3:36) 
Tiago, thank you! It is my pleasure to be here. I will just bring up the slides so 
you can see the title of the presentation. I thought it was timely I should talk 
about flow liquefaction given the recent tailings dams failures in Brazil. 
Peter (3:36) 
Tiago, obrigado! É um prazer estar aqui. Eu vou apresentar meus slides para que 
vocês possam ver o título. Eu pensei que seria oportuno falar sobre liquefação 
fluida devido as rupturas recentes de barragens de rejeitos no Brasil. 
 
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Slide: What is Flow (static) Liquefaction and how to evaluate the risk? (3:51) 
So, I wanted the talk to really be about what is flow (or sometimes referred to as 
static) liquefaction and how do we evaluate the risk. 
 
Slide: O que é liquefação fluida (estática) e como avaliar o risco? (3:51) 
Eu quis que essa palestra fosse sobre liquefação fluida (as vezes chamada de 
liquefação estática) e como nós avaliamos o risco. 
 
 
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Slide: Outline (4:07) 
I pose the presentation as a series of questions. First of all, we’ll talk about what 
is flow liquefaction and then we will talk about what is the cause of the strength 
loss that’s the primary driver for it. And then, why can sands experience this 
sudden undrained strength loss; and then what can trigger that strength loss. 
And, how do we evaluate the potential for strength loss; and what is the risk of 
instability; and then some summary slides. So, I do want to cover quite a bit of 
material, so I will move along relatively quickly but of course the advantage is 
that this will be recorded and you will have the ability to eventually watch the 
recording and replay parts of it if you look for more clarification. 
 
Slide: Conteúdo (4:07) 
Eu fiz essa apresentação como uma série de perguntas. Primeiro, vamos falar 
sobre o que é liquefação fluida e então nós vamos falar sobre o que causa a 
perda de resistência que é o principal motivador da liquefação. Então, por que 
areias experimentam essa perda repentina de resistência não drenada. Além 
disso, como nós avaliamos o potencial da perda de resistência; e qual o risco de 
instabilidade; e, então, alguns slides de resumo ao final. Então, eu quero 
apresentar bastante conteúdo, então vou avançar um pouco rapidamente. A 
vantagem é que essa apresentação ficará gravada, então você poderá assistir 
de novo e até reprisar as partes específicas que tenha dúvidas. 
 
 
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Slide: What is Flow (static) liquefaction (5:01) 
So, let’s start off in terms of what is flow, or as I said sometimes referred to 
static liquefaction. I tend to prefer the term flow liquefaction, because 
sometimes earthquakes can trigger flow liquefaction and therefore it can be 
sometimes confusing to think of it only as a static trigger. Hence, I will use the 
term flow liquefaction. Essentially, it is this sudden and significant strength 
loss resulting in a flow failure. There have been several major examples and I 
am only to talk about a few. One of the earliest was actually the quick clay 
landslide in Norway back in the late 1970s. It is recognized as the Risa 
Landslide. There are videos on YouTube that you can see what this landslide 
looks like. Fortunately, it was captured in a home video by several people. 
That was in a quick highly sensitive clay but more recently they tended to 
occur in tailings dams. One of the major earliest ones was the Stava tailings 
dam in northern Italy, 1984. And then, more recently, the Fundão Tailings 
Dam (Mariana) in 2015 and then just last year the Feijão Tailings dam near 
Brumadinho. 
Slide: O que é liquefação fluida (estática) (5:01) 
Vamos começar conceituando o que é liquefação fluida, as vezes chamada de 
liquefação estática. Eu costumo preferir o termo liquefação fluida, porque as vezes 
terremotos podem ser um gatilho para liquefações fluidas, portanto é confuso 
pensar em liquefação fluida gerada apenaspor gatilhos estáticos. Portanto, eu 
usarei o termo liquefação fluida. Essencialmente, é a repentina e significativa perda 
de resistência que resulta numa ruptura fluida. Há muitos exemplos grandes e eu 
vou falar aqui de alguns. Um dos primeiros casos foi o deslizamento de argilas 
sensíveis na Noruega, no final da década de 1970. Este evento é conhecido como 
“Risa Landslide”. Há vídeos no YouTube que você pode ver como o deslizamento 
aconteceu. Por sorte, o evento foi registrado com vídeos caseiros por várias 
pessoas. Esse caso ocorreu numa argila super-sensível, mas mais recentemente 
há a tendência de liquefação em barragens de rejeitos. Um dos maiores incidentes 
ocorreu na barragem de rejeitos de Stava, no norte da Itália, em 1984. Depois, mais 
recentemente, a barragem de rejeitos do Vale do Fundão (Mariana) em 2015 e no 
ano passado a barragem de Feijão, perto de Brumadinho. 
 
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Slide: Feijão Tailings Dam (6:24) 
I will refer to the Feijão Tailings dam, but I won’t mention the investigation. 
I’ve given the link to the report and the details are there. I just want to show 
some images of the failure just to illustrate how rapidly these failures occur. 
Rather than show the video, I’ve selected to show some still images from 
the video and the time is in the top right-hand corner. Within a few seconds 
the failure starts, and it bulges, drops at the top and it begins to fail and 
move out very quickly. Within 10 seconds the failure has occurred across 
most of the dam. Initial failure is relatively shallow. And there after the initial 
failure, when that failed mass moves out very rapidly there were 
subsequent relatively shallow failures that retrogressed into the tailings and 
within a period of about 5 minutes most of the tailings were removed from 
the tailing’s storage facility. 
 
Slide: Barragem de Feijão (Brumadinho) (6:24) 
Eu vou mencionar a barragem de Feijão, mas não vou falar sobre a investigação. Eu 
enviei o link para o relatório e os detalhes estão lá. Eu só gostaria de mostrar 
algumas imagens da ruptura para ilustrar a rapidez com que essas rupturas ocorrem. 
Ao invés de mostrar o vídeo, eu selecionei algumas telas do vídeo com a data e hora 
no canto superior direito. Em poucos segundos a ruptura começa, forma-se uma 
protuberância na base, o topo cede, então começa a ruptura e movimento rápido do 
solo. Em 10 segundos a ruptura já se desenvolveu na maior parte da barragem. A 
ruptura inicial é relativamente superficial. Depois, após a primeira ruptura, quando a 
massa se move com grande velocidade, ocorrem rupturas subsequentes também 
relativamente rasas que progridem nos rejeitos e, num período de aproximadamente 
5 minutos, a maior parte dos rejeitos já havia saído do reservatório. 
 
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Slide: Flow Liquefaction – Case Histories (7:35) 
So, if you look at the case histories in general, there has been a number of 
them. I show a sort of image there of the Stava Tailings Dam failure in 85 and 
the Fundão one below. The common features are generally the deposits are 
very young. In terms of geologic age, they are all very young, they are all 
Holocene or younger. And of course, the tailings dam, those are exceptionally 
young. They are in the order of just about a few decades of age. Ten or twenty, 
or maybe thirty years old. Which in geologic age, of course is extremely young. 
They’re generally non-plastic or low plastic materials. Even the quick clay in 
Scandinavia was a low plastic clay. There’s generally little or no stress history. 
They are all very loose. They are contractive at large strains. And, generally 
there are effective low confining pressures, generally less than about 3 
atmospheres. They are not occurring under high overburden pressures. 
Common features of the instability are that some of them are trigger by very 
minor disturbances. The failures tend to occur without warning as that video 
that I shared the still images illustrate. And, the failures tend to peak 
progressive and extremely rapid; again, as the Feijão tailings dam failure 
Slide: Liquefação fluida – casos passados (7:35) 
Então, se você olhar para os casos passados em geral, tem havido uma série 
deles. Eu mostro uma figura acima da ruptura da barragem de rejeitos de Stava 
em 1985 e do Vale do Fundão abaixo. Uma característica comum é que os 
depósitos são muitos jovens. Em termos geológicos, todos são muito jovens, 
holocênicos ou mais recentes. E, é claro, barragens de rejeitos são extremamente 
jovens, com apenas poucas décadas de idade. Dez, vinte ou talvez 30 anos. O 
que, em termos geológicos, é extremamente jovem. São materiais geralmente não 
plásticos ou de baixa plasticidade. Mesmo a argila sensível da Escandinávia tinha 
baixa plasticidade. Normalmente há pouco ou nenhum histórico de tensões. São 
todos materiais muito fofos. São contrátes em grandes deformações. E, em geral, 
estão sob baixas tensões efetivas confinantes: usualmente menor que 3 
atmosferas (300 kPa). Não ocorrem casos profundos, com grande sobrecarga. É 
comum que as rupturas sejam iniciadas por perturbações pequenas. As rupturas 
tendem a ocorrer sem aviso como o vídeo que eu mostrei as figuras ilustrou. E, a 
ruptura tende a atingir um pico progressivo extremamente rápido. Novamente, 
como a ruptura da barragem do Feijão (Brumadinho) ilustrou. É comum 
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illustrated. In tailings dam often the Observation Method is used and the 
Observation Method becomes less valid when you look at flow liquefaction 
because the failures occur so rapidly that there is no time to respond. So, it 
becomes a major design issue for tailings dams. So, much of what I am going 
to say is really focused on those sorts of structures. 
 
aplicarmos o Método Observacional em barragens de rejeitos e este fica menos 
válido quando você observa uma liquefação fluida porque a ruptura acontece tão 
rapidamente que não há tempo para reagir. Então, é um ponto importante para o 
projeto de barragens de rejeitos. E, muito do que eu vou falar está focado nesse 
tipo de estruturas. 
 
