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Ingrid Magalhães Tavares da Silva
Utilização de vácuo em ensaios de laboratório em solo indeformado:
carregamento unidimensional e isotrópico
Dissertação de Mestrado
Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil da PUC-Rio.
Orientador: Prof. José Tavares Araruna Jr.
Co-Orientador: Prof. Sandro Salvador Sandroni
Rio de Janeiro Abril de 2013
Ingrid Magalhães Tavares da Silva
Utilização de vácuo em ensaios de laboratório em solo indeformado:
carregamento unidimensional e isotrópico
Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil do Centro Técnico Científico da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.
Prof. José Tavares Araruna Jr. Orientador
Departamento de Engenharia Civil – PUC-Rio
Prof. Sandro Salvador Sandroni Co-Orientador
Geoprojetos Ltda
Prof. Edgar Odebrecht Universidade do Estado de Santa Catarina
Prof. Maria Esther Soares Marques Instituto Militar de Engenharia / RJ
Rio de Janeiro, 22 de abril de 2013
Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total ou parcial do trabalho sem autorização da universidade, do autor e do orientador.
Ingrid Magalhães Tavares da Silva
Graduou-se em Engenharia Civil na Universidade de Fortaleza (UNIFOR), em Fortaleza – Ceará - Brasil, em 2011.
Ficha Catalográfica
CDD: 624
CDD: 624
Silva, Ingrid Magalhães Tavares da
Utilização de vácuo em ensaios de laboratório em
solo indeformado : carregamento unidimensional e isotrópico /
Ingrid Magalhães Tavares da Silva ; orientador: Jose Tavares
Araruna Jr. ; co-orientador: Sandro Salvador Sandroni. –
2013.
123 f. : il. (color.) ; 30 cm
Dissertação (mestrado)–Pontifícia Universidade
Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia
Civil, 2013.
Inclui bibliografia
1. Engenharia civil – Teses. 2. Vácuo. 3. Ensaios de
laboratório. 4. Melhoramento de solos moles. 5.
Adensamento. 6. Compressibilidade. I. Araruna Jr., Jose
Tavares. II. Sandroni, Sandro Salvador. III. Pontifícia
Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de
Engenharia Civil. IV. Título.
“Tudo é possível àquele que crer”
À minha fonte de inspiração, meu pai, Delto
e a minha querida mãe, Bernarda.
Agradecimentos
Ao Pai Celeste, o Onipresente e Onisciente, por me dar a força e a energia necessária para cumprir mais uma etapa na minha vida.
Ao meu pai, que me incentivou na Engenharia Geotécnica, e a quem devo muito do que sei e do que aprendi, e à minha amada mãe, meu porto seguro, Bernarda. Meus sinceros agradecimentos àqueles que buscaram sempre me transmitir os ensinamentos da vida.
As minhas queridas irmãs, Fabienne e Chelsea.
A minha família que apesar da distância sempre esteve presente com carinho e confiança.
Ao meu orientador, Jose Tavares Araruna Jr. pelos conceitos transmitidos, sugestões e orientação ao longo de toda pesquisa.
Ao querido professor e orientador, Sandro Sandroni, por todo apoio, mas principalmente por todo tempo dispensado em reuniões, que muito contribuíram na minha formação. Muito obrigada pela sua dedicação, sua paciência, sua confiança e pela amizade.
Ao querido professor Alberto Sayão, a quem muito me ajudou durante toda minha trajetória do mestrado na PUC-Rio, o meu muito obrigado professor pela confiança, pelo incentivo e pela amizade.
À Manuella Galindo, por sua amizade incondicional, pelo apoio e as inúmeras vezes que me ajudou.
Às queridas amigas Juliana Mochel, Simone Peres, Mariana Benessiuti, Stela Martins, Nathalia Passos, Bianca Lima e Jackeline Castañeda pelas contínuas mensagens de apoio, amizade e momentos de descontração.
Aos amigos, Mario Bonillac e Thiago Carnavale, pela amizade e pelo apoio.
A todos meus amigos da sala 614 e da Pós-Graduação, pelos momentos de alegria e amizade.
Ao corpo docente de Engenharia Civil da PUC-Rio, por todos os importantes ensinamentos transmitidos durante o curso de mestrado.
À empresa Tecnogeo por cederem a bomba de vácuo, necessária ao desenvolvimento deste estudo.
À Monica Moncada pela disposição, ajuda e auxílio fornecido no Laboratório de Geotecnia. Aos técnicos do laboratório, Deivid, Amaury, Rogério, Alex e Josué pelo apoio para realizar os ensaios.
Ao CNPq e à PUC-Rio, pelo apoio financeiro indispensável ao desenvolvimento deste trabalho.
Resumo
Silva, Ingrid Magalhães Tavares da; Araruna Jr, José Tavares (Orientador); Sandroni, Sandro Salvador (Co-orientador). Utilização de vácuo em ensaios
de laboratório em solo indeformado: carregamento unidimensional e isotrópico. Rio de Janeiro, 2013. 123 p. Dissertação de Mestrado – Departamento de Engenharia Civil da Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.
O uso da sobrecarga a vácuo como um método eficiente no tratamento de
solo mole é discutido através de ensaios de laboratório, usando solo indeformado.
As características do adensamento a vácuo foram investigadas em laboratório
através de ensaios edométricos, comparando carregamento com uso de vácuo ou
carga convencional. Foram realizados ensaios na câmara triaxial, comparando o uso
da pressão de vácuo e pressão atmosférica. Os resultados indicam que: (1) Os
resultados dos ensaios edométricos sugerem que a aplicação de vácuo funciona de
maneira equivalente ao incremento de carga convencional e induz a valores de
recalques maiores quando comparado com a aplicação de uma carga convencional
de mesma magnitude. (2) A partir dos resultados dos ensaios triaxiais, verificou-se
que o uso da pressão de vácuo acelera a dissipação da poropressão quando
comparado ao adensamento com a ação da pressão atmosférica. (3) As
características de adensamento do solo não mostram discriminação contra a
natureza da pressão de pré-adensamento, se são sob condições de pressão de vácuo,
pressão atmosférica ou carregamento convencional.
Palavras-chave:
Vácuo; ensaios de laboratório; melhoramento de solos moles; adensamento;
compressibilidade.
Abstract
Silva, Ingrid Magalhães Tavares da; Araruna Jr, José Tavares (Advisor); Sandroni, Sandro Salvador (Co-advisor). Use of vacuum in laboratory tests on undisturbed soil: one-dimensional and isotropic loading. Rio de Janeiro, 2013. 123 p. MSc. Dissertation – Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.
The use of vacuum surcharge as an effective technique in the treatment of
soft soil is discussed in analysis in laboratory behavior. Laboratoy tests using
undisturbed soil were performed to investigate the use of the technique. The
characteristics of the vacuum consolidation were studied in the laboratory by
oedometer tests comparing loading with the use of vacuum or conventional load.
Tests were performed in triaxial chamber comparing the use of vacuum pressure
and atmospheric pressure. The results indicate that: (1) The test results of
oedometer test indicate that vacuum application operates in a manner equivalent to
the conventional incremental load and induces the largest values of settlement
when compared with the conventional application of a load of the same magnitude.
(2) The results of the triaxial tests, it was found that the use of vacuum pressure
accelerates the dissipation of pore pressure when compared with the action of
atmospheric pressure. (3) The consolidation characteristics of the soil show no
discrimination against the nature of the consolidation pressure, whether they are
consolidated under vacuum pressure, atmospheric pressure or loading conventional.
Keywords:
Vacuum; laboratory tests; soft soils improvement;; consolidation;
compressibility.
