Ensaios em laboratório e em centrífuga de Argilas Marinhas da Região Offshore da Bacia de Campos

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1 Ensaios em laboratório e em centrífuga de Argilas Marinhas da Região Offshore da Bacia de Campos Diego F. Fagundes COPPE-Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, Brasil, dffagundes@gmail.com Khader I. Rammah COPPE-Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, Brasil, khader.rammah@gmail.com Julio Pequeno COPPE-Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, Brasil, juliopequeno@yahoo.com.br Maria Cascão F. Almeida POLI-Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, Brasil, mariacascao@poli.ufrj.br Marcio S. S. Almeida COPPE-Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, Brasil, mssal@globo.com RESUMO: O artigo analisa o comportamento geotécnico de argilas marinhas da região da bacia de Campos. Ensaios triaxiais (CIU e CAU) e de adensamento oedométricos foram realizados para avaliação dos parâmetros geotécnicos convencionais e do modelo Cam-Clay em indeformadas e reconstituídas obtidas a profundidades de aproximadamente 1500 m. Paralelamente, ensaios com o penetrômetro barra-t foram executados na centrífuga da COPPE/UFRJ para a obtenção do perfil de resistência não drenada. As comparações entre os resultados obtidos em centrífuga com as curvas teóricas obtidas com base nos parâmetros Cam-Clay provenientes dos ensaios de laboratório conduzem a uma metodologia útil para a avaliação do comportamento resistente de argilas marinhas típicas da região offshore do Estado do Rio de Janeiro. Esta avaliação tem relevância para a elaboração de projetos offshore de linhas de dutos, mudmats e sistemas de ancoragens. PALAVRAS-CHAVE: Argila marinha offshore, modelo Cam-Clay, penetrômetro barra-t, modelagem centrífuga, resistência não drenada 1 INTRODUÇÃO Este artigo se propõe a discutir o comportamento de argilas marinhas provenientes da Bacia de Campos, na região offshore do Estado do Rio de Janeiro. O solo utilizado foi obtido a uma profundidade de 1500m, usando um amostrador Kullenberg. Ensaios de laboratório foram realizados visando à avaliação das propriedades das amostras indeformadas. Uma série de ensaios oedométricos foi executada para avaliação das compressibilidades de ambos os tipos de amostras: inderformadas e reconstituídas. Adicionalmente, ensaios triaxiais isotrópicos e anisotrópicos não drenados foram realizados, em amostras normalmente e sobre adensadas, para avaliação tanto da resistência convencional quanto dos parâmetros Cam-Clay. Uma série de ensaios centrífugos, com penetrômetro barra-t, foi executada para a determinação da resistência não drenada do solo reconstituído dos modelos ensaiados na minicentrífuga de tambor da COPPE/UFRJ. Os parâmetros do solo obtidos dos ensaios laboratoriais foram usados para previsão do comportamento dos modelos ensaiados na centrífuga. Os ensaios centrífugos foram comparados com as curvas de resistência teórica, obtidas com base no modelo Cam- Clay usando os parâmetros dos ensaios de laboratório.