 
 
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Slide: Strength loss in undrained shear (9:29) 
So, when we look at the strength loss in undrained shear, most of us are 
aware that when you shear soils they tend to move towards the critical 
state and the locus of those critical state makes up a critical state line. 
Here it is illustrated in terms of void ratio against log mean effective 
stress and is illustrated as a simple straight line. Soils can be either 
loose or contractive side or they can be on the dense dilative side. If a 
material is on the loose contractive side that means if you shear it 
drained it will tend to contract down to critical state but if it is sheared 
undrained than that contraction induces a buildup of pore pressure; that 
buildup decreases the effective stress and the stress path will move 
towards critical state at constant void ratio but decreasing effective 
stress. If you look at the strength envelope, soils are essentially frictional 
in nature and so the drained strength goes direct up to the strength 
envelope. But if the stress path moves to the left with increasing pore 
pressure and decreasing effective stress; then, eventually, the undrained 
strength is significantly smaller than the drained strength. And so, for 
Slide: Perda de resistência não drenada ao cisalhamento (9:26) 
Quando observamos a perda de resistência ao cisalhamento não drenada, a maior parte 
de nós está ciente que quando o solo é cisalhado ele tende a se aproximar do Estado 
Crítico e esses pontos definem a Linha dos Estados Críticos (LEC). Aqui está ilustrado 
em termos do índice de vazios em função do logaritmo da tensão efetiva média e 
representada por uma reta simples. Solos podem estar do lado fofo ou contráctil, ou 
podem estar do lado denso ou dilatante. Se um material está do lado contráctil isso 
significa que se ele for solicitado por cisalhamento de forma drenada, ele tende a 
contrair“descendo” até o estado crítico mas se ele for cisalhado de forma não-drenada, 
então essa contração gera um acréscimo de poro pressão; esse acréscimo reduz a 
tensão efetiva e a trajetória das tensões se move em direção a envoltória de resistência 
com índice de vazios constante, mas com redução de tensão efetiva. Se você observar a 
envoltória de resistência, os solos são materiais essencialmente de fricção (atrito) então 
a resistência drenada vai diretamente “para cima” até a envoltória de resistência. Mas, 
se a trajetória de tensões se mover para a esquerda com o acréscimo de poro pressões 
e redução das tensões efetivas; então, eventualmente, a resistência não-drenada é 
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contractive soils, the undrained strength ratio is less than the tangent of 
the friction angle. 
 
significativamente menor do que a resistência drenada. Logo, para solos contrácteis, a 
razão da resistência não-drenada é menor do que a tangente do ângulo de atrito. 
 
 
 
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Slide: Strength loss in undrained shear – modificado (10:55) 
But also, it depends on the slope of the critical state line. The flatter the 
state line, for a given state of contractiveness, you’ll get a bigger buildup 
of pore pressure and a larger decrease in strength. So, the undrained 
strength can actually drop to an extremely low level and that’s often 
referred to as the liquefied undrained strength or the residual undrained 
strength. For sandy soils we tend to use the term liquefied undrained 
strength and for clays soils we tend to use residual but it is the undrained 
strength that is mobilized at very large strains and for some soils that can 
be an extremely small number when the critical state line is very flat. 
 
Slide: Perda de resistência não drenada ao cisalhamento – modificado (10:55) 
Além disso, também depende da inclinação da Linha de Estado Crítico. Quanto mais 
horizontal essa linha, para um certo estado de contractilidade, você terá um acréscimo 
de poro pressão e uma perda maior de resistência. Então, a resistência não-drenada 
pode cair até um patamar extremamente baixo e é normalmente chamada de 
resistência não drenada liquefeita ou resistência não drenada residual. Para solos 
arenosos, nós tendemos a usar o termo resistência não drenada liquefeita e para solos 
argilosos o termo residual, mas é a resistência não drenada que é mobilizada a 
grandes deformações e que para alguns solos pode ser um valor extremamente baixo 
quando a Linha de Estado Crítico é muito abatida. 
 
 
 
 
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Slide: Strength loss in undrained shear – modificado 2 (11:42) 
Been and Jefferies really promoted the idea that we could understand this 
by defining a state parameter and it is the distance away from the critical 
state in terms of void ratio. But, actually, a slightly better term would be 
the stress ratio which is the ratio of the current mean effective stress to 
the mean effective stress at critical state and that is sort of a direct 
measure of how much stress loss would occur and they are linked, so the 
stress ratio is linked to the state parameter via the slope of the critical 
state line. Been and Jefferies described that in detail in their book. 
 
Slide: Perda de resistência não drenada ao cisalhamento – modificado 2 (11:42) 
Been e Jefferies promoveram a ideia de que você pode entender isso através da 
definição do Parâmetro de Estado () que é a distância até a Linha do Estado Crítico 
em termos de índice de vazios (e). Na verdade, um termo um pouco melhor seria a 
razão de tensões, que é a divisão da tensão efetiva média atual com a tensão efetiva 
média no estado crítico. Essa é uma medida direta de quanta perda de tensão pode 
ocorrer e que ambos estão ligados, então a razão de tensões está conectada ao 
parâmetro de estado através da inclinação da Linha de Estado Crítico. Been e Jefferies 
descrevem isso em detalhes no seu livro. 
 
 
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Slide: CSL for sands over wide stress range (12:22) 
Now, if I illustrate critical state line over a wider stress range, we observe that 
the critical state line is not a simple straight line. It actually curves at higher 
stresses. Here I’ve illustrate two cases: Toyoura sand is sort of a subrounded 
silica sand and you can see the curvature occurs at very high stresses. I’ve 
chosen here to represent the plot in terms of normalized mean effective 
stress, normalized by atmospheric pressure, so 1 is 100 kPa and 10 would 
be 1.000 kPa. And then on the vertical axis instead of void ratio I sort of 
normalized as Relative Density. That sort of normalizes all the data from 
various sands. It is not the ideal way to do it because Relative Density has 
uncertainty in terms of how you determine emin and emax, etc. I wanted to 
illustrate this because in Bolton’s empirical approach of stress dilatancy he 
used it as a way to estimate the peak friction angle as a function of dilatancy. 
If you put dilatancy to zero, then you can actually draw the critical state line 
using Bolton’s empirical relationship and that is what these dashed lines are 
for different levels of mineralogy parameter Q that Bolson suggested. And he 
suggested a value of 10 for most silica sands and 7 and smaller for more 
Slide: LEC para areias em intervalo amplo de tensões (12:22) 
Se eu ilustrar a linha do estado crítico num intervalo amplo de tensões, nós 
observamos que a linha do estado crítico não é uma simples linha reta. Na verdade, 
ela curva em tensões elevadas. Aqui eu ilustrei dois casos. A areia de Toyoura é 
uma areia de sílica sub arredondada e você pode observar que a curvatura ocorre 
em tensões muitos altos. Eu escolhi aqui representar o gráfico em termos de tensão 
efetiva média normalizada pela pressão atmosférica, então 1 equivale 100 kPa e 10 
corresponde a 1.000 kPa. No eixo vertical, ao invés do índice de vazios eu 
normalizei pela Densidade Relativa. De uma forma, conseguimos normalizar dados 
de várias areias. Não é a forma ideal porque a Densidade Relativa possui 
incertezas em função de como você determinar o emin e emáx, etc. Eu tentei ilustrar 
isso porque na abordagem empírica de Bolton para a tensão de dilatância ele 
estimou o ângulo de atrito de pico como função da dilatância. Se você assumir 
dilatância zero, é possível desenhar a linha do estado crítico usando a relação 
empírica do Bolton e essas linhas tracejadas indicam a linha do estado crítico para 
diferentes níveis do parâmetro mineralógico Q sugerido por Bolton. Ele sugeriu que 
um valor de 10 para areias de sílica e 7 ou menor para areias compressivas. E você 
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compressive sands. And you can see here that Bolson’s relationship actually 
matches very well with the laboratory data, which in a way you would expect 
because Bolton, of course, based his empirical relationship on extensive 
laboratory data. So, it is not surprising that the two agree. But I show it here 
as a way of illustrating how much curvature can occur in the critical state line. 
 
pode ver aqui que a relação empírica do Bolton se ajustou muito bem com os 
resultados de laboratório. De certa forma, isso já era esperado porque o Bolton 
desenvolveu sua relação empírica com base em vários ensaios de laboratório. 
Então, não é surpreendente que as duas se ajustem. Eu mostro aqui como forma 
de ilustrar o quanto de curvatura pode ocorrer na linha do estado crítico. 
 