Sumário
1 INTRODUÇÃO 18
1.1. Relevância e Justificativa da Pesquisa 18
1.2. Objetivos 19
1.3. Organização do trabalho 20
2 REVISÃO BIBLIOGRAFICA 22
2.1. Teoria do Adensamento de Terzaghi 22
2.1.1. Hipóteses Simplificadoras 22
2.1.2. Equação do Adensamento 23
2.1.3. Ensaio de Adensamento Edométrico 30
2.1.4. Ensaio Triaxial 36
2.2. Técnicas Construtivas sobre Solos Moles 38
2.2.1. Substituição Total ou Parcial de Solos Moles 38
2.2.2. Construção em Etapas 39
2.2.3. Aterros sobre Estacas e Colunas 39
2.2.4. Drenos Verticais 40
2.2.5. Sobrecarga Convencional 41
2.2.6. Sobrecarga a Vácuo 43
3 PROGRAMA EXPERIMENTAL 56
3.1. Ensaio de Caracterização Geotécnica 57
3.1.1. Granulometria 57
3.1.2. Limites de Consistência 57
3.1.3. Massa Especifica Real dos Grãos 58
3.1.4. Determinação do Teor de Matéria Orgânica 58
3.2. Ensaio de Adensamento Unidimensional 58
3.2.1. Equipamentos e Metodologias do Ensaio 59
3.3. Ensaio de Adensamento Isotrópico 69
3.3.1. Equipamento Triaxial 70
3.3.2. Metodologias 77
4 APRESENTAÇÃO E DISCUSÃO DOS RESULTADOS 83
4.1. Ensaios de Caracterização Geotecnia 83
4.1.1. Analise Granulométrica 83
4.2. Ensaio de Adensamento Unidimensional 85
4.3. Ensaio de Adensamento Isotrópico 96
4.3.1. Ensaios com vácuo 97
4.3.2. Ensaio sem vácuo 102
4.3.3. Comportamento da variação volumétrica 107
4.3.4. Comparação da poropressão 110
5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS 113
5.1. Conclusões 113
5.2. Sugestões para pesquisas futuras 115
6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 116
ANEXO I EQUAÇÃO DE CALIBRAÇÃO 123
Índice de Figuras
Figura 2.1 – Porcentagem de adensamento da camada de solo
saturado em função da profundidade normalizada Z e do fator tempo
Tv para excesso uniforme de poropressão inicial, (Fonte: Lambe
e Whitman, 1969) .............................................................................. 27
Figura 2.2 – Grau de adensamento médio de uma camada de solo
saturado: (a) incremento da poropressão inicial uniforme; (b) U
versus T (Fonte: Lambe e Whitman, 1969) ....................................... 28
Figura 2.3 –Determinação do coeficiente de adensamento através do
Método de Casagrande (Fonte: Casagrande 1936, apud Netto,2006)
.......................................................................................................... 32
Figura 2.4 – Determinação do coeficiente de adensamento através do
Método de Taylor (1948). .................................................................. 33
Figura 2.5 – Índice de vazios versus tensão vertical efetiva (Craig, 2004
apud Romanel 2011). ........................................................................ 34
Figura 2.6 – Relação teórica entre a porcentagem de dissipação da
poropressão na base da amostra e o fator tempo (Fonte: Bishop e
Henkel, 1962) .................................................................................... 37
Figura 2.7 – Compensação dos recalques primários através de
sobrecarga adicional (Fonte: Adaptado de Johnson, 1970). ............. 42
Figura 2.8 - Analogia da mola do processo do adensamento com ação da:
sobrecarga convencional; (Fonte: Adaptado de Chu e Yan, 2005) ... 45
Figura 2.9 – Parâmetros do solo (Fonte: Adaptado de Masse et al.,2001)
.......................................................................................................... 45
Figura 2.10 – Analogia da mola do processo de adensamento com ação
da: sobrecarga a vácuo. (Fonte: Adaptado de Chu e Yan, 2005) ..... 46
Figura 2.11 – Variação da poropressão e da tensão efetiva: (a)
sobrecarga convencional; (b) sobrecarga a vácuo (Fonte: Adaptado
de Chu e Yan, 2005). ........................................................................ 48
Figura 2.12 – Diagrama p’ x q’ (Fonte: Adaptado de Masse et al.,2001). 49
Figura 2.13 – Sistema de vácuo com membrana (Fonte: Adaptado de
Sandroni et al., 2012) ........................................................................ 52
Figura 2.14 - Sistema de aplicação de vácuo dreno a dreno (Fonte:
Adaptado de Sandroni et al., 2012) ................................................... 54
Figura 2.15 – Junção do trecho impermeável com o dreno: (a) dreno fita;
(b) dreno estrela (Fonte: Sandroni et al., 2012) ................................ 54
Figura 3.1 – Prensa de adensamento tipo Bishop do LGMA da PUC-Rio:
(a) vista de frente e (b) vista lateral. .................................................. 59
Figura 3.2 – Processo de extração e moldagem da amostra do tubo
amostrador ........................................................................................ 61
Figura 3.3 – (a) Célula fabricada de PVC e (b) Célula convencional ....... 62
Figura 3.4 – Processo de montagem da célula ........................................ 63
Figura 3.5 – Sistema de vedação da célula de adensamento .................. 64
Figura 3.6 – Célula de adensamento ajustada na prensa com sistema de
vedação ............................................................................................. 64
Figura 3.7 – (a) Abaixamento do O’ring com auxilio da seringa de plástico
e (b) O’ring após abaixamento .......................................................... 65
Figura 3.8 – Topo do Cap preenchido com graxa de vaselina ................. 65
Figura 3.9 – Bomba de vácuo .................................................................. 66
Figura 3.10 – Sistema externo de arrefecimento da água ........................ 67
Figura 3.11 – Tanque de acrílico com a interface ar/água ....................... 68
Figura 3.12 – Detalhe do regulador de altura ........................................... 68
Figura 3.13 – Componentes do sistema triaxial utilizado na pesquisa ..... 71
Figura 3.14 – Câmara triaxial ................................................................... 71
Figura 3.15 – (a) Visão geral do ensaio, (b) Sistema de válvulas na base
da prensa triaxial ............................................................................... 72
Figura 3.16 – Medidor de Variação Volumétrica ...................................... 73
Figura 3.17 – Transdutor de pressão durante execução do ensaio ......... 75
Figura 3.18 – Sistema de aplicação de pressões ..................................... 75
Figura 3.19 – Sistema central de aquisição de dados .............................. 76
Figura 3.20 – Válvulas responsáveis pela aplicação da tensão confinante
e medição do MVV ............................................................................ 79
Figura 3.21 - Válvulas responsáveis pela medição da poropressão no topo
da amostra ........................................................................................ 80
Figura 3.22 - Válvulas responsáveis pela aplicação da pressão de vácuo
ou atmosférica ................................................................................... 81
Figura 4.1 – Curva granulométrica do solo mole ...................................... 83
Figura 4.2 – Correlação entre umidade e PPI (Fonte: Sandroni, 2012) ... 85
Figura 4.3 – Comparação das curvas índice de vazios x tensão vertical
efetiva ................................................................................................ 88
Figura 4.4 – Comparação das curvas do sétimo estágio de carregamento
.......................................................................................................... 89
Figura 4.5 – Porcentagem média de adensamento versus fator tempo:
AU-01 ................................................................................................ 90
Figura 4.6 - Porcentagem média de adensamento versus fator tempo: AU-
02 ...................................................................................................... 90
Figura 4.7 - Coeficiente de adensamento versus tensão vertical efetiva
para ensaio AU-01 ............................................................................ 91
Figura 4.8 - Coeficiente de adensamento versus tensão vertical efetiva
para ensaio AU-02 ............................................................................ 92
Figura 4.9 – Permeabilidade versus tensão vertical efetiva para ensaio
AU-01 ................................................................................................ 93
Figura 4.10 – Permeabilidade versus tensão vertical efetiva para ensaio
AU-02 ................................................................................................ 93
Figura 4.11 – Coeficiente de Permeabilidade versus tensão vertical efetiva
.......................................................................................................... 94
Figura 4.12 - Poropressão versus tempo, amostra 5,5 cm com vácuo .... 99
Figura 4.13 - Poropressão versus tempo, amostra 3,8 cm com vácuo .... 99
Figura 4.14 - Poropressão versus tempo, amostra 2,5 cm com vácuo .. 100
Figura 4.15 – Grau de adensamento versus Fator Tempo, amostra 5,5 cm
com vácuo ....................................................................................... 101
Figura 4.16 - Grau de adensamento versus Fator Tempo, amostra 3,8 cm
com vácuo ....................................................................................... 101
Figura 4.17 – Grau de Adensamento versus Fator Tempo, amostra 2,5 cm
com vácuo ....................................................................................... 102
Figura 4.18 - Poropressão versus tempo, amostra 5,5 cm sem vácuo .. 104
Figura 4.19 - Poropressão versus tempo, amostra 3,7 cm sem vácuo .. 104
Figura 4.20 - Poropressão versus tempo, amostra 2,5 cm sem vácuo .. 105
Figura 4.21 - Grau de Adensamento versus Fator Tempo, amostra 5,5 cm
sem vácuo ....................................................................................... 106
Figura 4.22 - Grau de Adensamento versus Fator Tempo, amostra 3,5 cm
sem vácuo ....................................................................................... 106
Figura 4.23 - Grau de Adensamento versus Fator Tempo, amostra 2,5 cm
sem vácuo ....................................................................................... 107
Figura 4.24 – Porcentagem de deformação volumétrica versus tempo,
amostra de 5,5 cm........................................................................... 109
Figura 4.25 - Porcentagem de deformação volumétrica versus tempo,
amostra de 3,5 cm........................................................................... 109
Figura 4.26 - Porcentagem de deformação volumétrica versus tempo,
amostra de 5,5 cm........................................................................... 110
Figura 4.27 – Variação da poropressão versus o tempo para amostra de
2,5 cm. ............................................................................................ 111
Figura 4.28 - Variação da poropressão versus o tempo para amostra de
3,5 cm. ............................................................................................ 111
Figura 4.29 - Variação da poropressão versus o tempo para amostra de
5,5 cm. ............................................................................................ 112
Figura A.I.1- Dados e equação da calibração . ...................................... 112
Índice de Tabelas
Tabela 2.1 – Avaliação da Porcentagem média de adensamento U 29
Tabela 2.2 – Relação entre o fator tempo Tv e a porcentagem de
dissipação da poropressão na base da amostra e drenagem a partir
do topo (Fonte: Bishop e Henkel, 1962) 37
Tabela 3.1 – Resumo do Programa Experimental 56
Tabela 3.2 – Altura dos ensaios de adensamento isotrópico na câmara
triaxial 70
Tabela 4.1 – Resumo do ensaio de caracterização 84
Tabela 4.2 – Teor de matéria orgânica 84
Tabela 4.3 – (a) Parâmetros iniciais e (b) Resumo dos resultados do
ensaio do adensamento unidimensional AU-01 86
Tabela 4.4 - (a) Parâmetros iniciais e (b) Resumo dos resultados do
ensaio do adensamento unidimensional AU-02 87
Tabela 4.5 – Valores dos parâmetros de compressibilidade 94
Tabela 4.6 – Índices de compressibilidade para solos moles do Estado
do Rio de Janeiro 95
Tabela 4.7 – Resumo dos ensaios realizados 97
Tabela 4.8 – Variação de volume dos corpos de prova 108
Figura A.I.1- Curva da calibração . 112
Lista de Símbolos
Coeficiente de compressibilidade
B Parâmetro B de Skempton
Cc índice de compressão
Cr índice de recompressão
cv coeficiente de adensamento
C� compressão secundária
e índice de vazios;
Gs densidade relativa dos grãos
distância de drenagem
coeficiente de permeabilidade vertical
Ko coeficiente de empuxo no Repouso
tempo;
fator tempo
mv coeficiente de variação volumétrica
Pa pressão atmosférica
Psc carga provisória
PPE carga permanente
∆HPE variação do recalque devido a carga permanente
∆HSC variação do recalque devido a carga provisória
S grau de saturação
Uv porcentagem de adensamento
U porcentagem média de adensamento
excesso de poropressão no tempo t
excesso de poropressão média na camada
excesso de poropressão inicial
w umidade
distância vertical entre um ponto e a superfície de aplicação
do carregamento
peso específico natural do solo
�w – peso específico da água
– variação do índice de vazios
∆p – incremento de pressão
– variação da tensão vertical efetiva
acréscimo de tensão confinante aplicado
excesso de poropressão gerado
- tensão confinante
- tensão efetiva inicial
ε – deformação
εf – deformação final
- tensão horizontal efetiva
- tensão vertical efetiva
1 INTRODUÇÃO
1.1. Relevância e Justificativa da Pesquisa
A elevada demanda de obras civis em grandes centros urbanos requer a
construção onde o terreno pode ser constituído de depósitos de solos moles. Esses
tipos de solos apresentam uma preocupação especial quanto aos recalques
excessivos e/ou ao risco de ruptura, devido à elevada compressibilidade do solo, e
à baixa resistência desses materiais. Em função da baixa permeabilidade desses
depósitos, em regiões com esse tipo de solo, é observada a necessidade de longos
períodos para que os recalques se estabilizem. Com isso, o prazo total de
construção da obra pode tornar-se impeditivo para o sucesso do empreendimento.