2 O presente artigo apresenta uma metodologia para avaliação da resistência de uma argila marinha típica o que é fundamental para uma melhor compreensão de uma ampla gama de problemas de interação solo-estrutura. 2 PROPRIEDADES DO SOLO PARA AMOSTRAS INDEFORMADAS As propriedades geotécnicas das amostras indeformadas foram obtidas através de ensaios de laboratório. As amostras indeformadas foram retiradas ao longo de furos de sondagens realizados no campo petrolífero de Roncador na Bacia de Campos. Os ensaios foram executados em 2008 por uma empresa privada contratada pela Petrobrás. A seguir encontra-se um resumo dos resultados obtidos. 2.1 Ensaios de Laboratório As amostras indeformadas foram obtidas em águas profundas através do amostrador do tipo Kullemberg e armazenadas em tubos de PVC vedados internamente com parafina e tampas lacradas. Nesta campanha foram realizados ensaios de caracterização, tais como limite de Atterberg e peso específico, ensaios triaxiais não drenado e não adensado (UU) e ensaios de adensamento oedométrico, em amostras extraídas em diferentes localizações da bacia de Campos. Os resultados dos ensaios de laboratório obtidos em seis amostras mais significativas da campanha são apresentados. As amostras ensaiadas foram extraídas de profundidades entre 0,0 m e 2,5 m. Os resultados, em sua maioria, mostram que o solo estudado se trata de uma argila siltosa com pouca areia fina de cor acinzentada. Os ensaios de limite de Atterberg mostram valores de limite de liquidez w l entre 58% e 88%, de índice de plasticidade w p entre 20% e 36%. A média dos valores encontrados para a densidade real dos grãos (G s ) e o peso especifico do solo (γ) foi 2,66 e 16,4 kn/m³, respectivamente. A umidade de campo das amostras apresenta valores entre 53,8% e 93,7%. Os parâmetros de compressibilidade do material foram retirados dos ensaios de adensamento oedométrico e são apresentados na Tabela 1; onde C c, C s e C r são os índices de compressão, expansão e recompressão, respectivamente. Também são apresentados os valores das tensões de pré adensamento (σ' vm ) e dos índices de vazios iniciais (e o ) de cada amostra. Os resultados indicam um coeficiente de compressibilidade (c v ) da ordem de 3,0 x 10-8 m²/s, típico de solos argilosos. A avaliação da resistência não drenada (S u ) dessa argila foi realizada por meio de ensaios triaxiais UU em amostras indeformadas. A Fig. 1 apresenta os resultados de S u obtidos em amostras extraídas de diferentes profundidades. Tabela 1 Parâmetros de compressibilidade Prof. Furo γ σ' vm e (m) (kn/m³) (kpa) o C c C s C r BH1 2,42 15,1 25 2,11 0,78 0,12 0,10 BH2 2,50 16,4 13 1,87 0,76 0,12 0,06 BH3 2,35 15,2 16 2,16 0,85 0,15 0,08 BH4 2,50 16,0 26 1,64 0,65 0,11 0,04 BH5 1,50 14,0 21 2,36 0,85 0,12 0,04 BH6 2,25 14,6 28 2,28 0,85 0,11 0,07 BH7 1,49 15,7 14 1,84 0,97 0,22 0,06 Figura 1. Perfil de resistência não drenada (S u ) obtido dos ensaios triaxiais UU. 3 PROPRIEDADES DAS AMOSTRAS RECONSTITUÍDAS Parte das amostras citadas no item 2.1 foi enviada ao Laboratório de Geotecnia da COPPE-UFRJ para a realização de uma série de ensaios. Os solos foram extraídos dos amostradores lacrados, selecionados e preparados com diferentes técnicas para a