 
 
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Slide: Example – Erksak Sand (14:20) 
So, if I now go to an example in Been and Jefferies excellent book on 
liquefaction using a critical state approach. They show data from many 
different sands but they show extensive data from Erksak sand and that’s 
what I’ve shown here. So, you can see the critical state line curving; it’s 
actually quite similar to the one for Toyoura sand but they tested a large 
number of samples over a wide range of void ratios and stress levels. They 
were able to also determine the limiting compression line, which is the 
looseststate that they could make the sand. I illustrated in dashed here a 
range of consolidation lines. Initially extremely loose, consolidating over to 
its loosest state and then coming down the limiting compression curve. And 
that sorts of a medium dense sand that would be initially dilative but 
eventually crossing over, becoming contractive as the dilatancy is subdued 
and then coming down the limiting compression curve. So, all sands will 
eventually become contractive at high enough stresses. 
 
Slide: Exemplo – areia de Erksak (14:20) 
Vou usar um exemplo do excelente livro do Been e Jefferies sobre liquefação usando 
a abordagem dos estados críticos. Eles mostram dados de várias areias diferentes e 
dados extensos da areia de Erksak e são esses dados que eu mostro aqui. Você 
pode ver a linha do estado crítico se curvando; ela é muito parecida com a da areia 
de Toyotura, e eles testaram um grande número de amostras num intervalo grande 
de índices de vazios e níveis de tensões. Eles puderam determinar a curva limitante 
de compressão, que é o estado mais fofo que eles conseguiram deixar a areia. Eu 
ilustrei com linhas tracejadas aqui o intervalo de linhas de adensamento. Inicialmente 
extremamente fofo, adensando até o seu estado mais fofo e então descendo até a 
curva limitante de compressão. E essa areia medianamente compacta seria 
inicialmente dilatante mas eventualmente atravessa a curva se tornando contráctil 
conforme a dilatância é vencida e então descendo até a curva limitante de 
compressão. Então, todas as areias eventualmente se tornam contrácteis sob 
tensões suficientemente altas. 
 
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Slide: Example – Erksak Sand modificado (15:35) 
But if we look at three samples… I’ve presented a short paper at a 
conference in Vancouver in 2017 that outlines this in a little bit more detail, 
but I’m just illustrating here three samples A, B and C. They are all at their 
loosest consolidation state but at different confining pressures. Sample A is 
at a relatively low confining pressure and very loose state. If it loaded 
undrained there is a significant lost in strength as it moves towards its 
critical state. On the corner here I am illustrating here what I am going to 
refer as the Strength loss Index. It is actually the same as Bishop defined 
as the Brittleness index. I prefer not to use the word Brittleness because 
brittleness implies not only the amount of strength loss but how quickly the 
strength loss occurs in terms of straining. So, I prefer to use the term 
Strength loss and that is what I am going to use here, but it is the same 
term that Bishop had suggested many years ago. It essentially is an index 
of how much strength loss occurs. So, if you lose 90% of the strength, then 
this Strength Loss Index becomes 0.9 or 90%. So, Sample A loses 90% of 
its strength. Sample B, which has a loosest state in terms of state 
Slide: Exemplo – areia de Erksak modificado (15:35) 
Se nós olharmos para 3 amostras. Eu apresentei um artigo curto num congresso em 
Vancouver em 2017 que explica isso com mais detalhes, e aqui estou mostrando 3 
amostras: A, B e C. Todas estão no estado mais fofo de adensamento, mas sob 
diferentes tensões de confinamento. A amostra A está numa tensão de confinamento 
relativamente baixa e num estado muito fofo. Se ela for carregada de forma não 
drenada haverá uma perda significativa de resistência conforme ela se move para a 
linha do estado crítico. No canto estou ilustrando o que vou me referir como índice de 
perda de resistência. Na verdade, é o mesmo conceito que o Bishop chamou de 
índice de fragilidade. Eu prefiro não usar a palavra fragilidade porque fragilidade 
implica não apenas na quantidade de resistência perdida, mas também na rapidez 
com que a queda de resistência ocorre em termos de deformação. Então, eu prefiro 
usar o termo perda de resistência e é isso que eu vou fazer aqui, mas é o mesmo 
termo que Bishop sugeriu muitos anos atrás. Essencialmente é um índice de quanto 
de resistência ocorre. Logo, se você perde 90% da resistência, então o índice de 
perda de resistência é 0,9 ou 90%. Então, a amostra A perde 90% da sua resistência. 
A amostra B, que está no está em um estado mais fofo em termos do parâmetro de 
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parameters, will only lose 40% of its strength. And, Sample C which is even 
looser still in terms of defining it by state parameter, but only loses 20%. So, 
three samples at their loosest state but as the confining stresses increases, 
they show less strength loss. So, sand shows less strength loss with 
increasing confining pressure. 
 
estado, perderá apenas 40% da sua resistência. E, a amostra C, ainda mais fofa 
também em termos do parâmetro de estado, mas perde apenas 20%. Então, 3 
amostras no seu estado mais fofo, mas com o aumento da tensão de confinamento 
elas apresentam menor queda de resistência. Então, areais apresentam menos perda 
de resistência conforme for maior a tensão de confinamento. 
 
 
 
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Slide: Soils at highest risk for strength loss (17:25) 
So, this sorts of illustrates that the most dangerous area are very loose 
saturated soils at low confining pressure where there is the potential for 
very significant strength loss. At higher confining pressure the strength 
loss potential decreases somewhat. 
 
Slide: Solos com mais alto risco de perda de resistência (17:25) 
Então, isso meio que ilustra que a região mais perigosa é a de solos saturados muito 
fofos em baixas tensões de confinamento, nos quais o potencial para perda 
significativa de resistência. Sob tensões de confinamento mais altas o potencial de 
perda de resistência é menor. 
 
 
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Slide: What can cause sands to experience sudden strength loss 
and behave undrained? (17:44) 
So, we’ll keep that in mind and come back to that later. So, what can 
cause sands to experience this sudden strength loss and behave 
undrained? Because, sometimes these are relatively clean sands and 
they behave undrained. So, what really happens is if the contractive 
volume change occurs extremely rapidly the pore water may not have 
time to drain resulting in undrained shear. So, it is not controlled by the 
rate of loading, it is more controlled by the rate of volume change. 
Traditionally we tend to think of either slow or quick loading but it’s really 
the type of loading that induces contraction and if large volumes of the 
material can experience this contraction and the water does not have 
time to fully drain, then, suddenly it can switch over to undrained shear 
and hence show significant strength loss. So, slow drained loading such 
as a rising ground water level can trigger sudden undrained response. It 
doesn’t necessarily require undrained loading to trigger the undrained 
response; you can have slow drained loading trigger this. We published 
Slide: O que faz areias perderem resistência repentina e se comportarem de forma 
não drenada? (17:44) 
Então, vamos manter esse conceito (o potencial de perda de resistência) em mente e 
voltaremos a ele mais tarde. O que faz areias perderem resistência repentinamente e se 
comportarem de forma não drenada? Em alguns casos, essas areias são relativamente 
puras e se comportam de forma não drenada. O que ocorre de fato é que se a mudança 
de volume por contração ocorre muito rapidamente, a poro pressão pode não ter tempo 
de drenar, resultando num cisalhamento não drenado. Logo, o fenômeno não é 
controlado pela taxa de carregamento, ele é mais controlado pela taxa de variação 
volumétrica. Tradicionalmente nós tendemos a pensar em carregamentos lentos ou 
rápidos, mas, na verdade, é o tipo de carregamento que induz contração; e, se um 
grande volume do material se contrair sem que a poro pressão possa se dissipar, ele 
mudará para o comportamento não drenado e, por conseguinte, apresentar grande 
perda de resistência. Então, carregamentos lentos e drenados tais como a elevação do 
nível freático podem ser gatilhosrespostas não drenadas repentinas. Não é 
obrigatoriamente necessário um carregamento não drenado para disparar uma resposta 
não drenada; é possível ter carregamentos lentos drenados disparando esse fenômeno. 
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a paper a little over 20 years ago doing laboratory testing to illustrate 
that when I was at the University of Alberta. 
 