Existem várias técnicas disponíveis no mercado para viabilizar a construção
nesses depósitos, que podem chegar, em alguns casos até 30m de espessura na
Região do Oeste da cidade do Rio de Janeiro (Almeida et al., 2008). Alguns
métodos controlam o recalque, enquanto outros controlam o risco de ruptura, e
estabilidade, embora a maior parte dos métodos adotados na prática contemplem
ambas questões.
A escolha do método construtivo mais adequado está associada a questões,
como: características geotécnicas dos depósitos, escassez de material, problemas
ambientais, incluindo transporte e disposição final do solo, uso da área,
vizinhança, prazos construtivos e custos envolvidos.
Algumas soluções podem ser adotadas, quando possíveis, para aumentar o
fator de segurança quanto à ruptura como a construção em etapas ou a utilização
de bermas de equilíbrio. A técnica de aterros leves busca a utilização de materiais
leves no corpo do aterro, de modo a aliviar a carga vertical e, por conseqüência,
minimizar recalques e empuxos. Sistemas de drenos verticais com sobrecarga são
freqüentemente utilizados, estes diminuem a distância que a água, nos vazios do
solo muito mole, tem que percorrer para sair. Os drenos podem reduzir muito (de
19
décadas para meses) o tempo necessário para que o processo de adensamento
aconteça. (Sandroni, 2006).
Uma das técnicas mais comum no tratamento de solo mole é a sobrecarga. A
utilização da sobrecarga tradicional em perfis de solo com espessas camadas de
solo mole e com baixa permeabilidade podem demandar muito tempo. Além
disso, fatores de segurança baixos podem ser atingidos durante carregamentos
rápidos, devido aos deslocamentos horizontais induzidos.
Atualmente, o método de sobrecarga a vácuo tem se desenvolvido e
mostrado eficiente desde que foi introduzido por W. Kjellman, (1952) e descrito
em particular por Cognon (1991), Magnan (1994), Cognon et al. (1994) e Jacob et
al. (1994). As questões acima abordadas justificam a sua crescente utilização no
mundo.
O desenvolvimento da Mecânica dos Solos ainda tem como principal aliado
os laboratórios, o desenvolvimento laboratorial, onde busca-se o desenvolvimento
e aprimoramento de ensaios, bem como, equipamentos para a melhor definição do
comportamento dos solos. A modelagem de sobrecarga a vácuo tem sido
estudada por Chai e outros (2005), Mohamedelhassan e Shang (2002) e
Rujikiatkamjorn e outros (2008), entre outros. Visando o aprimoramento dessa
técnica, investigou-se nesse trabalho as características da adensamento a vácuo
através de um programa experimental que envolve ensaios de laboratório.
Essa dissertação pode ser dividida em duas partes: adaptação do
equipamento edométrico e triaxial à realização dos ensaios na condição de
aplicação da pressão de vácuo e avaliação do comportamento de um solo mole sob
ação do vácuo.
1.2. Objetivos
A partir de uma ampla revisão bibliográfica, são apresentados os aspectos
teóricos e práticos da técnica de sobrecarga a vácuo, em que são detalhados
aspectos como os mecanismos, os sistemas de aplicação de vácuo em campo, bem
como uma abordagem teórica da teoria do adensamento de Terzaghi.
O objetivo desse trabalho consiste em verificar a aplicabilidade da técnica
mencionada acima em laboratório, de modo a validar e comparar o
20
comportamento do solo mole sob ação da pressão de vácuo. Para tanto foram
realizadas adaptações no ensaio edométrico e triaxial convencional.
A partir dos ensaios de laboratório edométrico adaptado, foram comparados
os comportamentos do adensamento induzido pela pressão de vácuo e pela
aplicação de carga convencional, ou seja, com incremento de carga. Foram
realizados também, ensaios triaxiais modificados em que a fase de adensamento
ocorre sob ação da pressão de vácuo ou da pressão atmosférica.
As características de adensamento a vácuo foram investigadas através da
comparação dos resultados de deformações, de poropressão e características de
parâmetros de compressibilidade.
1.3. Organização do trabalho
Esta pesquisa, levando-se em consideração o objetivo e a metodologia para
desenvolvimento da mesma, foi organizada em cinco capítulos. Uma descrição
dos tópicos abordados em cada capítulo encontra-se a seguir.
Inicialmente, neste capítulo, descreveu-se a forma de apresentação da
dissertação e abordou-se a relevância do assunto, bem como a apresentação da
proposta de trabalho com o adensamento por sobrecarga a vácuo. A principal
motivação desse trabalho decorre do fato de que essa proposta ainda encontra-se
em desenvolvimento no cenário brasileiro e mundial. Além disso, foram definidos
os objetivos, assim como também a metodologia de abordagem do tema.
O segundo capítulo mostra uma revisão da literatura referente aos assuntos
abordados na pesquisa. Abordam-se detalhes teóricos referentes a Teoria do
Adensamento de Terzaghi, bem como os parâmetros obtidos no ensaio de
adensamento unidimensional. Apresenta – se, de uma forma sucinta, um conjunto
de observações práticas sobre algumas técnicas construtivas sobre solos moles,
tais como substituição total ou parcial, construção em etapas, aterros sobre estacas
e colunas, uso de drenos verticais e sobrecarga convencional. Também é
apresentada uma abrangente revisão bibliográfica, baseada em artigos publicados
em congressos e revistas, em que foram abordados detalhes teóricos e as
metodologias utilizadas para o uso de sobrecarga a vácuo, bem como uma
comparação dessa com o uso de sobrecarga convencional.
21
No terceiro capítulo é descrito detalhadamente o programa experimental
seguido nessa pesquisa. Nesse capítulo mostram-se as metodologias adotadas, os
equipamentos utilizados na realização dos ensaios de laboratório, incluindo a
caracterização geotécnica, assim como, os ensaios de adensamento
unidimensional e adensamento isotrópico.
O quarto capítulo apresenta os resultados dos ensaios de laboratório,
O capítulo cinco apresenta as conclusões, baseadas no conhecimento obtido
na realização deste trabalho e da análise dos resultados, bem como as sugestões
para trabalhos futuros.
Ao final, apresentam-se as referências bibliográficas utilizadas nesta
pesquisa.
2 REVISÃO BIBLIOGRAFICA
Esse capítulo tratará de uma breve revisão bibliográfica, serão abordados os
detalhes teóricos referentes a Teoria do Adensamento de Terzaghi, além de uma
abordagem sobre as técnicas construtivas sobre solos moles.
2.1. Teoria do Adensamento de Terzaghi
A aplicação de tensões no solo causa deformações que seguem relações
mecânicas próprias, funções das propriedades do material. O solo é constituído
por grãos sólidos e vazios preenchidos por ar, por líquido ou pela combinação de
ambos. Quando o solo é solicitado por uma pressão, o volume tende a reduzir,
devido a três possíveis fatores: a compressão dos grãos, a compressão do ar e do
líquido presente nos vazios, a saída de ar e líquido dos vazios.
Os procedimentos para análise do comportamento de uma camada de solo
compressível, para as condições de deformação unidimensional e fluxo vertical,
foram inicialmente apresentados por Terzaghi (1925) e Terzaghi e Frolich (1936),
nos anos de 1925 – 1935, tornando-se uma das teorias mais utilizadas na prática
da engenharia geotécnica.
2.1.1. Hipóteses Simplificadoras
A teoria do adensamento unidimensional descreve o processo gradual que
envolve, simultaneamente, um lento processo de drenagem da água dos vazios de
um solo, tendo como conseqüência, um aumento gradual da tensão efetiva no
esqueleto sólido e a ocorrência de uma gradual compressão do solo. Terzaghi,
apresentou algumas hipóteses simplificadoras à serem consideradas para a
dedução da teoria, que são:
a) Solo homogêneo;
23
b) Solo saturado;
c) Compressibilidade dos grãos sólidos e da água são desprezíveis em
relação à compressibilidade do solo;
d) As deformações do solo são consideradas infinitesimais em relação a
espessura da camada compressível, de forma que esta é considerada
constante.
e) A compressão é unidimensional;
f) O fluxo de água é unidirecional;
g) Fluxo governado pela lei de Darcy;
h) Alguns parâmetros físicos, que na realidade variam durante o processo,
são admitidos constantes, como o coeficiente de permeabilidade (kv) e o
coeficiente de compressibilidade (av);
i) Há uma única relação linear, independente do tempo, entre o índice de
vazios e a tensão vertical efetiva, durante o processo de adensamento;
j) Domínio dos pequenos deslocamentos e pequenas deformações.
As hipóteses mais questionáveis dizem respeito às hipóteses (d), (h), (i) e
(j). Em solos reais, a medida que o solo adensa, o coeficiente de permeabilidade e
o coeficiente de compressibilidade variam. O comportamento dos solos (reais) não
é elástico linear, a variação do índice de vazios com as tensões efetivas é não-
linear, e varia com o logaritmo das tensões efetivas, na condição normalmente
adensada. Para o uso de uma correlação mais adequada, a não-linearidade da
curva tensão versus deformação pode ser tratada em análises numéricas, fato que
torna, a solução matemática muito mais complexa.
2.1.2. Equação do Adensamento
Baseado nas hipóteses simplificadoras, a equação fundamental do
adensamento desenvolvida por Terzaghi e Frolich (1936), permite calcular a
distribuição do excesso de poropressão em um ponto dentro da massa de solo, em
qualquer instante, sujeito a um processo de adensamento unidimensional,
apresentada como:
24
Onde:
�� – excesso de poropressão no tempo t;
� – tempo;
�� – coeficiente de permeabilidade vertical;
e – índice de vazios;
�� – coeficiente de compressibilidade;
�w – peso específico da água;
� – distância vertical entre um ponto e a superfície de aplicação do
carregamento.