3 realização dos ensaios triaxiais, oedométricos e centrífugos. Toda a massa de solo foi homogeneizada e preparada com a umidade próxima ao seu limite de liquidez através da adição de água destilada. Ensaios de caracterização foram realizados nas amostras homogeneizadas e o material indicou a presença de 1% de areia média, 5% de areia fina, 47% de silte e 47% de argila. As amostras da argila apresentaram densidade real dos grãos (G s ) de 2,57, limite de liquidez (w l ) de 82% e índice de plasticidade (w p ) de 59%. Para a realização dos ensaios triaxiais e de adensamento foram utilizadas amostras reconstituídas através de células de adensamento cilíndricas (Oliveira, 2005), atingindo-se uma tensão vertical de 50 kpa. Este valor de tensão é equivalente aos valores médios de tensão vertical efetiva aos quais os modelos em ensaios centrífugos foram submetidos. Ao fim do período de adensamento, os corpos de provas foram retirados dos moldes para a realização dos ensaios triaxiais. Valores médios de peso específico obtidos foram de 16,5 kn/m 3. Na campanha de ensaios triaxiais foram realizados: um ensaio do tipo adensado não drenado (CIU), seis ensaios do tipo não drenado e adensado na condição anisotrópica (CAU), sendo três ensaios com amostras normalmente adensadas e outros três com amostras sobreadensadas. Dois ensaios de adensamento oedométrico foram também realizados nesta mesma campanha (Pequeno, 2010). Estes ensaios foram utilizados para estimar os parâmetros geotécnicos de laboratório e os parâmetros do Modelo Cam-Clay. Os parâmetros λ e κ usados nos modelos Cam-Clay (Atkinson e Bransby, 1978) foram obtidos através de dois ensaios de adensamento oedométrico e um ensaio de adensamento isotrópico. Estes parâmetros são diretamente determinados da inclinação (coeficiente angular) da reta de compressão virgem nas curvas υ x lnp do ensaio de adensamento isotrópico (Fig. 2) e indiretamente através dos valores dos índices de compressão C c e C s das curvas e x log(σ v ) indicadas na Fig. 3. A Tabela 2 apresenta o resumo dos resultados obtidos. O coeficiente de adensamento vertical c v do solo apresenta valor médio de 1,5 x 10-8 m²/s. Pode-se observar que os valores de C c da Tabela 2 diferem dos anteriormente apresentados na Tabela 1 e obtidos dos ensaios de adensamento oedométrico em amostras indeformadas. Portanto, nesta situação, os parâmetros Cam-Clay obtidos podem ser utilizados para a previsão do comportamento de solos amolgados tais como os utilizados nas trincheiras de linhas de dutos. Figura 2. Curva υ x lnp do ensaio de adensamento isotrópico Figura 3. Curva e x log(σ v ) do ensaio de adensamento oedométrico Tabela 2 Resumo dos parâmetros obtidos dos ensaios de adensamento Tipo do Ensaio Λ κ C de Adensamento c C s Isotrópico 0,20 0, Oedométrico 1D-1 0,22 0,05 0,51 0,12 1D-2 0,22 0,04 0,52 0,10 Conforme anteriormente mencionado, ensaios CAU foram realizados, em amostras tanto normalmente adensadas (NA) como sobreadensadas (SA), obtendo-se coeficientes de sobreadensamento (OCR) de 1,5, de 2,7 e de 4,1.

4 O ensaio CU foi realizado para estimar o ângulo de atrito (φ') e o coeficiente de empuxo lateral do solo (K 0 ) adotados nos ensaios de adensamento anisotrópico CAU. A Tabela 3 apresenta os parâmetros obtidos nestes ensaios CAU; sendo σ 1, σ c e σ d, respectivamente, as pressões: vertical, confinante e desviadora. Tabela 3 Parâmetros dos ensaios em amostras NA e SA Tipo de Ensaio En- Saio OCR K 0 σ 1 (kpa) σ c (kpa) σ d (kpa) NA Isotrópico 01 1,0 1, NA- Anisotrópico SA - Anisotrópico 02 1,0 0, ,0 0, ,0 0, ,5 0,77 77, , , ,6 53, ,1 1,03 58, ,75 O módulo elástico secante correspondente a 50% da tensão desviadora máxima (E u50 ) para o caso não drenado foi obtido da tensão desviadora versus a deformação axial nos ensaios triaxiais. O módulo cisalhante foi estimado como G = E u /3. Adicionalmente, a resistência não drenada foi determinada dos ensaios triaxiais, permitindo o cálculo de E u /S u. A Tabela 4 apresenta os resultados obtidos. O parâmetro M do estado crítico é função do ângulo de atrito efetivo, φ. O valor de M