Nós publicamos um artigo há pouco mais de 20 anos, fazendo ensaios de laboratório 
que ilustram isso quando eu estava na Universidade de Alberta. 
 
 
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Slide: What can trigger strength loss? (19:12) 
What can trigger the strength loss? Here I’ve taken a very nice diagram from 
Olson and Stark (2003) and it basically says that any shearing that induces this 
contractive behavior could trigger the strength loss. Olson and Stark showed 
three stress paths; on the left it’s got the stress-strain curve, with peak and 
then dropping to a liquified undrained strength; and, on the right is the stress 
path. They refer to a yield strength envelope and then eventually to a failure 
envelope. If you start off a point A then traditional sort of undrained loading like 
rapid construction would follow a stress path that would go A-B-and-C so it 
would rise up to its peak undrained strength and then strain soften down to its 
liquefied undrained strength. Or, if you have an earthquake, it could start off as 
A’ and the cyclic loading from the earthquake would move it across and then 
undrained strain softening would response and it would drop down to its 
liquefied undrained strength. But you can also have slow unloading, such as 
the stress path A to D, such as an increasing ground water level. So, if you 
have a slope and you’ve got a piezometric surface within that slope, that 
piezometric surface can increase then the shear stresses stay essentially 
Slide: O que pode disparar perda de resistência? (19:12) 
O que pode disparar perda de resistência? Aqui eu peguei um diagrama muito 
bom de Olson e Stark (2003) que basicamente mostra que qualquer cisalhamento 
que induza esse comportamento contráctil pode disparar perda de resistência. 
Olson e Stark mostraram 3 trajetórias de tensões; na esquerda é apresentada a 
curva tensão-deformação, com pico e depois redução à resistência não drenada 
liquefeita; e, na direita, a trajetória de tensões. Eles se referem a uma envoltória 
de escoamento e então eventualmente a envoltória de resistência. Se você 
começar no ponto A então carregamentos tradicionais não drenados como 
construção acelerada seguiriam uma trajetória de tensões A-B-C. Então, ela 
subiria até seu pico de resistência não drenada (ponto B) e então amoleceria até 
sua resistência não drenada liquefeita (ponto C). Ou, se você tiver um terremoto, a 
trajetória poderia começar no ponto A’ e o carregamento cíclico do terremoto leva 
a um amolecimento não drenado e consequente queda para a resistência não 
drenada liquefeita. Mas você também pode ter um descarregamento lento, tal 
como a trajetória A-D, como a elevação do nível freático. Então, se você tem um 
talude com uma superfície piezométrica que pode subir, a trajetória de tensões irá 
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constant buy the mean effective stresses decreases and so the stress path will 
move slowly to the left. And it can do so in a drained manner until eventually it 
hits the yield surface and then suddenly undrained collapse can occur and it 
moves to the liquified undrained strength. So, there can be many different 
triggers that can trigger this undrained strength loss. 
 
se mover lentamente para a esquerda. E isso pode ocorrer de forma lenta e 
drenada até que eventualmente a trajetória atinge a superfície de escoamento tal 
que uma ruptura brusca não drenada pode acontecer e a resistência cai para o 
valor liquefeito. Então, podem ocorrer vários gatilhos diferentes para a perda de 
resistência não drenada. 
 
 
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Slide: Conditions for Flow liquefaction instability (21:08) 
What conditions are required for instability to occur due to flow 
liquefaction? Essentially you must have loose saturated, or at least near 
saturated soils, that are contractive and strain softening at large strains. 
The shear stresses in the slope must be relatively large to the liquefied 
undrained strength – they must be larger. And then, you must have 
some events, or event, that could trigger the strength loss. You must 
have a sufficient volume of the loose saturated soils for instability to 
manifest. And of course, you must have a geometry that enables for 
instability to actually occur. That is why tailings dams tend to be 
susceptible to this. They often have relatively high slopes. They 
sometimes have a relatively high phreatic surface in the tailings dam. If 
you’ve got loose saturated tailings, then where the liquified undrained 
strength could be less than the static driving stress then you have all of 
the components there. 
Slide: Condições para instabilidade com liquefação fluida (21:08) 
Quais condições são necessárias para ocorrer instabilidade devido a liquefação fluida? 
Essencialmente, você precisa ter solos fofos saturados, ou ao menos quase saturados, 
que são contrácteis e perdem resistência em grandes deformações. As tensões de 
cisalhamento nos taludes precisam ser relativamente altas em relação a resistência não 
drenada liquefeita – elas precisam ser maiores. Então, você precisa de alguns eventos, 
ou um evento, que possa engatilhar a perda de resistência. É necessário que haja um 
volume suficiente de solo fofo saturado para que a instabilidade se manifeste. E é claro, 
você precisa ter uma geometria que permita a instabilidade efetivamente ocorrer. É por 
isso que as barragens de rejeitos tendem a ser suscetíveis a isso. Frequentemente elas 
têm taludes muito elevados. Algumas vezes a linha freática está relativamente alta nas 
barragens de rejeitos. Se você tem rejeitos soltos saturados, onde a resistência não 
drenada liquefeita possa ser menor do que as tensões estáticas atuantes, então você 
tem todos os componentes necessários (para ocorrência de instabilidade com liquefação 
fluida). 
 
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Slide: How to evaluate susceptibility? (22:12) 
So, the next question is how we evaluate susceptibility. Since they tend to 
occur in a very loose soils that are either non or low plastic; these are soils 
that are also extremely difficult to sample in a truly undisturbed manner. So, 
in situ testing is often preferred, at least in the initial stages, combined with 
some laboratory testing. Certainly, the cone penetration test with pore 
pressure measures (CPTU) or the seismic CPTU is preferred because it’s 
rapid, it’s cost effective, it provides a continuous profile, it’s highly repeatable 
and we also have extensive experience with case histories. From the CPT we 
can estimate whether or not soils are contractive at large strains. We can 
measure the in-situ pore pressure, so we can determine the piezometric 
profile is like, which is what we need to calculate the effective overburden 
pressure. We can do that through dissipation test and the rate of which the 
Slide: Como analisar a suscetibilidade (a liquefação)? (22:12) 
Então, a próxima pergunta é: como nós analisamos a suscetibilidade (a liquefação)? 
Como elas tendem a ocorrerem solos muito fofos que são não plásticos ou pouco 
plásticos; esses são solos que são extremamente difíceis de amostrar de forma não 
perturbada. Por isso, os ensaios de campo costumam ser preferidos, ao menos nos 
estágios preliminares, combinados com alguns ensaios de laboratório. Com certeza 
o ensaio de penetração de cone com medida de poro pressão (CPTU) ou sua 
versão sísmica (SCPTU) são preferidos porque são rápidos, eficientes, fornecem 
um perfil contínuo, é extremamente reproduzível1, e há extensa experiência prática 
com estudos de casos. Através do CPT nós podemos estimar se os solos são ou 
não contrácteis em grandes deformações. Nós podemos medir a poro pressão in 
situ, então nóspodemos determinar o perfil piezométrico, que é o que nós 
precisamos para calcular a tensão efetiva vertical. Nós podemos fazer isso através 
 
1 Consta no original como “repetível” (“repeable”), porém ante a dicotomia da repetibilidade e a reprodutibilidade (repeatability and reproducibility), entende-se que o locutor referir-se-ia 
a possibilidade de diferentes equipamentos, equipes, tempos e locais evidentemente diferentes (mesmo que muito próximos); de tal forma que “reproduzível” é mais assertivo como 
tradução conceitualmente e também porque soa melhor em português. 
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pore pressure dissipates tells us also a lot about the drainage condition of the 
material and whether or not the CPT itself was being carried out under 
undrained or fully drained conditions. We can also evaluate the variability or 
the extent of the contractive material because the CPT provides continuous 
profiles and you can do quite a lot of them relatively cost effectively. You can 
also estimate whether or not there is any significant microstructures, such as 
any aging effects or cementation from bonding and that requires the shear 
wave velocity as an additional measurement. We won’t have time to talk 
about that in detail, but I did publish a paper in the Canadian Journal in 2016 
that outlined how you would go about doing that. Ideally you need some 
sampling to do index testing, so you can determine the grain size 
characteristics, and the plasticity of the material. Also, look at the mineralogy. 
Ideally do some x-ray diffraction so you can look at the mineralogy in more 
detail. And then, take disturbed samples and make reconstituted samples to 
determine the Critical State Line. 
 