O termo do segundo membro da Equação 2.1 interfere diretamente no tempo
para que ocorra o processo de transferência de tensões entre a água (poropressão)
e o esqueleto sólido (tensão efetiva), e reflete as características do solo
(permeabilidade e compressibilidade). A adoção de um coeficiente como uma
constante do solo, constitui a hipótese (h). Portanto, tem-se:
c� = ��.(���)��.�� = ��
�.�� Equação 2.2
Onde:
mv – coeficiente de variação volumétrica;
O coeficiente de compressibilidade (��) e o coeficiente de variação
volumétrica (��) são definidos como:
�� = − ∆∆��� Equação 2.3
�� = − ��� Equação 2.4
����� = �� . (1 + )�� . �� . �²����² Equação 2.1
25
Onde:
∆ – variação do índice de vazios;
∆�′ – variação da tensão vertical efetiva.
Portanto, a equação básica da teoria do adensamento de Terzaghi é dada
pela seguinte expressão:
����� = �� . �²��
��² Equação 2.5
A solução da equação 2.5 é obtida impondo as condições de contorno para o
caso do adensamento unidimensional:
z = 0, u=0
z = 2��, u = 0
t = 0, u = u0
Que indicam a drenagem completa nas duas extremidades da amostra e o
excesso de poropressão inicial, u0, constante ao longo de toda a altura, é igual ao
incremento da pressão (∆p = p2 - p1). A solução analítica da equação básica é dada
por (Taylor, 1948):
�� = ∑ ���� ��� �.�
��� ��².����� ��� Equação 2.6
T� = ��.���² Equação 2.7
Onde:
�� – fator tempo;
� − um inteiro;
� − � �2� + 1�; �� −excesso de poropressão inicial;
�� – distância de drenagem, igual à espessura real da camada dividida pelo
número de faces de drenagem (2 para topo e base; 1 para topo ou base);
t – tempo;
26
cv – coeficiente de adensamento vertical.
O progresso do processo de adensamento em um ponto pode ser expresso
pela porcentagem de adensamento (Uz). Definida como a relação entre a
deformação (ε) ocorrida em um elemento em uma certa profundidade z, em um
determinado tempo t, e a deformação desse elemento quando todo o processo de
adensamento ocorrer (εf):
�� =���
Equação 2.8
Essa relação também pode ser expressa em função dos seguintes índices:
�� = �� �� = ��� ���
��� ��� = 1 − ��� Equação 2.9
Onde:
� – excesso de poropressão no tempo t;
�� - excesso de poropressão inicial.
As equações (2.6) e (2.9) podem ser combinadas para se obter o grau de
adensamento a qualquer profundidade z, de modo a fornecer a solução na forma
gráfica, isócronas. Estas marcam o crescimento da tensão efetiva com a
diminuição da poropressão, conforme ilustra a Figura 2.1, onde Uz é definido por:
�� = 1 − ∑ �� ��� �.�
��� ��².���� � ��� Equação 2.10
27
Figura 2.1 – Porcentagem de adensamento �! da camada de solo saturado em
função da profundidade normalizada Z e do fator tempo Tv para excesso uniforme
de poropressão inicial, �" (Fonte: Lambe e Whitman, 1969)
Na prática da engenharia geotécnica, é mais conveniente determinar a
porcentagem média de adensamento, U, de toda a espessura da camada de solo
compressível, para certo valor do fator tempo, TV.
� = ��� �####�� = 1 − �####�� Equação 2.11
Onde:
���� - é o excesso de poropressão média na camada para certo valor de Tv;
A substituição da expressão para o excesso de poropressão ��, dada na
equação (2.6), na equação (2.11), fornece a equação para o grau de adensamento
médio, U:
� = 1 − ∑ ��² ��².��� ��� Equação 2.12
U também é denominado de porcentagem de recalque, pois pode ser
relacionado ao recalque total, ou seja, indica a relação entre o recalque sofrido
28
pela camada até o instante “t” considerado e o recalque total provocado pelo
carregamento.
� = $% &'� � �� ()*� )� �$% &'� + ,() & �+ �)* �)�+ Equação 2.13
Como é indicado na Figura 2.2(a), U pode ser interpretado como uma área
no diagrama �� - Z. A expressão 2.12 é representada graficamente na Figura 2.2
(b), para o caso em que �� é o mesmo para toda a profundidade da camada de
adensamento.
Figura 2.2 – Grau de adensamento médio de uma camada de solo saturado: (a)
incremento da poropressão inicial uniforme; (b) U versus T (Fonte: Lambe e
Whitman, 1969)
Observa-se que o grau de adensamento médio, U, diminui rapidamente no
início, mas a velocidade de adensamento diminui e U se aproxima
assintoticamente a 1, onde teoricamente o adensamento primário se prolonga
infinitamente no tempo (t →∞). A equação (2.12) pode ser expressa, segundo
(Taylor, 1948), com bastante aproximação pelas relações empíricas:
29
�� = - �U�� para � ≤ 60% Equação 2.14
�� = −0,9332. ��� �1 − U� − 0,0851 para � > 60% Equação 2.15
A Tabela 2.1 fornece a variação de U (%) com Tv com base nas equações
(2.10) e (2.14 – 2.15).
Tabela 2.1 – Avaliação da Porcentagem média de adensamento U
Tv U (%) – Eq. 2.10 U(%) – Eq. 2.14 e 2.15 0,001 3,57 3,57 0,010 11,28 11,28 0,020 15,96 15,96 0,030 19,54 19,54 0,040 22,57 22,57 0,050 25,23 25,23 0,060 27,64 27,64 0,070 29,85 29,85 0,080 31,92 31,92 0,090 33,85 33,85 0,100 35,68 35,68 0,200 50,41 50,46 0,300 61,32 61,33 0,400 69,79 69,79 0,500 76,40 76,40 0,600 81,56 81,56 0,700 85,59 85,59 0,800 88,74 88,74 0,900 91,20 91,20 1,000 93,13 93,13
30
2.1.3. Ensaio de Adensamento Edométrico
O ensaio de adensamento edométrico, ou ensaio de adensamento
unidimensional com carregamento incremental, tradicionalmente conhecido por
SIC (“Standard Incremental Consolidation”), foi proposto por Terzaghi na década
de 20, com a finalidade de reproduzir em laboratório as condições da teoria do
adensamento unidimensional. De modo a prever não somente a grandeza e a
velocidade das deformações que ocorrem em obras sobre depósitos de solos
moles, como também a velocidade de dissipação da poropressão através de
parâmetros obtidos no ensaio.
De um modo geral, o ensaio de adensamento unidimensional consiste na
aplicação de incrementos de carga em um corpo de prova cilíndrico, cuja amostra
é confinada por um anel de aço, limitando qualquer deformação lateral. No topo e
na base são colocadas pedras porosas, permitindo a drenagem em ambas às
extremidades. Com o auxílio de um extensômetro são registradas as deformações
verticais em diversos intervalos de tempo e para cada estágio de carga.
Os resultados do ensaio, normalmente, são apresentados em um gráfico em
que nas ordenadas é representada a variação do índice de vazio final de cada
estágio, representando a redução da altura da amostra, e nas abscissas, em escala
logarítmica, as tensões aplicadas.
2.1.3.1. Determinação dos Parâmetros de Adensamento em Labor atório
A partir do ensaio edométrico, são obtidos os parâmetros de adensamento
para a estimativa dos recalques (parâmetros de compressibilidade) e de velocidade
de recalque. Esses parâmetros são: o índice de compressão (Cc), o índice de
recompressão (Cr), o coeficiente de compressão secundária (C�), o coeficiente de
adensamento (cv), o coeficiente de permeabilidade (kv), o coeficiente de
compressibilidade (av) e o coeficiente de variação volumétrica (mv). A seguir
descrevem-se os procedimentos para a obtenção de alguns deles.
31
2.1.3.1.1. Coeficiente de Adensamento (c v)
O valor do coeficiente de adensamento está relacionado à permeabilidade do
solo e, portanto, ao tempo de recalque. Quando, em cada estágio de carregamento,
registram-se as deformações do corpo de prova, ao longo do tempo, busca-se
determinar, por meio de analogia com as curvas teóricas U = f (Tv), apresentadas
na Figura 2.2, o coeficiente de adensamento, cv.
Dois métodos normalmente utilizados na prática para a determinação de cv
através do ensaio de adensamento são:
- Método do Logaritmo do Tempo, Casagrande;
- Método da Raiz Quadrada do Tempo, Taylor.
2.1.3.1.1.1. Método de Casagrande (1936)
O método do logaritmo do tempo, proposto por Casagrande, determina que
altura do corpo de prova seja plotada em função do tempo de carregamento, em
escala logarítmica.
De acordo com a Figura 2.3, a primeira parte da curva é aproximadamente
uma parábola, então, a correção do trecho inicial é realizada com o ponto h0, que
pode ser localizado com base no seguinte procedimento:
- no trecho inicial da curva experimental, marcam-se os tempos t1 e t2,
separados numa razão t2/t1 = 4; a distância vertical medida entre esses dois
instantes (∆h) é somada à leitura correspondente ao ponto (t1), determinando-se o
valor de h0.
Então é determinada a altura correspondente ao final do adensamento
primário (h100), definido pela interseção do trecho intermediário da curva de
adensamento e a tangente ao seu trecho final.
32
Figura 2.3 –Determinação do coeficiente de adensamento através do Método de
Casagrande (Fonte: Casagrande 1936, apud Netto,2006)
Conhecendo-se h100, determina-se a altura associada a 50% de adensamento
e, consequentemente, o tempo associado a essa porcentagem de adensamento
(t50). O coeficiente de adensamento é calculado como:
�� = �� �����%�.�
��� Equação 2.16
�� =
�,�.�
��� Equação 2.17
2.1.3.1.1.2. Método de Taylor (1948)
O método de Taylor baseia-se em uma curva cuja a altura do corpo de
prova seja plotada em função da raiz quadrada do tempo de carregamento.
O método sugere uma correção do trecho inicial através da linearização
da curva nos instantes iniciais (de hi para ho). A curvatura inicial é atribuída a
eventual existência de ar na montagem do ensaio e as deformações medidas são
relacionadas aos ajustes do equipamento. A partir de ho, inicio do adensamento
primário, traça-se uma reta auxiliar, com todas as abscissas 1,15 vezes maiores
que as correspondentes à primeira reta (Figura 2.4).