correspondente a φ = 29.1 é 1,17. A Tabela 5 apresenta os parâmetros Cam-Clay obtidos. Tabela 4 Valores do módulo elástico, do módulo cisalhante e da relação E u /S u 4 MODELAGEM FÍSICA EM CENTRÍFUGA GEOTÉCNICA A modelagem física desempenha um papel importante na geotecnia moderna na medida em que objetiva a elaboração de um modelo reduzido capaz de fornecer uma compreensão física do fenômeno associado ao problema real. 4.1 Argila reconstituída e preparação das amostras A argila coletada foi reconstituída com um teor de umidade aproximadamente igual ao seu limite de liquidez. O modelo foi então preparado na caixa da centrífuga usando a técnica de grumos. As propriedades da argila reconstituída foram discutidas anteriormente. A técnica de grumos, descrita em Oliveira (2005), simula a formação de camadas de argila devidas ao processo de deposição de pequenos grumos de argila. O adensamento da estrutura do solo disposta em grumos está inicialmente associada com rápidos recalques devidos à rápida redução dos macro-vazios existentes entre os grumos. Esta fase é seguida de adensamento convencional da camada de argila. A caixa utilizada na preparação do modelo, conforme ilustrada na Figura 4, tem 227 mm de largura, 185 mm de altura e comprimentos projetados de 345 mm na abertura da parte superior e 570 mm na base. NA Adens. Isotró NA Adensamento Anisotrópico SA Adensamento Anisotrópico Ensaio OCR 1,0 1,0 1,0 1,0 1,5 2,7 4,1 S u (kpa) E u50 123,1 87,7 62,7 34,0 27,7 69,0 48,0 (MPa) 12,86 15,63 2,56 4,14 4,69 5,15 10,5 G (MPa) 4,29 5,21 0,85 1,38 1,56 1,72 3,52 E u /S u Tabela 5 Resumo dos parâmetros Cam-Clay λ κ Γ M 0,21 0,04 3,10 1,17 Figura 4. Desenho esquemático do modelo do solo na caixa de amostra. O solo reconstituído foi colocado em grumos na caixa de amostras até que se atingisse a altura desejada a qual foi de aproximadamente 11 cm. Uma camada de areia de 2 cm de espessura foi então colocada sobre a argila. Em seguida, o modelo foi adensado a 100g durante 17 horas. Este período de tempo foi suficiente

5 para atingir cerca de 90% de dissipação das poropressões medidas e para a eliminação dos macro-vazios dentro da camada de argila. A camada de areia foi utilizada durante o adensamento visando a obtenção de um perfil de resistência similar ao encontrado no campo particularmente na região próxima à superfície. Dois transdutores de poro-pressões (PPT s) foram posicionados dentro da camada de argila para monitoramento das poro-pressões ao longo da fase de adensamento (Figura 4). Um geotêxtil de 3 mm de espessura foi colocado tanto na base como nas paredes laterais internas da caixa de amostras a fim de garantir uma distribuição uniforme da água de percolação próximo as bordas da caixa. Os recalques no modelo foram medidos com um transdutor Laser acoplado ao atuador radial. Corpos de prova cilíndricos foram extraídos ao final de cada ensaio visando a avaliação da umidade e do peso específico do solo. O peso específico médio obtido foi de 16,1 kn/m 3. Estes valores são semelhantes aos obtidos nas amostras indeformadas de campo. *dimensions Figura 5. Modelo da barra-t 4.2 Ensaios Barra-T O penetrômetro barra-t (Stewart e Randolph, 1991; Stewart e Randolph, 1994) usado nos ensaios centrífugos é composto de uma barra de seção transversal circular de diâmetro d (T-bar) = 5 mm e comprimento L = 20 mm. Esta barra é conectada transversalmente ao eixo vertical de 4.5 mm de diâmetro (Figura 5). Durante o enterramento, a resistência do solo é medida por uma célula de carga miniatura posicionada na parte superior do eixo vertical do penetrômetro. Os deslocamentos verticais foram monitorados ao longo do enterramento e da