dos ensaios de dissipação; e a taxa com a qual a poro pressão dissipa também nos 
diz muito sobre a condição de drenagem do material e se o próprio CPT estava 
sendo conduzido em condições não drenada ou totalmente drenada. Nós também 
podemos analisar a variabilidade ou a extensão na qual a extensão do material 
contráctil porque o CPT fornece perfis contínuos e você pode fazer vários deles de 
forma relativamente eficiente (em tempo e custo). Você também pode estimar se há 
ou não micro-estruturação significativa, tal como efeitos de envelhecimento ou 
cimentações de contato que requerem a medida adicional da velocidade da onda 
cisalhante. Nós não vamos ter tempo para entrar em detalhes, mas eu publiquei um 
artigo no Canadian (Geotechnical) Journal em 2016 que ilustra como você pode 
fazer isso. O ideal é ter algumas amostras para fazer ensaios de índices físicos em 
laboratório, para determinar as características granulométricas e a plasticidade do 
material. Além disso, olhe para a mineralogia. O ideal é fazer ensaios de difração de 
raios X para observar a mineralogia em mais detalhes. Além disso, colete amostras 
deformadas e reconstrua amostras (no laboratório) para determinar a Linha dos 
Estados Críticos. 
 
 
https://www.nrcresearchpress.com/doi/full/10.1139/cgj-2016-0044#.X3B8IS9h1TY
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Slide: CPT-based Methods (24:42) 
There is a number of CPT-based methods. Probably one of the first was by 
Howard Plewes and his colleagues, Jefferies and Mike Davis – that was in 1992. 
That was built around the state parameter approach using the CPT. Then, Olson 
and Stark developed a method and Sadrekarimi has published a few updates on 
that method. Of course, Jefferies and Been have given their updates and then in 
their book that was updated in 2016 give it extensive detail of their methodology. 
In 2010 I published a method as well. So, most of them are based mainly on 
sand like data, where the CPT penetration process is predominantly drained. 
Each of the methods uses slightly different normalization techniques to 
normalize the CPT tip resistance to account for the effective overburden 
pressure. Most of the methods, Plewes, Jefferies and myself, we all used a 
normalization that also was dimensionless. The one criticism a little bit with the 
Olson and Stark approach is that they didn’t dimensionalize it, so it is actually in 
Megapascals, so you have to be aware that is not fully dimensional. 
Slide: Métodos baseados no CPT (24:42) 
Existem diversos métodos baseados no CPT. Provavelmente um dos primeiros 
foi apresentado pelo Howard Plewes e seus colegas, Jefferies e Mike Davis – 
isso em 1992. Ele (o método) foi construído ao redor da abordagem pelo 
parâmetro de estado usando o CPT. Então, Olson e Stark desenvolveram um 
método e Sadrekarimi publicou algumas atualizações sobre esse método. É 
claro, Jefferies e Been publicaram atualizações e no seu livro, que foi atualizado 
em 2016, apresentam detalhadamente sua metodologia. Em 2010 eu publiquei 
um método também. Então, a maior parte deles é baseado em informações de 
materiais arenosos, no qual o processo de penetração do CPT é 
predominantemente drenado. Cada um dos métodos usa técnicas sutilmente 
diferentes de normalizar a resistência da ponta em relação a tensão efetiva 
vertical. A maioria dos métodos, Plewes, Jefferies e eu, nós usamos uma 
normalização adimensional. Uma pequena crítica (construtiva) com a 
abordagem do Olson e Stark é que eles não normalizaram, então está em 
Megapascals, e você tem que saber isso. 
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Slide: Case histories – flow liquefaction (26:03) 
Given the time constrains, I will just reference my own approach and give you the 
outline of that. So, in 2010 I looked at a number of case histories and narrowed 
them down to about 6 that had sort of modern electric CPT data and here they are 
listed on the right-hand side. I was able to plot essentially most of the CPT data – 
not just in terms of the mean value, but essentially the mean plus or minus the 
standard variation. It shows sort of an oval on the Soil Behavior Plot of normalized 
cone resistance against normalized friction ratio. You see the 6 case histories and 
Plewes and Been and Jefferies had suggested a boundary for state parameter, 
and I have said that boundary could be represented by clean sand equivalent of 
70 and all of those case histories plot below that. Which is consistent with the 
Plewes boundary, the Been and Jefferies’s boundary and of course consistent 
with the one I had suggested. 
 
Slide: Estudos de casos – Liquefação fluida (26:03) 
Devido a limitação de tempo, eu vou fazer referência somente a minha 
abordagem e essa que vou esboçar aqui. EM 2010, eu observei diversos 
estudos de casos e selecionei 6 deles nos quais havia dados de CPTs elétricos 
modernos disponíveis, os quais estão listados na direita. Essencialmente, eu 
pude plotar toda a informação dos CPT – não somente em termos da sua 
média, mas a média mais ou menos um desvio padrão. Que resulta um 
formato ovalizado no gráfico de Soil Behavior (comportamento de solo) de 
resistência normalizada do cone e da razão de atrito normalizada. Você vê os 6 
estudos de casos e Plewes, Been e Jefferies sugeriram uma fronteira para o 
parâmetro de estado, e eu tenho dito que essa fronteira pode ser representada 
pela (resistência de ponta normalizada) equivalente de areia limpa (Qtn,cs) igual 
a 70; veja que todos os estudos de casos plotam abaixo dessa fronteira. O que 
é consistente com a fronteira de Plewes, e a fronteira do Been e Jefferies e é 
claro, consistente com a que eu sugeri. 
 
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Slide: Robertson (2010) Method (27:17) 
Following on from that I then linked it to the liquified undrained strength 
and said that for sandy soils you can actually estimate the liquified 
undrained strength ratio from this normalized clean sand equivalent. You 
can see that all of the case histories have liquified undrained strengths 
averaging about 0.1 and all less than 0.15, so the undrained strength ratio 
are relatively low. But in that paper, right near the end of the paper, I did 
comment and said that the “proposed relationship can be conservatively 
low in sensitive clays, where the remoldedshear strength can be defined 
by the sleeve friction or the remolded undrained shear strength ratio is the 
sleeve friction from the cone divided by the vertical effective stress”. And 
that was recognizing that these relationships were primarily for sandy soils 
where the penetration process is essentially drained but when you get into 
clay soils and the CPT process in undrained, then we can switch over to 
the more traditional ways of estimating the remolded undrained strength of 
clays. But I’ve noticed in practice that most people have not really followed 
that final note and to be fair it was only a small note near the end of the 
Slide: Método de Robertson (2010) (27:17) 
Em seguida, eu fiz uma correlação entre isso (a resistência de ponta normalizada 
equivalente de areia limpa, Qtn,cs) com a resistência não drenada liquefeita e disse que 
para solos arenosos você pode estimar a razão da resistência não drenada liquefeita 
com a resistência normalizada. Você pode observar que todos os estudos de casos 
têm (razão de) resistência não drenada (liquefeita) média em torno de 0,1 e todos 
menores que 0,15; logo, a razão da resistência não drenada é relativamente baixa. 
Mas, naquele artigo, lá no finalzinho, eu registrei esse comentário que “a correlação 
proposta pode ser conservadoramente baixa em argilas sensíveis nas quais a 
resistência não drenada amolgada pode ser definida pelo atrito lateral; ou a razão da 
resistência ao cisalhamento amolgada é o atrito lateral dividido pela tensão efetiva 
vertical”. Fiz isso reconhecendo que essa relação é focada em solos arenosos no qual 
o processo de penetração é essencialmente drenado, mas quando você entra em solos 
argilosos e o processo do CPT é não drenado, nós podemos mudar para o método 
mais tradicional de estimar a resistência não drenada das argilas. Mas, eu tenho 
notado que na prática a maioria das pessoas não tem seguido essa observação final e, 
sendo justo, foi uma anotação pequena no finalzinho do artigo e eu não especifiquei 
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paper and I didn’t define exactly the limits of when you should start to 
switch over to this alternative relationship. 
 
exatamente os limites quando se deve mudar para essa relação alternativa (para 
areias). 
 