33
Figura 2.4 – Determinação do coeficiente de adensamento através do Método de
Taylor (1948).
O ponto de interseção entre a segunda reta e a curva de ensaio corresponde a
um tempo associado a uma porcentagem de adensamento de 90% (√�90). O
coeficiente de adensamento é calculado como:
�� = �� �����%�.�
��� Equação 2.18
�� = �,���.�
��� Equação 2.19
2.1.3.1.2. Parâmetros de Compressibilidade
Os resultados típicos de um ensaio de adensamento unidimensional, com o
índice de vazios (e) nas abscissas versus a tensão vertical efetiva (�′) como
ordenada, são mostrados na Figura 2.5. A partir dessa curva, obtêm-se os
coeficientes de compressibilidade, av, de variação volumétrica, mv e índices de
compressão, Cc e recompressão Cr, bem como o coeficiente de permeabilidade kv. O coeficiente de variação volumétrica, mv, é uma característica do esqueleto
sólido do material, obtido pela expressão 2.4, aqui representada:
34
�. = − ��� Equação 2.20
Onde o coeficiente de compressibilidade av, é obtido através da curva índice
de vazios e, versus tensão vertical efetiva, �′, equação 2.3, aqui representada pela
equação 2.21:
�. = − ∆∆��� Equação 2.21
Figura 2.5 – Índice de vazios versus tensão vertical efetiva (Craig, 2004 apud
Romanel 2011).
Na Figura 2.5 o primeiro trecho mostra uma recompressão inicial, que
representa a recompressão do solo, até um valor característico de tensão,
correspondente à máxima tensão que o solo já sofreu na natureza. Tal reta
apresenta um coeficiente angular denominado índice de recompressão (Cr). Em
geral, recomenda-se a determinação de Cs, no ciclo de expansão e recompressão,
pois no trecho inicial a amostra pode apresentar efeitos do amolgamento,
ocorridos durante a etapa de extração e moldagem da amostra.
35
�$ = ��∆ /01��� Equação 2.22
Após o valor característico de tensão, o corpo de prova começa a ser
comprimido, sob tensões superiores às máximas tensões por ele já suportadas na
natureza. Definidas pelo trecho da reta virgem, tal reta apresenta um coeficiente
angular denominado índice de compressão (Cc).
�% = ��∆ /01��� Equação 2.23
A dedução da equação de adensamento define o coeficiente de adensamento
a partir do conjunto de parâmetros presentes na equação diferencial; isto é:
�� = 2�.(��) �.3 Equação 2.24
Desta forma, uma vez conhecidos os parâmetros de compressibilidade e
coeficiente de adensamento, é possível estimar indiretamente o valor do
coeficiente de permeabilidade do solo, utilizando-se a seguinte expressão.
k� = m�. c�. γ4 Equação 2.25
2.1.3.1.3. Compressão Secundária, �5
A compressão secundária é considerada por alguns autores como aquela que
ocorre após o término do adensamento primário, de modo que a curva recalque da
amostra versus log (t) passa a representar um trecho aproximadamente constante.
Isto é, a deformação continua a se processar, muito embora os excessos de
poropressão já tenham sido quase totalmente dissipados, ou seja, é praticamente
nulo. Este trecho, denominado compressão secundária do solo, é representado pela
equação:
36
�6 = − ∆�∆/01 (�) Equação 2.26
2.1.4. Ensaio Triaxial
O ensaio triaxial é comumente realizado para análise do comportamento
mecânico e obtenção dos parâmetros de resistência ao cisalhamento e
deformabilidade do solo. É dividido em duas fases, a primeira de adensamento e a
segunda de cisalhamento. De uma forma geral, são classificados de acordo com o
modo de execução de cada fase, conforme descrito adiante:
- C.I.U.: Adensado Isotropicamente e não drenado: O corpo de prova é
primeiramente adensado, para posterior cisalhamento de forma não drenada, ou
seja, com geração de poropressão e sem variação de volume do corpo de prova;
- C.I.D.: Adensado Isotropicamente e drenado: O corpo de prova é adensado
na primeira fase, e posteriormente a fase de cisalhamento é realizada de forma
drenada, ou seja, sem geração de poropressão e com variação de volume do corpo
de prova;
- U.U.: Não-Adensado e Não-drenado: nesse ensaio, na primeira fase, não é
permitido o adensamento, as condições de volume e umidade do corpo de prova
do corpo de prova são mantidas. Na segunda fase, o cisalhamento é realizado de
forma não-drenada, sem variação volumétrica e com geração de poropressões no
interior do corpo de prova.
A célula triaxial pode ser utilizada para estudar o comportamento da
poropressão devido a variação de tensões sob condições não-drenada, e
subseqüentemente a taxa de dissipação da poropressão quando a drenagem é
permitida, a partir de uma das bases da amostra. De acordo com Bishop e Henkel
(1962), a Figura 2.6 ilustra a relação teórica plotada entre a porcentagem de
dissipação da poropressão e o fator tempo na escala logarítmica, onde os valores
numéricos são detalhados na Tabela 2.2.
37
Figura 2.6 – Relação teórica entre a porcentagem de dissipação da poropressão na
base da amostra e o fator tempo (Fonte: Bishop e Henkel, 1962)
Tal como no ensaio padrão de adensamento, os intervalos de tempo são
escolhidos para se adequar a taxa de dissipação da poropressão, e devem se
aproximar a incrementos iguais à escala logarítmica. À medida que as
poropressões iniciais e finais são conhecidas, a porcentagem de dissipação da
poropressão pode ser plotada sem esperar que o adensamento termine, e pode ser
obtido um coeficiente de adensamento, cv (Bishop e Henkel, 1962).
Tabela 2.2 – Relação entre o fator tempo Tv e a porcentagem de dissipação da
poropressão na base da amostra e drenagem a partir do topo (Fonte: Bishop e
Henkel, 1962)
T % dissipação T % dissipação 0 0 0,6 71,0
0,05 0,3 0,7 77,2 0,1 5,1 0,8 82,2
0,15 13,5 0,9 86,0 0,2 22,8 1,0 89,2 0,3 39,3 1,2 93,4 0,4 52,4 1,4 96,0 0,5 62,8 2,0 99,1
38
2.2. Técnicas Construtivas sobre Solos Moles
Diversas novidades ocorreram nas últimas décadas nas técnicas para
tratamento de solos moles, a fim de acelerar os recalques, tais como a substituição
parcial ou total de solos moles, a construção em etapas, o uso de drenos verticais,
aterros sobre estacas e colunas, aplicação de sobrecargas temporárias, como a
sobrecarga convencional e a sobrecarga a vácuo, entre outras.
A escolha do método construtivo mais adequado está associado a fatores
como: as características geotécnicas dos depósitos, condições de estabilidade,
níveis de deslocamentos verticais e horizontais, a finalidade do uso da área,
restrição de espaço pela vizinhança, vias urbanas, prazos construtivos e custos. O
dimensionamento de soluções construtivas deve ser realizado a partir de ensaios
de campo e laboratório de boa qualidade, capazes de identificar as condições da
camada compressível, a fim de possibilitar previsões mais adequadas do
comportamento da mesma.
No presente estudo, é feito menção das principais técnicas para tratamento
de solos moles, e em virtude dos objetivos desse trabalho, uma maior ênfase e
detalhamento das técnicas de sobrecarga convencional e sobrecarga a vácuo.
2.2.1. Substituição Total ou Parcial de Solos Moles
A remoção do solo mole, seguida de sua substituição por solo de melhor
qualidade, se apresenta como alternativa a ser considerada quando a espessura da
camada não excede 3 ou 4 metros. Tem como vantagem a diminuição ou a
eliminação dos recalques e o aumento do fator de segurança quanto à ruptura.
Esse tipo de projeto, praticamente, deixou de ser utilizado em larga escala,
devido a implicações ambientais. O transporte de lama em vias públicas e a
disposição final do material escavado costumam enfrentar fortes restrições. Outro
fator importante ao se considerar essa alternativa, é preciso notar a necessidade de
que o material de substituição (em geral, areia), não fique muito fofo. Pois poderá
ocorrer recalques, causados por vibrações do tráfego rodoviário, particularmente
se o material de substituição tiver sido lançado em condições submersas
(Sandroni, 2006).
39
2.2.2. Construção em Etapas
Quando a resistência não drenada das camadas superiores do deposito mole
é muito baixa, deve-se verificar a possível redução da altura do aterro, a fim de
realizar a construção por etapas. Essa técnica permite o gradual aumento da
resistência do solo mole com o tempo, de modo a torna-se apto a suportar um
novo incremento de carga, correspondente a uma nova altura do aterro.
Essa técnica só é viável na prática quando o coeficiente de adensamento (cv)
é relativamente alto ou a espessura da camada é pequena, situações em que o
prazo para a construção do aterro se torna exeqüível (Massad, 2010).
2.2.3. Aterros sobre Estacas e Colunas
Os problemas de recalque e instabilidade, associados com o peso do aterro,
podem ser contornados utilizando aterros sobre estacas, colunas de brita, uso de
solo cimento (jet-grouting), solo granular envolto por geossintéticos ou estacas
flutuantes. Nessa técnica, apesar de parte ou a totalidade do carregamento ser
transmitido através de elementos profundos, para a camada de solo mais
competente, subjacente ao depósito mole, o objetivo principal das colunas de brita
é o tratamento da massa de solo mole, e não a transferência de carga através da
mesma.
A distribuição de tensões do aterro para estacas ou colunas é feita por meio
de uma plataforma com capitéis, geogrelhas ou lajes. Esse tipo de solução permite
uma rápida construção do aterro sem a necessidade de esperar o adensamento da
camada de solo mole, minimizando os recalques e podendo até eliminá-los. Um
fenômeno importante para o estudo de aterros estaqueados é o efeito de
arqueamentos nos solos, que foi apresentado por Terzaghi, 1943 apud Almeida e
Marques (2010) e explica como ocorre a redistribuição de tensões durante tal
fenômeno.
O movimento relativo que ocorre na massa de solo é suportado por tensões
cisalhantes na zona entre a massa que cede e a massa estacionária. Segundo
Terzaghi, desde que tais tensões tendam a manter a massa que cedeu na posição
original, a pressão na parte que cedeu é reduzida e a pressão sobre as laterais é
40
aumentada. Essa transferência de tensões da massa de solo que cedeu para a
massa de solo adjacente estacionária é resultante do processo de arqueamento do
solo (Araújo, 2009).