extração através um LVDT conforme indicado na Figura 6. A velocidade de enterramento normalizada V (Finnie e Randolph, 1994) foi mantida em 100 para garantir um comportamento não drenado. A Tabela 6 apresenta dados dos sete ensaios barra-t realizados durante a execução de três ensaios centrífugos a 100g. O posicionamento e as profundidades de enterramento foram variados nos ensaios e encontram-se indicadas na Tabela 6. Figura 6. Montagem do ensaio barra-t na centrífuga Tabela 6 Ensaios barra-t Ensaio Modelo Enterramento Velocidade Posição na caixa (mm) (mm/s) ( ) ,8 0,3 5º (direita) ,2 0,3 20º (direita) ,11 0,3 5º (esquerda) ,13 0,3 20º (esquerda) ,95 0,3 5º (direita) ,2 0,3 5º (esquerda) ,25 0,3 10º (esquerda)

6 4.3 Resultados: Perfil de Resistência do Solo As medidas do penetrômetro barra-t e da célula de carga foram usadas para estimar o perfil de resistência não drenada do solo. A obtenção de S u a partir da barra-t é feita por meio da seguinte equação: S u = N b Fv d ( T bar) L (3) onde F v é a força vertical medida no enterramento; d (T-bar) e L são, respectivamente, o diâmetro e o comprimento da barra-t e N b é o fator da barra-t que assume o valor 10,5 para grandes enterramentos conforme recomendado por Randolph (2004). Os resultados dos ensaios barra-t, apresentados na Figura 7, apresentam boa similaridade indicando a repetibilidade entre os resultados obtidos em ensaios com profundidades entre zero (topo da camada de argila) e 50 milímetros (escala modelo). Somente o ensaio 2.2 apresentou resultados diferentes, com valores mais elevados de S u. Os resultados dos ensaios barra-t com profundidades de enterramento superiores a 50 milímetros mostraram alguma discrepância. Em profundidades rasas, entre zero e 5 milímetros (equivalente ao diâmetro da barra-t), o perfil de S u mostrou um rápido aumento devido à sobrecarga aplicada no topo da camada de argila durante a fase de adensamento. Figura 7. Perfis de S u obtidos nas fases de enterramento e extração da barra-t nos ensaios centrífugos. Deve-se observar que um valor N b =10,5 (Equação 3) para o fator barra-t foi utilizado para o cálculo dos perfis de S u. Este valor rigorosamente só se aplicaria a profundidades maiores do que 3 a 4 vezes o diâmetro da barra- T, profundidade a partir da qual estaria ocorrendo o mecanismo completo de ruptura da argila em torno do duto. Uma redução dos valores de N b é recomendada para profundidades menores Oliveira et al. (2005) e Barbosa-Cruz e Randolph (2005). Entretanto, esta correção não foi aqui adotada devido à complexidade envolvida em sua avaliação. Entretanto, deve-se observar que a parcela do perfil de resistência do solo correspondente às profundidades rasas não apresenta influência significativa na sua evolução total. 4.4 Avaliação do Perfil de Resistência a partir dos Parâmetros Cam-Clay A resistência não drenada (S u ) normalizada em relação à tensão vertical efetiva in-situ (S u /σ' v0 ) relaciona-se ao coeficiente de sobre adensamento OCR=σ' vm /σ' v0 segundo a seguinte equação (Wroth, 1984; Ladd, 1991) S σ' u v 0 SA S = σ' u v 0 NA σ' σ' vm v 0 Λ = a OCR Λ (4) onde σ' vm é a tensão de pré adensamento e a e Λ são as constantes Cam-Clay. A constante a refere-se ao perfil de resistência do solo NA, e a constante Λ descreve a razão do acréscimo de resistência em função do OCR e pode ser calculado como Λ = (1- C s /C c ) = (1-κ/λ), ou alternativamente, a partir da tangente a curva log [(S u /σ' v0 ) SA /( S u /σ' v0 ) NA ] versus log(ocr). A constante a representa a relação entre S u e σ' v0 para a condição NA e foi obtida a partir dos ensaios triaxiais em amostras NA, cujos resultados encontram-se resumidos nas Tabelas 3 e 4. Um valor médio de a = 0,32 foi obtido. Os ensaios de adensamento oedométrico apresentados anteriormente (item 3) conduzem a valores de C s /C c = 0,22 e Λ = 0,78. Substituindo Λ na Equação (4) obtém a curva teórica (S u /σ v0 ) versus log(ocr) apresentada na Figura 8. A curva experimental obtida através dos valores dos ensaios triaxiais também é presentada na Figura 8. A Figura 9 apresenta, num gráfico log-log, a comparação entre os valores teóricos de