 
 
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Slide: Updated CPT-based SBT Charts (28:48) 
And so, recently, I’ve decided to update the relationship to help users 
understand when to switch over. And so, in 2016 I’ve updated the Soil 
Behavior Type Chart to be more generic and I put in this boundary line 
that would define dilative materials above it and contractive materials 
below; and I gave it a little more curvature gain into the clay region; and, 
here in red I’ve identified, in the sand-like materials, which are sand-like 
dilative and sand-like contractive, they’re predominately drained during the 
CPT penetration process. When you get into the clay-like region the CPT 
is essentially undrained during the penetration process; and then I’ve 
identified this sort of transition material where the CPT penetration 
process was partially drained. Here I’ve highlighted it’s roughly from an IC 
of about 2.6 to about 3 and so in that middle region you can get partial 
drainage. Also, keep in mind this chart is for soils with little or no 
microstructure so, young unbonded materials. 
Slide: Gráficos SBT baseados em CPT atualizados (28:48) 
Por isso, recentemente eu decidi atualizar a relação para ajudar os usuários a entender 
quando mudar sua abordagem. Assim, em 2016 eu atualizei o gráfico de Behavior Soil 
Type (SBT, comportamentos de tipos de solos) para que fosse mais genético e eu 
coloquei as linhas de fronteiras que iriam definir os materiais dilatantes acima delas e 
os materiais contrácteis abaixo; e eu dei um pouco mais de curvatura na região das 
argilas; e, em vermelho eu identifiquei, nos solos arenosos que são arenosos dilatantes 
e contrácteis, eles são predominantemente drenados durante o processo de 
penetração do cone. Quando você entra na região argilosa o processo de penetração 
do cone é essencialmente não drenado; então eu identifiquei esse material de 
transição onde o processo de penetração do cone é parcialmente drenado. Aqui eu 
destaquei grosso modo de um índice de comportamento (IC) da ordem de 2,6 a 3 e 
então na região intermediária você pode ter drenagem parcial. Além disso, tenha em 
mente que esse gráfico área para solos com pouca ou nenhuma micro-estrutura, ou 
seja, materiais jovens sem cimentação. 
 
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Slide: Updated CPT-based Qtn,cs (30:01) 
So to calculate that clean sand equivalent Cathy Wride and I back in 1998, 
for cyclic resistance, for cyclic liquefaction, we had suggested that you could 
calculate this clean sand equivalent by taking the normalized cone resistance 
and multiply it by a correction factor, which in the early days was often 
referred to as sort of a fines content correction. I think more increasingly 
people recognize that it’s really a correction factor to account for the 
compressibility of the soil. And so, we had suggested that this correction 
factor was a function of IC and essentially there was no correction in clean 
sands where IC is less than about 1.6; but, as IC increases, as you move 
towards the silty sand region, then you need to make a correction, but I’ve 
recognized now that once you get to around 2.5 to 2.6 there is the risk of 
partial drainage in the CPT, so the original correction factors don’t directly 
work as well and they don’t link so well when you get to fully undrained 
behavior with the CPT when IC is greater than 3. So, I’m suggesting an 
update: you can see it makes no difference at values less than 2.5 and very 
little difference less than 2.6. So, it makes very little difference to the 
Slide: Qtn,cs obtida por CPT atualizada (30:01) 
Então, para calcular aquela (resistência de ponta normalizada) equivalente de areia 
limpa, em 1998 Cathy Wride e eu, para liquefação cíclica, nós sugerimos que era 
possível calcular essa equivalência de areia limpa usando a resistência normalizada 
do cone e multiplicando por um fator de correção, que no início era referido como 
uma forma de correção por teor de finos. Eu acredito que cada vez mais as pessoas 
reconhecem que na verdade é um fator de correção da compressibilidade do solo. 
Então, nós sugerimos que esse fator de correção depende de IC e essencialmente 
não há correção em areias limpas nas quais IC é menor do que 1,6; porém, 
enquanto IC aumenta, conforme você se move para a região de areia siltosa, então 
você precisa fazer a correção, mas eu reconheço hoje que assim que se chegava 
próximo de 2,5 a 2,6 há o risco de drenagem parcial no CPT, então os fatores de 
correção originais não funcionam bem diretamente e eles se desvinculam tão bem 
quando você entra no comportamento totalmente não drenado no CPT quando o IC 
é maior do que 3. Então, estou sugerindo uma atualização: você pode ver que não 
faz diferença para valores menores do que 2,5 e muito pouca diferença até 2,6. 
Então, faz pouca diferença avaliar a liquefação cíclica que normalmente para no 
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evaluation of cyclic liquefaction which generally stops at the value of 2.6. But, 
it makes a bigger difference once you extend into the clay like region. 
 
valor de 2,6. Mas, faz uma diferença maior quando você se entende para a região 
argilosa. 
 
 
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Slide: Updated CPT-based estimate of su(liq)/’v0 (31:45) 
If you take that and then update the relationship for the large strain liquified 
undrained strength ratio; here I’m generically calling it just the large strain shear 
strength ratio because I’m also going to show the drained strength. So, now you can 
see I’ve extended the scale from 0 all the way up to 0,8 the undrained strength ratio 
and I show the case histories from the 2010 publication – they’re still down here. 
The Class A and Class B case histories. I’ve simplified and updated the relationship 
becausethe relationship in the original publication does not extend very well, there’s 
a glitch in the relationship when you start extending it past a strength ratio of 0,3 so I 
simplified and updated the relationship and I’ve said that it applies specifically when 
IC is less than 3 and effective overburden pressure is less than 3 atmospheres (or 
300 kPa). As you can see, I’ve extended all the way up now, and now I’m illustrating 
that when you get into the dilative region, when the sands are now dilative at large 
strains, these is when the drained strength applies. Now I begin to show some lines 
that are a function of the peak friction angle which is controlled by the constant 
volume friction angle so there isn’t a single line, there’s a family of lines, depending 
Slide: Updated CPT-based estimate of su(liq)/’v0 (31:45) 
If you take that and then update the relationship for the large strain liquified 
undrained strength ratio; here I’m generically calling it just the large strain 
shear strength ratio because I’m also going to show the drained strength. So, 
now you can see I’ve extended the scale from 0 all the way up to 0,8 the 
undrained strength ratio and I show the case histories from the 2010 
publication – they’re still down here. The Class A and Class B case histories. 
I’ve simplified and updated the relationship because the relationship in the 
original publication does not extend very well, there’s a glitch in the 
relationship when you start extending it past a strength ratio of 0,3 so I 
simplified and updated the relationship and I’ve said that it applies specifically 
when IC is less than 3 and effective overburden pressure is less than 3 
atmospheres (or 300 kPa). As you can see, I’ve extended all the way up now, 
and now I’m illustrating that when you get into the dilative region, when the 
sands are now dilative at large strains, these is when the drained strength 
applies. Now I begin to show some lines that are a function of the peak friction 
Pág. 37 de 56 
on the constant volume friction angle. You can see that it’s a simplified relationship, 
but it extends all the way up. Previously I’ve said that a clean sand equivalent less 
than 70 would be contractive and you can see there is sort of a transitional period 
where there’s partial contraction where it initially contracts but then begins to dilate 
but is not necessarily fully dilative by the end of shearing. So, you have that little 
zone of transition there. And I’ve also shown in a dashed line here the approximate 
location of the peak (or yield) undrained strength ratio that Olson and Stark have 
suggested just to illustrate it’s approximate location in there so you can get a 
relative sense if you’ve got the peak strength ratio up here and then once you get 
into contractive materials the liquified undrained strength drops to extremely low 
values at low confining pressure. And significantly less than the peak or yield 
undrained shear strength ratio. 
 
angle which is controlled by the constant volume friction angle so there isn’t a 
single line, there’s a family of lines, depending on the constant volume friction 
angle. You can see that it’s a simplified relationship, but it extends all the way 
up. Previously I’ve said that a clean sand equivalent less than 70 would be 
contractive and you can see there is sort of a transitional period where there’s 
partial contraction where it initially contracts but then begins to dilate but is not 
necessarily fully dilative by the end of shearing. So, you have that little zone 
of transition there. And I’ve also shown in a dashed line here the approximate 
location of the peak (or yield) undrained strength ratio that Olson and Stark 
have suggested just to illustrate it’s approximate location in there so you can 
get a relative sense if you’ve got the peak strength ratio up here and then 
once you get into contractive materials the liquified undrained strength drops 
to extremely low values at low confining pressure. And significantly less than 
the peak or yield undrained shear strength ratio. 
 
 
 
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Slide: Contours of su(liq)/’v0 on SBT chart (34:22) 
Now, if I take all of that together, you can actually plot contours of the 
liquified undrained strength ratio onto the Soil Behavior Type chart and I 
find this a useful exercise because often people will plot CPT data onto 
chart and so if you’ve got an overlay of these contours you can immediately 
get a sense of what the liquified undrained strength ratio would be. So, it’s a 
small difference from the original clean sand equivalent curves where they 
just curve down a little bit more and then they tie into the straight-line 
relationships in the clay like region controlled by the sleeve friction. So, 
these straight lines portions here where the liquified undrained strength ratio 
is simply equal to the sleeve friction divided by the vertical effective stress. 
So, that’s what they look like and they’re based primarily in case histories 
and lab data of soils with little or no microstructure and at relatively low 
confining pressure. 
 