O tratamento do solo mole por colunas granulares produz menores
deslocamentos, horizontal e vertical do aterro, quando comparado com um aterro
convencional ou o uso de drenos, além de promover a dissipação de poropressões
por drenagem radial, portanto os recalques são obtidos em menor tempo e há um
acréscimo na resistência ao cisalhamento do solo da fundação (Almeida e
Marques, 2010).
2.2.4. Drenos Verticais
A aceleração dos recalques é obtida introduzindo drenos verticais na camada
de solo mole, e posteriormente, carregando-a com uma sobrecarga adicional. Com
o uso de drenos verticais, a direção do fluxo de água na massa de solo passa a ser
predominantemente horizontal, assim o caminho de drenagem que a água tem que
percorrer dentro dos vazios da massa de solo diminuem, portanto dissipando as
poropressões mais rapidamente, consequentemente reduzindo o tempo necessário
para que o processo de adensamento ocorra.
Até cerca de 25 anos atrás, utilizavam-se drenos, com diâmetro de 15 e 30
cm, constituídos por areia. Modernamente são utilizados os drenos pré-fabricados
ou fibroquímicos, que têm, em geral, a forma de tiras, com seção transversal
retangular, de 100 x 3 mm²., onde na parte interior, existem canais para escoar a
água, correspondendo a mais de 70% da área da sua seção transversal (Massad,
2010).
A execução dos drenos requer cuidados especiais para minimizar o
amolgamento do solo mole em volta dos mesmos, pois pode diminuir a eficiência
do sistema de dreno. A cravação deve ser hidráulica, não sendo recomendáveis
nem a cravação por impactos, nem a cravação por vibração.
41
2.2.5. Sobrecarga Convencional
O uso de sobrecarga convencional tornou-se popular nos anos 40, em
conjunto com o uso de drenos de areia, nas rodovias americanas. A técnica foi
sendo difundida e sua aplicação foi ampliada, sendo constatadas inúmeras obras
tratadas com esta tecnologia na década de 60 (Moran et al., 1958, apud Nogueira,
2010).
No uso de sobrecarga convencional, o depósito de solo mole é submetido a
um carregamento maior, uma espessura adicional, de forma a impor uma
deformação próxima à esperada na vida útil do empreendimento. Essa espessura
necessária é dada pela diferença entre a cota final de projeto e a cota inicial, e
deve ser levado em conta o recalque estimado do aterro. No final do período de
sobrecarregamento, a espessura adicional é retirada, causando uma redução de
recalques no período pós construtivo.
Ao se utilizar essa metodologia é necessário verificar a capacidade de
suporte da fundação devido a sobrecarga, pois, embora a resistência do solo seja
melhorada com o adensamento, não é suficiente para suportar a carga gerada pelo
sobrecarga adicional.
Essa solução pode ser utilizada para camadas superficiais ou profundas,
devendo em qualquer uma das situações, ter um tapete drenante na face da
camada de solo mole, a fim de acelerar a dissipação da poropressão e dos
recalques. Geralmente, os depósitos de solos moles superficiais, encontram-se
com o nível d´água também superficial, causando o efeito de submersão do aterro
recalcado, em que há um alívio, ao longo do tempo, da tensão efetiva devido ao
empuxo d´água que passa a atuar em parte no aterro. Isso faz com que seja
necessária uma espessura maior do aterro, para se compensar os recalques,
principalmente em solos muito moles.
O objetivo principal da sobrecarga é antecipar os recalques primários
gerados pelo carregamento permanente que serão introduzidos pela construção.
Uma vez que os recalques poderão levar anos, a sobrecarga, correspondente à
espessura necessária do aterro, reduz esse tempo para que o recalque primário
ocorra. Conforme ilustra Figura 2.7 o recalque atingido pela ação da sobrecarga
adicional é maior e em menor tempo, do que sob a espessura necessária do aterro,
42
carga permanente, portanto não restará praticamente nenhum recalque primário
após a remoção da carga adicional. No caso de solos cuja compressão secundária
é elevada, sobrecargas deixadas por tempo necessário para exceder o recalque
primário da espessura necessária, são eficazes para reduzir a compressão
secundária (Sandroni, 2006).
Figura 2.7 – Compensação dos recalques primários através de sobrecarga
adicional (Fonte: Adaptado de Johnson, 1970).
De acordo com a Teoria do Adensamento Unidimensional de Terzaghi,
proposta em 1943, o processo de adensamento acontece de forma gradual com o
tempo, portanto as deformações ocorridas na camada de solo mole não são
desenvolvidas de forma homogênea, ou seja, a região mais próxima do meio da
camada de solo mole apresentará uma deformação menor quando comparadas às
regiões próximas às camadas drenantes. Portanto, a eficiência da solução da
sobrecarga convencional está relacionada com a análise dos recalques ocorridos
nas regiões mais criticas da camada adensada, logo, a retirada da sobrecarga só
deve ser realizada após o completo adensamento, estimado, em toda a camada
(Johnson, 1970).
43
2.2.6. Sobrecarga a Vácuo
O sistema de aplicação de sucção por vácuo em uma camada de argila em
conjunção com drenos verticais, como sobrecarga temporária, foi primeiro
introduzido pelo professor W. Kjellman, na Suécia, em 1952, como um método
efetivo para melhoramento de solo. No inicio dos anos 60, J. M. Cognon resolveu
problemas metodológicos associados à aplicação da técnica, repensando os
princípios teóricos básicos, recebendo assim a patente para o sistema de aplicação
de vácuo com membrana (Masse et al.,2001).
Em 1975, o método foi usado na construção da extensão da pista do
Aeroporto Internacional da Filadélfia (Philadelphia International Airport) com
uma pressão de vácuo menor que 50 kPa. No Japão, foram utilizadas bombas de
vácuo capazes de aumentar a pressão do vácuo até aproximadamente 80 kPa e
com a instalação de estacas de aço ao redor da região melhorada formando um
muro de separação (Qian et al., 1992). Os custos do projeto foram, contudo, muito
elevados. Nos anos seguintes o método não havia sido aplicado, devido a algumas
dificuldades, principalmente a manutenção efetiva da pressão de vácuo durante o
tratamento do solo mole.
Nas décadas seguintes, com o aumento direto e indireto dos custos para
colocar e remover a sobrecarga em aterro, com o advento da tecnologia para vedar
aterros com membranas impermeáveis para o sistema de extração de gás de aterro,
uma melhor compreensão dos mecanismos e melhor eficiência dos métodos de
cálculo computacionais, vem tornando este método economicamente viável para
substituir ou complementar o aterro com sobrecarga convencional.
A fim de tornar este método mais benéfico, várias pesquisas vêm sendo
realizadas para aumentar a eficácia e estender a aplicação em vários campos.
Vários simpósios, nacionais e internacionais, sobre o adensamento a vácuo vêm
sendo realizados com o propósito de expandir e melhorar a compreensão e a
eficácia da técnica. Além da Suécia, pioneira nesse campo da tecnologia, grandes
são as contribuições da China e do Japão no desenvolvimento e avanço de
adensamento com uso de vácuo, bem como dos EUA e outros países Asiáticos e
Europeus. (Dam et al., 2006).
44
Tang e Shang (2000) demonstraram a eficiência da sobrecarga a vácuo no
adensamento para eliminar recalques excessivos sob carregamentos dinâmicos e
estáticos em uma pista de aeroporto. Chu et al. (2000) apresentaram sucessos em
casos com o uso da sobrecarga a vácuo em uma estação de armazenamento de
óleo; Shang et al.(1998) apresentaram o uso da sobrecarga a vácuo no Porto de
Xingang, Tianjing na China. O uso de vácuo vem sendo difundido na América
Latina, com experiência em uma obra no México, executada pela empresa
brasileira, Tecnogeo, e pesquisas, recentemente, foram realizadas por Sandroni et
al., (2012) em um pátio de minério no Brasil, de modo a demonstrar e avaliar a
eficiência da sobrecarga a vácuo.
2.2.6.1. Mecanismo da Sobrecarga a Vácuo
O processo de adensamento do solo sob sobrecarga convencional pode ser
ilustrado usando a analogia da mola de Terzaghi, como mostrado na Figura 2.8 e
Figura 2.10. As pressões são dadas em valores absolutos e Pa é a pressão
atmosférica (1 atm). Na Figura 2.8 no momento em que a sobrecarga
convencional, ∆p, é aplicada, o excesso de poropressão é igual a este
carregamento. Portanto, o excesso de poropressão inicial, ∆u, é o mesmo do
carregamento ∆p. Gradualmente, o excesso de poropressão é dissipado e o
carregamento é transferido da água para a mola (esqueleto sólido) no modelo. O
valor do incremento da tensão efetiva é igual ao valor da dissipação da
poropressão, ∆p - ∆u (Figura 2.8). No final do adensamento, ∆u=0 e o ganho total
da tensão efetiva é o mesmo que a sobrecarga, ∆p (Chu e Yan, 2005).
45
Figura 2.8 - Analogia da mola do processo do adensamento com ação da:
sobrecarga convencional; (Fonte: Adaptado de Chu e Yan, 2005)
Nota-se, que esse processo não é afetado pela pressão atmosférica, pois ela
geralmente é desconsiderada nos cálculos de tensões em solo. Essa simplificação
geralmente não afeta os resultados, uma vez que os cálculos são baseados em
tensão efetiva (’o) e a pressão atmosférica é raramente um parâmetro que varia,
em problemas geotécnicos, conforme é ilustrado na Figura 2.9 e demonstrado
abaixo nas equações 2.27 a 2.29 (Masse et al.,2001).
Figura 2.9 – Parâmetros do solo (Fonte: Adaptado de Masse et al.,2001)
� = �� + ℎ�$ + Pa Equação 2.27
�� = ��� + Pa Equação 2.28
′+ = � − �� Equação 2.29
′+ = �� ′ + ℎ�$ Equação 2.30
46
Onde:
T – utilizado ao se considerar a pressão atmosférica; ’o - o estado de tensão efetiva inicial.