7 [(S u /σ' v0 ) SA /(S u /σ' v0 ) NA ] na Equação (4) com os valores de OCR obtidos experimentalmente. centrífugos. O uso do valor de Λ=0,68, correspondente ao melhor ajuste dos resultados dos ensaios triaxiais, apresentou uma melhor concordância com os resultados experimentais Figura 8. Curvas S u /σ v0 versus log(ocr) Figura 10. Avaliação do perfil de S u a partir dos parâmetros Cam-Clay Figura 9 [(S u /σ' v0 ) SA /(S u /σ' v0 ) NA ] versus OCR Os parâmetros Cam-Clay obtidos neste estudo foram comparados com os encontrados na literatura. Mayne e Kulhawy (1982), Stewart (1992) e Chen (2005) sugerem 0,65 < Λ < 0,8 e 0,17 < a < 0,24. Para estas faixas de valores Mayne (2001) sugere utilizar os valores inferiores para amostras reconstituídas. Observa-se que o valor de Λ=0,68 encontra-se dentro da faixa sugerida na literatura, o que não ocorre para o valor de a = 0,32 encontrado. A Figura 10 compara os perfis de S u obtidos nos ensaios centrífugos com penetrômetro barra-t com os obtidos teoricamente usando os parâmetros Cam-Clay dos ensaios de laboratório. Os dois perfis de resistência teóricos, indicados na Figura 10, foram obtidos para valores de Λ=0,68 e Λ=0,78, conforme anteriormente mencionados. A Figura 10 evidencia a inexistência de uma boa concordância entre as curvas teóricas, obtidas a partir dos parâmetros Cam-Clay, e aquelas obtidas experimentalmente nos ensaios A discrepância entre estes resultados pode ser explicada com base nas diferenças entre os adensamentos sofridos nas amostras dos ensaios triaxiais e centrífugos. O modelo adensado na centrífuga em voo é submetido a uma variação do campo inercial provocando variações das propriedades do solo (tais como índice de vazios, umidade e densidade) com a profundidade, típicas do comportamento in situ, o que não ocorre nos ensaios triaxiais. Esta variação é responsável pela não linearidade do perfil apresentado na Figura 10, aumentando a dificuldade de prever-se o comportamento resistente dos modelos centrífugos. As maiores profundidades, os perfis de resistência obtidos teoricamente apresentam uma melhor concordância com aqueles obtidos experimentalmente, observando-se tensões verticais dentro da faixa dos valores obtidos nos ensaios de laboratório. Por outro lado, avaliações superestimadas das resistências são obtidas na parte superior do perfil uma vez que as tensões induzidas em centrífuga são relativamente baixas. Adicionalmente, a discrepância observada na Figura 10 pode ser explicada em função do elevado valor da constante Cam-Clay a = 0,32, a qual é cerca de 30% maior do que o máximo valor sugerido na literatura. 5 CONCLUSÕES