Slide: Contornos de su(liq)/’v0 diretamente no gráfico SBT (34:22) 
Agora, se você juntar tudo isso, você consegue desenhar linhas de valores iguais da 
razão de resistência não drenada liquefeita no gráfico de comportamento de solo 
(SBT) e eu acho isso um exercício muito útil porque normalmente as pessoas plotam 
os resultados do ensaio CPT nesse gráfico então você já tem uma sobreposição 
desses contornos e pode ter um senso da magnitude da razão de resistência não 
drenada liquefeita. Há pequenas diferenças do gráfico original das curvas de areia 
limpa equivalente nas quais elas se abaixam um pouco mais e então se tornam retas 
na região argilosa controlada pelo atrito lateral. Então, essas linhas retas aqui onde a 
razão de resistência não drenada liquefeita é simplesmente igual ao atrito lateral 
dividido pela tensão efetiva vertical. Então é assim que elas se parecem e são 
embasadas principalmente em estudos de casos e ensaios de laboratório de solos 
com pouca ou nenhuma micro-estrutura e em tensões confinantes relativamente 
baixas. 
 
 
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Slide: Case Histories (35:26) 
When you look at the case histories, I commented earlier that all of the 
case histories have back calculated liquified undrained strength ratios of 
0.15 or less with most around the liquified undrained strength ratio of 0.1. 
If you look at the data here, modified from Sadrekarimi and Olson of the 
critical state undrained strength ratio as a function of the strength loss 
index. When you put the case histories you see that the case histories 
must all have had strength loss greater than about 40%. So, a significant 
amount of strength loss was occurring. 
 
Slide: Estudos de casos (35:26) 
Quando você observa os estudos de casos... Eu comentei mais cedo que todos os 
casos tiveram razão de resistência não drenada liquefeita retroanalisados igual ou 
inferior a 0,15, com a maioria próximo da razão de resistência não drenada liquefeita 
de 0,1. Se você olhar para as informações aqui, modificadas de Sadrekamiri e Olson 
da razão de resistência não drenada no estado crítico como função do índice de perda 
de resistência. Quando você coloca os estudos de casos, você observa que os casos 
precisam ter tido uma queda de resistência de mais ou menos 40%. Então, uma 
quantidade significativa de perda de resistência estava ocorrendo. 
 
 
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Slide: Contours of su(liq)/’v0 on SBT chart (36:13) 
If you take that, if I draw the contour of that 0.15 undrained strength ratio and I 
shaded it in here, so it says in this region this is where you’d expect the 
greatest amount of strength loss. So, anything that plots within that shaded 
area there will be significant strength loss. There is a region over here where 
clay like materials can be contractive at large strains but not necessarily with 
strain softening, or very littlestrength loss occurring. So, there is a contractive 
region with very little strength loss compared to the sort of the sensitive clay 
region where there is significant strength loss. I find this a very useful way to 
look at CPT data with these contours. 
 
Slide: Contornos de su(liq)/’v0 no gráfico de SBT (36:13) 
Se você pegar isso, se eu desenhar esse contorno de razão de resistência não 
drenada 0,15 (eu sombreei aqui), então diz que nessa região é onde você espera 
a maior quantidade de perda de resistência. Existe uma região acima aqui onde 
material argilosos podem ser contrácteis em grandes deformações, mas não 
necessariamente com perda de resistência, ou muito pouca perda de resistência 
ocorrendo. Então, existe uma região contráctil com muita pouca perda de 
resistência comparada com o tipo de argila sensível na qual ocorre perda 
significativa de resistência. Eu acho isso muito útil quando se olha para os dados 
do CPT com esses contornos. 
 
 
 
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Slide: Contours of su(liq)/’v0 on SBT chart modified (36:57) 
And if you look at the case histories: here is the Fundão data 
predominantly for coarse tailings and it plots with most of the data into that 
large strain loss region. 
 
Slide: Contornos de su(liq)/’v0 no gráfico de SBT (36:57) 
E se você observer os estudos de casos: aqui estão os dados da barragem do Vale do 
Fundão (Mariana) predominantemente para os rejeitos arenosos, e ela plota com a 
maior parte dos pontos naquela região de grande perda de resistência. 
 
 
 
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Slide: Contours of su(liq)/’v0 on SBT chart modified (37:10) 
Here is the data from Feijão Tailings Dam both the coarse tailings which tended to 
plot higher up here into the sand-like region and then the fine tailings that plotted in 
the clay-like region where the CPT process was undrained. So, in the coarse 
tailings the CPT process was drained and in the fine tailings the CPT process was 
undrained. 
 
Slide: Contornos de su(liq)/’v0 no gráfico de SBT (37:10) 
Aqui estão os dados da barragem de rejeitos do Feijão (Brumadinho), ambos 
os rejeitos arenosos que tendem a plotar mais altos aqui na zona arenosa e 
então os rejeitos finos que plotam aqui na região argilosa onde o processo de 
CPT é não drenado. Então, nos rejeitos arenosos, o processo de CPT é 
drenado e nos rejeitos finos o processo é não drenado. 
 
 
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Slide: What is risk of instability? (37:32) 
So, let’s talk a little bit about bit about the risk of instability. Ideally the 
way to evaluate that is you can perform Limit Equilibrium Analysis using 
the liquified (large strain) undrained strength ratio. If the factor of safety 
is greater than 1 than the risk of instability is extremely low and generally 
acceptable. If the factor of safety using the liquified undrained strength is 
significantly less than 1 then there’s a risk of instability and the risk is 
high. In other words, there could be significant strength loss and the risk 
of instability is very high. Now, if the factor of safety is close to 1, but 
slightly less, than the risk is smaller but still exists. What that means is 
that if instability were to occur the inertial forces would be much smaller, 
because the factor of safety is quite close to one, compared to when the 
factor of safety is significantly less than one, then there are large inertial 
forces, and once instability manifests then the things can rapidly get out 
of control and move quickly. The other observation is that low plastic 
soils tend to be more brittle at low strain at low stresses in undrained 
Slide: O que é risco de instabilidade? (37:32) 
Então, vamos falar um pouquinho sobre o risco de instabilidade. O jeito ideal de analisar 
isso é com Análises de Equilíbrio Limite usando a razão de resistência não drenada 
liquefeita (a grandes deformações). Se o fator de segurança for igual a 1, então o risco 
de instabilidade é extremamente baixo e geralmente aceitável. Se o fator de segurança 
usando a resistência não drenada liquefeita for significativamente menor do que 1, então 
há o risco de instabilidade e esse risco é alto. Em outras palavras, pode ocorrer 
significativa perda de resistência e o risco de instabilidade é muito alto. Agora, se o fator 
de segurança for próximo de 1, mas um pouco abaixo, então o risco é menor, mas ele 
existe. O que isso significa é que se a instabilidade ocorrer, as forças inerciais seriam 
muito menores, porque o fator de segurança é muito próximo de 1, comparado com 
quando o fator de segurança é significativamente menor do que 1, então ocorrem forças 
inerciais maiores, e quando a instabilidade se manifesta as coisas podem sair do 
controle rapidamente e se mover com muita velocidade. A outra observação é que solos 
pouco plásticos tendem a ser mais frágeis em baixas deformações com baixas tensões 
de cisalhamento não drenado e que solos cimentados tendem a ser mais frágeis devido 
ao gatilho de perda de resistência com baixas deformações. Vou ilustrar isso em breve. 
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shear and that bonded soils also tend to be very brittle due to the small 
strains to trigger strength loss. I’ll illustrate that shortly. 
 