O mecanismo de sobrecarga com vácuo pode também ser ilustrado usando a
mesma analogia, da mola, ilustrado na Figura 2.10. Quando uma sobrecarga a
vácuo é aplicada ao sistema, a poropressão no solo reduz a pressão total não varia
e, portanto a tensão efetiva no solo aumenta. Antes do início da aplicação da
sobrecarga a vácuo, - ∆u, a poropressão no solo é a pressão atmosférica, nesse
texto denominada Pa. Com a aplicação da sobrecarga a vácuo, gradualmente, a
poropressão é reduzida e a mola começa a ser comprimida, isto é, aumenta-se a
tensão efetiva no esqueleto sólido. O valor do incremento da tensão efetiva é igual
ao valor da redução da poropressão, ∆u, que não excede a pressão atmosférica,
Pa, 100 kPa, que na prática, é normalmente reduzida para valores da ordem de 75
a 80 kPa, em função da perda de eficiência do sistema de aplicação de vácuo (Chu
& Yan, 2005).
Figura 2.10 – Analogia da mola do processo de adensamento com ação da:
sobrecarga a vácuo. (Fonte: Adaptado de Chu e Yan, 2005)
Idealizando um perfil de solo em que o nível do lençol freático está na
superfície do terreno e considerando drenagem simples; a distribuição da
poropressão e a tensão efetiva com a profundidade, em um certo momento durante
47
o adensamento, pode ser plotada conforme a Figura 2.11 (a) e (b), para sobrecarga
convencional e sobrecarga a vácuo, respectivamente.
Sob sobrecarga convencional (Figura 2.11(a), a poropressão aumenta com a
profundidade e a tensão efetiva diminui com a mesma. O acréscimo de tensão
efetiva em função da profundidade, ∆σ�� �z� é igual:
∆�′(�) = ∆v – ∆ut(z) Equação 2.31
Onde:
∆v – é a sobrecarga;
∆ut(z) – é o excesso de poropressão no tempo t.
Sob sobrecarga a vácuo, a pressão de vácuo (-us na figura) é aplicada a
partir da superfície do terreno, a poropressão no instante t, ut(z), é menor no topo,
portanto, a tensão efetiva será maior no topo (Figura 2.11(b)). A tensão
efetiva, �(�)�, é igual a:
�(�) � = ’0 + u0(z) – ut(z) Equação 2.32
Onde:
’0 – é a tensão efetiva inicial da sobrecarga;
u0(z) – é a poropressão hidrostática inicial;
ut(z) – é o excesso de poropressão no tempo t.
48
Figura 2.11 – Variação da poropressão e da tensão efetiva: (a) sobrecarga
convencional; (b) sobrecarga a vácuo (Fonte: Adaptado de Chu e Yan, 2005).
2.2.6.2. Vácuo
O vácuo é uma sucção, de modo que seu valor é negativo, e o máximo valor
que se pode obter é através da supressão total da pressão atmosférica, cerca de 100
kPa (com variação barométrica tipicamente de 1,5 kPa). Portanto, no caso da
sobrecarga a vácuo perfeito, o incremento da tensão efetiva não pode exceder 100
kPa, embora a tensão efetiva na massa de solo possa ser maior do que 100 kPa.
Nos sistemas de sobrecarga a vácuo, a aplicação do mesmo é realizada
através da água. A pressão negativa, causada pelo vácuo aplicado na água, é que
circula através da massa de solo.
Devido a inevitáveis perdas da eficiência no sistema de aplicação de vácuo,
tais como a altura entre a interface ar/água da bomba de vácuo e o nível de água
do terreno, ao tipo de bombas que se consegue utilizar na prática, o vácuo
aplicado fica, normalmente, entre 65 e 80 kPa, equivalente a uma sobrecarga de
um aterro, aproximadamente, de 3,5m a 4,5m, respectivamente (Sandroni et al.,
2012).
49
2.2.6.3. Princípios dos Sistemas de Aplicação de Vácuo
O vácuo é um carregamento isotrópico e sua aplicação aumenta a tensão
efetiva, devido a redução da poropressão (inferior a atmosférica) na massa de
solo, enquanto que, a tensão total permanece praticamente constante.
A Figura 2.12 ilustra o diagrama p` x q`, para o caso da sobrecarga
convencional e sobrecarga a vácuo. Para o caso da sobrecarga convencional, o
caminho de tensão move-se do ponto A para o ponto B, com possibilidade de
ruptura no caso do ponto B atingir a linha de ruptura, Kf. A partir de então, o
processo de adensamento segue o caminho B ao C (Masse et al., 2001).
Para o sistema de sobrecarga a vácuo, o caminho de tensões segue do ponto
A para o ponto E (mais entre o ponto D-E). Como é a poropressão que diminui, o
carregamento é do tipo isotrópico e a trajetória de tensões efetiva permanece
abaixo da linha Ko, as deformações horizontais são negativas, portanto não há
aumento das tensões cisalhantes no solo, assim não agravando o risco de ruptura.
O contrário acontece com o uso da sobrecarga convencional, em que é possível
ocorrer ruptura em função das deformações horizontais positivas.
Figura 2.12 – Diagrama p’ x q’ (Fonte: Adaptado de Masse et al.,2001)
O uso do método de sobrecarga a vácuo pode ser usado isoladamente ou
combinado com uma sobrecarga convencional, quando o carregamento requerido
atinge um valor acima do máximo atingido pelo vácuo. O efeito final da
sobrecarga a vácuo é equivalente a uma sobrecarga adicional, o que resulta em um
50
alcance antecipado dos recalques requeridos e do aumento da resistência ao
cisalhamento, já que o carregamento com vácuo é executado de uma só vez.
Enquanto que na sobrecarga convencional, os carregamentos são realizados em
etapas devido a risco de ruptura, assim, levando a uma economia de tempo.
A sobrecarga a vácuo apresenta algumas vantagens sobre a sobrecarga
convencional, tais como:
a) A aplicação de vácuo pode funcionar como sobrecarga junto com aterro,
ou ser usado isoladamente, podendo equivaler a até cerca de 4,5 de aterro (75
kPa), evitando impactos ambientais;
b) O uso da sobrecarga com vácuo pode ser aplicado a praticamente
qualquer solo mole, mesmo aqueles de resistência muito baixa e em solos com
problemas de estabilidade na execução de um aterro convencional. Isso porque a
aplicação do vácuo não agrava o risco de ruptura, de modo que é necessário
apenas construir um aterro (“aterro de conquista”) estritamente necessário para
permitir o acesso das máquinas de cravação dos drenos (Sandroni et al, 2012);
c) A aplicação da carga a vácuo pode ser feita em uma única etapa e desde a
fase inicial de carregamento na camada de solo mole, independente das condições
climáticas, o que resulta na redução dos prazos de execução;
d) No caso de sobrecarga convencional, considerando o lençol freático na
superfície, há uma diminuição da tensão total quando o aterro fica submerso. Ao
contrário, na sobrecarga a vácuo, o valor da tensão total se mantém constante
durante a aplicação do carregamento. No caso dos recalques serem significativos,
o aterro complementar poderá sofrer submersão.
e) Não requer bermas de estabilização e não há necessidade do controle da
tensão exercida pela pressão de vácuo, pois o uso de sobrecarga a vácuo induz a
um aumento da tensão efetiva, o que reduz o risco de instabilidade do aterro.
f) Não há sobras do material de construção do aterro. Ao atingir o recalque
desejado, o bombeamento é interrompido, além disso, não é necessário uma área
de armazenamento para o material escavado, minimizando os impactos
ambientais.
g) O deslocamento lateral é, em geral, para dentro e insignificante, quando a
sobrecarga é feita por vácuo. No entanto, fendas de tração podem ser
desenvolvidas nas adjacências da área tratada, podendo ser compensadas pela
51
utilização de uma sobrecarga convencional, de modo a gerar um empuxo para
fora;
O sucesso da execução do sistema de sobrecarga a vácuo depende da
combinação de uma boa tecnologia e uma implementação minuciosa do projeto e
boa execução. No caso de aplicação de vácuo com uso de membrana, existem
fatores que desempenham funções importantes no método, como; a integridade da
membrana na superfície; a vedação entre as extremidades da membrana e do solo;
fornecimento contínuo de energia, para aplicação de vácuo constante; e um bom
conhecimento da geometria e do perfil do terreno, tais como o nível da água, o
nível da base do solo mole e a existência de camadas de elevados coeficientes de
permeabilidade entre a camada de solo mole.
A existência de lentes de areia contínuas horizontalmente, que atravessam a
massa de solo a ser tratada, bem como, a existência de uma camada inferior ao
solo mole, constituída praticamente de solo arenoso e de grande continuidade
horizontal, pode diminuir a eficiência do sistema de vácuo aplicado com o sistema
de membrana. Quando a camada confinada granular inferior for de pequena
espessura ou constituída por areia argilosa, sua influência pode ser desprezada
(Sandroni et al, 2012).
O bom conhecimento do terreno é um fator importante para determinar a
profundidade dos drenos verticais, de modo a evitar que haja perda de eficiência
do sistema.
2.2.6.4. Sistemas de Aplicação de Vácuo
Um tipo de dreno são os drenos de areia, que foram usados no
desenvolvimento inicial da sobrecarga a vácuo na China e em alguns outros
países. No entanto, a drenagem é um fator muito importante no sistema e a fim de
tornar o método mais técnico e rentável, além de solucionar algumas desvantagens
encontradas nesse tipo de dreno, como a fuga do vácuo e impactos ambientais,
estes têm sido substituídos pelos drenos pré-fabricados (PVD), constantemente
utilizados em projetos.
Os sistemas de aplicação de vácuo consistem principalmente de um sistema
de drenagem vertical instalado desde a superfície do solo, até a profundidade da
52
massa de solo a ser tratado. Os drenos verticais podem ser diferentes em forma,
material, estrutura e propriedades de drenagem. Atualmente, há dois tipos básicos
de sistemas de aplicação de vácuo em solos moles, ambos com drenos verticais
pré-fabricados: “sistema com membrana” e “sistema dreno-a-dreno”.
2.2.6.4.1. Sistema com Membrana
Na execução do projeto com o uso do sistema “com membrana”, é realizada
a instalação dos drenos pré–fabricados verticais (DPVs) em conjunto com drenos
horizontais. Esses são ligados através de conexões nas direções longitudinais e
transversais, e são usados para distribuir a pressão de vácuo, aplicada através da
água que circula no sistema, e dissipar a poropressão da camada de solo mole. Os
drenos horizontais são ligados na extremidade do tubo principal de distribuição de
vácuo, através de módulos projetados para resistir a pressão de vácuo.