8 Este artigo apresenta os resultados de pesquisas realizadas em laboratório e em centrífuga para caracterização dos parâmetros geotécnicos de argilas marinhas encontradas em águas profundas da bacia de Campos, na região offshore do estado do Rio de Janeiro. Amostras indeformadas e reconstituídas foram utilizadas nas pesquisas. Os ensaios de caracterização visaram as determinações do valor de umidade, dos limites de Atterberg, granulometria e da densidade do solo. Ensaios triaxiais isotrópicos e anisotrópicos não drenados foram também realizados em amostras normalmente e sobre adensadas. Os parâmetros Cam-Clay foram obtidos a partir de ensaios triaxiais e de adensamento oedométrico em amostras de argila reconstituída. Paralelamente, visando a obtenção do perfil de resistência não drenada com a profundidade, foram executados ensaios de penetrômetro barra-t na mini-centrífuga de tambor da COPPE/UFRJ. O artigo discute sobre a metodologia de previsão do comportamento resistente das argilas a partir dos parâmetros Cam-Clay. Os perfis de resistência obtidos nos ensaios centrífugos realizados com penetrômetro barra- T foram comparados com os obtidos teoricamente a partir dos parâmetros Cam-Clay. Os resultados obtidos indicaram que embora uma previsão do comportamento resistente das argilas seja possível através dos parâmetros Cam-Clay, tal previsão é fortemente sensível aos valores adotados para estes parâmetros. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem ao CENPES, CNPq, FAPERJ e Reageo-INCT (Instituto Nacional de Ciência e Tecnologia), o apoio na presente pesquisa. REFERENCES Chen, W., 2005, Uniaxial behaviour of suction caissons in soft deposits in deepwater. PhD thesis, The University of Western Australia. Finnie, I.M.S. e Randolph, M.F. (1994). Punch-through and liquefaction induced failure of shallow foundations on calcareous sediments, Proc. Int. Conf. on Behaviour of Offshore Structures, BOSS '94, Boston, 1: Ladd, C. C. (1991). Stability evaluation during staged construction. 22nd Terzaghi Lecture, J. Geotech. Engng, ASCE 117, No. 4, Mayne, P. W. (2001). Stress-strain-strength-flow parameters from enhanced in-situ tests. Proceedings of an International Conference on In-Situ Measurement of Soil Properties & Case Histories (In- Situ 2001), Bali, Indonesia Mayne, P. W. e Kulhawy, F. H., 1982, K0-OCR relationships in soils. J. Geotech. Engng Div., ASCE 108, No. 6, Oliveira, J.R.M.S., 2005, Modeling a problem of centrifuge soil-structure interaction (in Portuguese), D.Sc. thesis, COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. Oliveira, J.R.M.S.; Almeida, M.S.S; Almeida, M.C.F.; Borges, R.G.; Amaral, C.S. e Costa, A.M. (2005) Physical and numerical modelling of lateral buckling of a pipeline in very soft clay International Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics (ISFOG) Perth, Austrália. Pequeno, J.G.A., 2010, Determination of critical parameters of the Cam-Clay model of the reconstituted marine clay Roncador field, (in Portuguese), Graduation Project, Polytechnic School / UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brazil. Randolph, M.F., 2004, Characterisation of soft sediments for offshore applications, Keynote lecture, Proc. 2nd Int. Conf. on Site Investigation, Porto. pp Stewart, D.P. e Randolph, M.F., 1991, A new site Investigation tool for the centrifuge, Proceedings International Conference on Centrifuge Modelling Centrifuge 91, Boulder, Colorado, pp Stewart, D. P. (1992). Lateral loading of pile bridge abutments due to embankment construction. PhD thesis, University of Western Australia. Stewart D. P. e Randolph M. F., 1994, T-bar Penetration Testing in Soft Clay, Journal of Geotechnical Engineering Division ASCE, 120(12), pp Wroth, C. P. (1984). The interpretation of in-situ soil tests. 24 th Rankine Lecture, Géotechnique 34, No. 4, Atkinson, J.H. e Bransby, P. L., 1978, The Mechanics of Soils. An Introduction to Critical State Soil Mechanics.1 ed. Londres, MacGraw-Hill. Barbosa-Cruz, E.R. e Randolph, M.F., 2005, Bearing capacity and large penetration of a cylindrical object at shallow embedment. Proc. International symposium on frontiersin offshore geotechnicsisfog, Perth, pp