 
 
 
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Slide: Risk – Strength Loss (39:04) 
So, when we look at the risk here I’ve tried to illustrate in some simple 
diagrams. I’ve illustrated a slope here, a relatively steep slope that’s got a 
high phreatic surface and we’re looking at an element of soil and I show 
both the stress strain curve as well as the stress path in terms of shear 
stress against mean normal stress with the failure envelope. Because the 
slope is relatively steep the initial shear stresses in the slope are high and 
so I’ve illustrated three stress strain curves. One where there is no 
strength loss in undrained shear, so the strength loss index is zero. 
Another one where there’s only 20% strength loss and another one where 
there’s 60% strength loss. You can see just by comparing the initial and 
static shear with the liquified undrained strength that the factor of safety… 
if there’s no strength loss the factor of safety is greater than one because 
you would use the peak undrained. But for 20% strength loss the factor of 
safety ends up, for this particular example, of being very close to one. But 
Slide: Risco – Perda de resistência (39:04) 
Então, quando nós olharmos para o risco aqui, eu tentei ilustrar com alguns diagramas 
simples. Eu ilustrei o talude aqui, um talude relativamente íngreme que tem uma linha 
freática alta e que nós estamos olhando para um elemento de solo e eu mostro tanto a 
curva tensão-deformação e a trajetória de tensões em termos de tensões cisalhantes 
contra tensão normal média com a envoltória de resistência. Porque o talude é 
relativamente íngreme, a tensão cisalhante inicial no talude é alta e então eu ilustrei 3 
curvas de tensão-deformação. Uma na qual não há perda de resistência em 
cisalhamento não drenado, então o índice de perda de resistência é zero. Outro no 
qual ocorre apenas 20% de perda de resistência e outro com 60% de perda de 
resistência. Você pode observar por comparação da tensão inicial e estática de 
cisalhamento com a resistência liquefeita não drenada que o fator de segurança... se 
não há perda de resistência o fator de segurança é maior do que 1 porque você usaria 
a resistência de pico não drenada. Mas para 20% de perda de resistência o fator de 
segurança acaba sendo, nesse exemplo particular, muito próximo de 1. Mas se forem 
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if they’re 60% strength loss the factor of safety is significantly less than 
one. So, there’s a high risk of instability if the strength loss is triggered. 
 
60% de perda de resistência, o fator de segurança será significativamente menor do 
que 1. Então, há um alto risco de instabilidade se a perda de resistência for disparada. 
 
 
 
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Slide: Risk – Strength loss modified (40:26) 
Now, if you go for a slightly lesssteep slope, of course the static shear 
stress becomes smaller and so now the 20% strength loss has a factor 
of safety with the liquified undrained strength greater than 1, so it’s 
stable. The one with 60% strength loss still has a factor of safety less 
than 1, but it’s only slightly less than 1, so it’s still unstable. There is 
still some risk, but the risk is lower than the one that had a much lower 
factor of safety. 
 
 
Slide: Risco – Perda de resistência (40:26) 
Agora, se você tiver um talude menos íngreme, é claro que as tensões estáticas de 
cisalhamento serão significativamente menores e então a perda de 20% da resistência 
tem um fator de segurança com a resistência liquefeita não drenada maior do que 1, então 
estável. O caso de 60% de perda de resistência continua tendo um fator de segurança 
menor do que 1, mas é apenas um pouco inferior a 1, então ainda está instável. Ainda 
existe um risco, mas o risco é menor do que aquele que tinha um fator de segurança 
muito menor. 
 
 
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Slide: Risk – Strength loss modified (41:01) 
And then, of course, if you make the slope even flatter or you were to 
construct a buttress on top of the slope so that the shear stresses are 
reduced even further. So, if you can reduce the shear stresses further, now 
even if the material that had 60% strength loss potential the factor of safety is 
greater than 1 and all of the scenarios becomes stable and so there’s very 
little risk involved. 
 
Slide: Risco – Perda de resistência (41:01) 
Então, é claro, se você fizer o talude ainda menos íngreme ou você construir um 
contrapilhamento por cima do talude de tal forma que as tensões de cisalhamento 
são reduzidas ainda mais. Se você puder reduzir a tensão cisalhante ainda mais, 
agora mesmo no material com 60% de perda potencial de resistência o fator de 
segurança é maior do que 1 e todos os cenários se tornam estáveis e há muito 
pouco risco envolvido. 
 
 
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Slide: Risk – brittle/ductile behavior (41:28) 
The risk involved if we now bring into the element of how brittle the 
material is… Brittleness is… you can have two materials that have the 
same strength loss index: here I am illustrating a 60% potential strength 
loss, but one where the strength loss occurs quite rapidly (the one in red). 
So, you would regard this as being brittle, where the strength loss occurs 
at very small strains. But the other one shown in green is where the 
strength loss occurs more slowly and over a larger strain range. This 
would be considered more ductile. They both have the same amount of 
strength loss index, or Bishop’s brittleness index, so they both show a 
brittle strength loss index of 60%, but clearly the material that is more 
ductile would be less of a risk than the material that’s more brittle. 
Generally low plastic materials tend to be more brittle and high plastic 
materials tend to be more ductile. 
Slide: Risco – comportamento frágil/dúctil (41:28) 
O risco envolvido se nós trouxermos para discussão o elemento de quão frágil o 
material é... Fragilidade é... você pode ter dois materiais que tem o mesmo índice de 
perda de resistência: aqui estou ilustrando uma perda potencial de resistência de 60%, 
mas um material no qual a perda de resistência ocorra muito rapidamente (em 
vermelho). Então, você se referiria a esse material como sendo frágil, onde a queda da 
resistência ocorre com deformações bem baixas. Mas o outro material mostrado aqui 
em verde2 é onde a perda de resistência ocorre de forma mais lenta e ao longo de uma 
deformação maior. Esse material é considerado mais dúctil. Ambos têm o mesmo 
índice de perda de resistência, ou índice de fragilidade do Bishop, então ambos 
mostram um índice de perda de resistência de 60%, mas claramente um material que é 
mais dúctil seria menos arriscado do que um material mais frágil. Materiais pouco 
plásticos geralmente tendem a ser mais frágeis e materiais de alta plasticidade tendem 
a ser mais dúcteis. 
 
 
2 Azul claro. 
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Slide: Risk – Influence of bonding (cementation) (42:33) 
If we introduce bonding or cementation what tends to happen is light 
bonding can increase the peak strength. If you look at the stress path, the 
stress path can actually exceed the critical state friction angle, due to the 
bonding. Then, once the bonding is broken it then becomes extremely 
brittle and shows a higher strength loss index. Although they both have 
similar liquified undrained strengths, the lightly bonded material is actually 
more brittle and shows a higher strength loss potential than the other 
material. You can often have no signs of distress prior to collapse 
because the material is lightly bonded so it’s not deforming very much, the 
strains are very small; then, once the bonding is exceeded in certain 
areas, then it can very quickly fail and rapidly develop into a failure 
mechanism with almost no signs of prior distress. 
 
Slide: Risco – Influência de cimentação (42:33) 
Se nós introduzirmos a cimentação, o que tende a acontecer é que uma cimentação 
leve pode aumentar a resistência de pico. Se você observar as trajetórias de tensões, 
a trajetória de tensão pode exceder de fato o ângulo de atrito do estado crítico, devido 
a cimentação. Então, uma vez que a cimentação se quebra, então se torna 
extremamente frágil e mostra um índice de perda de resistência maior. Apesar de 
ambos terem resistência não drenada liquefeita similares, o material levemente 
cimentado é mais frágil e apresenta maior perda potencial que o outro material (não 
cimentado). Frequentemente pode não haver sinais de perigo antes do colapso, 
porque o material é levemente cimentado, então ele se deforma muito pouco, as 
deformações são muito pequenas; então, uma vez que a cimentação é vencida em 
certas áreas, então pode romper e rapidamente desenvolver um mecanismo sem 
quase nenhum sinal de perigo ou alerta. 
 
 
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Slide: Stability – Limit Equilibrium Analysis (LEA) (43:45) 
If you look at using limit equilibrium analysis, one of the problems if you are using 
limit equilibrium analysis using the peak undrained strength then often the results 
can be quite misleading if the material has potential to strength loss. Because limit 
equilibrium analysis assumes a rigid perfectly plastic material, it assumes basically 
a single value of strength independent of straining. So, if you have a sort of a 
traditional material that in undrained loading shows no strength at all – so it rises 
up to its peak strength – then, limit equilibrium can provide a reliable estimate of 
the factor of safety. But, if you have a material that is potentially strain softening 
with a significant strength loss (as I illustrate with the green example here) then, 
you may have some elements of the soil that are before peak but other elements 
that already exceeded their yield and have already dropped down to their liquified 
undrained strength. So, the average factor of safety may be misleading in terms 
that some areas are already over stressed and have already passed their peak 
strength. So, limit equilibrium using peak undrained strength ratio when you have 
Slide: Estabilidade – Análise de Equilíbrio Limite (AEL) (43:45) 
Se você analisar a aplicação das análises de equilíbrio limite, um dos 
problemas se você está usando essas análises com a resistência não drenada 
de pico então frequentemente os resultados podem ser bastante enganadores 
se o material tiver potencial de perda de resistência. Como as análises de 
equilíbrio limite consideram um material rígido perfeitamente plástico, elas 
assumem basicamente um único valor de resistência independente da 
deformação. Então, se você tiver um tipo de material tradicional que em 
carregamentos não drenados exibe nenhuma resistência – então ele sobe até 
a resistência de pico – então, o equilíbrio limite pode prover uma estimativa 
confiável do fator de segurança. Então, se você tiver um material