Figura 2.13 – Sistema de vácuo com membrana (Fonte: Adaptado de Sandroni et
al., 2012)
Os drenos horizontais e o topo dos DPVs são cobertos por um material
granular (tapete drenante) de aproximadamente 60 a 80 cm de espessura,
dependendo da permeabilidade do tapete, do espaçamento dos drenos verticais e
do tráfego que a superfície estará submetida. Ocasionalmente, podem ocorrer
maiores espessuras, a fim de promover uma plataforma de trabalho. Cobre-se o
tapete drenante, com a membrana impermeável.
53
A impermeabilidade do sistema exerce bastante influência na pressão de
vácuo atingida e na eficácia do sistema. A extremidade da membrana
impermeável se aprofunda em uma vala periférica, realizada ao longo de todo o
perímetro da área a ser tratada, até uma profundidade, aproximada, de 50 cm
abaixo do nível de água do terreno, e é preenchida com uma lama impermeável,
para uma subseqüente vedação da membrana ao longo do perímetro (Figura 2.13).
A prática comum é cobrir com a membrana impermeável toda a área de
tratamento e por esta razão, toda a área à ser tratada, geralmente precisa ser
subdividida em pequenas áreas para facilitar a instalação das membranas.
Segundo Chu et al., (2010) a área de tratamento de cada câmara estanque costuma
ser entre 5.000 e 10.000 m². De acordo com a permeabilidade do solo subjacente
ao solo tratado, deve-se parar o dreno vertical a uma determinada altura, Hi, para
evitar perda de eficiência do sistema.
Além disso, é prática a construção de um aterro sobre o topo da membrana
para auxiliar na vedação do sistema, para prevenir o envelhecimento da membrana
e minimizar danos de tráfego e fauna, além de atuar como uma sobrecarga. Além
disso, o aterro deve ser livre de pedras ou de outros objetos cortantes, a fim de
manter a integridade da membrana.
2.2.6.4.2. Sistema Dreno a Dreno
No sistema dreno a dreno, cada dreno vertical, do conjunto de linhas ou
trecho da área a ser tratada, é conectado ao tubo coletor de vácuo. O vácuo é
aplicado individualmente em cada dreno, que são interconectados. O trecho
superior impermeável, acima do nível de água, e um trecho inferior drenante, são
conectados de forma que a junção dos trechos (impermeável e permeável) esteja
abaixo do nível do lençol freático (Figura 2.14).
54
Figura 2.14 - Sistema de aplicação de vácuo dreno a dreno (Fonte: Adaptado de
Sandroni et al., 2012)
A junção dos trechos, impermeável e permeável, pode ser feita de duas
maneiras:
- Pelo dreno-fita convencional, enrolado ao redor do tubo impermeável,
sistema Holândes, Beaudrain-S (Kolf e outros, 2004) (Figura 2.15(a)).
- Pelo dreno de forma estrela (Figura 2.15((b)), inserido em um tubo
impermeável, que foi recentemente desenvolvido e patenteado no Brasil, em
conjunto pelas empresas Tecnogeo e Geoprojetos Engenharia Ltda.
(a) (b)
Figura 2.15 – Junção do trecho impermeável com o dreno: (a) dreno fita; (b) dreno
estrela (Fonte: Sandroni et al., 2012)
O uso do sistema dreno a dreno apresenta algumas vantagens quando
comparado ao sistema com membrana. Pode ser utilizado em áreas com solos
arenosos sobrepondo a camada do solo mole. Como no sistema com membrana
55
tem-se que escavar uma vala até abaixo do nível de água do terreno, no sistema
dreno a dreno, o nível do lençol freático não dificulta a execução do sistema, já
que não é necessário a cobertura com a membrana. Além disso, no sistema dreno
a dreno, o contorno não é limitado pela área de cobertura das membranas e pode
ser usado a qualquer profundidade do solo mole. Porém, para o sistema dreno a
dreno, deve-se garantir que todos os drenos trabalhem sobre a mesma pressão de
vácuo, para uma boa eficiência do sistema.
2.2.6.5. Bomba de Vácuo
Geralmente, uma bomba de alta eficiência é usada para fornecer o vácuo
como carregamento para o solo e para descarregar o ar e a água para fora através
do sistema de tubos e drenos. No Japão, vem sendo utilizado um sistema com
bomba de vácuo capaz de separar a água e o ar coletados em tanques principais e
sub-tanques de separação, por meio do acúmulo de água na descarga das bombas,
e mantendo a pressão de vácuo elevada durante todo o tratamento (Dam et al.
2006).
Nos sistemas de aplicação de vácuo, dreno a dreno e com membrana, a
bomba de vácuo usada durante todo o período de carregamento, deve permitir a
sucção do gás e do liquido, sendo a mesma conectada a um módulo de pré-
descarga. A bomba de vácuo inclui uma seção de deslocamento (câmara de
interface) e uma descarga lateral capaz de movimentar devido ao aumento e
diminuição do volume disponível dentro do corpo da bomba. Assim,
proporcionando um vácuo constantemente elevado, e quando necessário realizar
uma descarga de água.
Em qualquer sistema de tratamento de solo mole é necessário um
monitoramento com boa instrumentação. Nos sistemas de sobrecarga a vácuo,
com membrana ou dreno a dreno, é necessário um controle da execução do
sistema, bem como, monitorar o desempenho do tratamento, incluindo a água
gerada pelo carregamento a vácuo, a manutenção da pressão do vácuo, volume de
água descarregada, bem como, deslocamentos laterais e recalques.
3 PROGRAMA EXPERIMENTAL
O presente capítulo apresenta os detalhes sobre os equipamentos, as
adaptações, bem como os procedimentos utilizados no programa de ensaios
realizados no Laboratório de Geotecnia e Meio Ambiente (LGMA) da PUC-Rio.
Alguns dos componentes principais serão apresentados e discutidos alguns
conceitos teóricos e metodologias envolvidas, porém os resultados são
apresentados e discutidos no Capitulo 4.
Conforme observado na Tabela 3.1, o programa experimental consistiu na
execução de ensaios de caracterização geotécnica, adensamento unidimensional
na célula do edométro e adensamento isotrópico na câmara triaxial.
Tabela 3.1 – Resumo do Programa Experimental
Ensaio Nº de Ensaios
Granulometria 1
Densidade dos grãos 1
Limites de liquidez 1
Limite de plasticidade 1
Teor de matéria orgânica 3
Adensamento unidimensional
convencional 1
Adensamento unidimensional com
estágio de vácuo 1
Adensamento isotrópico com aplicação
de vácuo 3
Adensamento isotrópico com aplicação
da pressão atmosférica 3
57
3.1. Ensaio de Caracterização Geotécnica
As propriedades físicas usualmente utilizadas nos laboratórios de mecânica
dos solos para identificar a natureza de um solo são a textura, que pode ser
identificada qualitativamente, através da análise tátil-visual e, quantitativamente
pela caracterização física.
Essas propriedades índice são determinadas através dos ensaios de análise
granulométrica, limites de consistência, densidade relativa dos grãos e
determinação de matéria orgânica, realizados de acordo com as recomendações da
Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT). A preparação da amostra
para o ensaio de caracterização seguiu as premissas da NBR 6457/86. A seguir é
feita uma breve descrição dos ensaios de caracterização.
3.1.1. Granulometria
Os ensaios de granulometria foram executados de acordo com a NBR
7181/84. O material destinado para a obtenção da curva granulométrica foi
peneirado em um conjunto de peneiras, sendo determinada a porcentagem de solo
com diâmetro maior que 0,075 mm.
A quantidade de material com grãos de diâmetro inferior foi determinada
através do ensaio de sedimentação. Nesse caso o material foi misturado com 125
ml de defloculante (hexametafosfato de sódio) e mantido em repouso por um
período de 24 horas. Após esse período, foi realizada a dispersão mecânica e o
solo foi então colocado em uma proveta de 1000 ml, cujo volume foi completado
com água destilada.
3.1.2. Limites de Consistência
Os ensaios de limite de liquidez (LL) e limite de plasticidade (LP) foram
realizados de acordo com os procedimentos das Normas NBR 6459/84 e NBR
7180/84, respectivamente.
58
Os ensaios foram realizados com amostras destorroadas, secas ao ar e
passantes na peneira com abertura de 2 mm. Em ambos os ensaios, LL e LP, foi
utilizada água destilada.
3.1.3. Massa Especifica Real dos Grãos
A determinação da Massa Específica Real dos Grãos é dada pela razão entre
a massa e o volume dos grãos de um solo, utilizando picnômetros de 250 cm³ e
massas de solos secos iguais a 25 g. O ensaio foi realizado de acordo com a NBR
6508/84, a desaeração foi realizada pela aplicação de vácuo durante 15 minutos ou
até observada a ausência total de bolhas de ar.
3.1.4. Determinação do Teor de Matéria Orgânica
Foi realizado o ensaio de determinação do teor de matéria orgânica por
queima a 440ºC, conforme prescreve a NBR 13600/96.
O ensaio consistiu em colocar o solo na estufa a 110ºC por ao menos 24
horas para a retirada de toda a umidade. Posteriormente, o solo foi colocado na
mufla, durante 6 horas, para que toda a matéria orgânica fosse queimada. O teor
de matéria orgânica foi determinado pela diferença do peso do solo aquecido nas
temperaturas de 110ºC e 440ºC.
3.2. Ensaio de Adensamento Unidimensional
Os ensaios de adensamento do presente estudo foram executados em prensas
do tipo Bishop, conforme ilustra a Figura 3.1. Nessas prensas, a carga axial é
transmitida ao corpo de prova por pesos previamente calibrados, através de um
braço de alavancas com vantagem mecânica 10:1, e o registro das variações de
altura, é feito por meio de um extensômetro mecânico com resolução de 0,01 mm.
59
(a) (b)
Figura 3.1 – Prensa de adensamento tipo Bishop do LGMA da PUC-Rio: (a) vista
de frente e (b) vista lateral.
Foram realizados dois ensaios de adensamento unidimensional,
denominados AU-01 e AU-02, convencional e com vácuo, respectivamente. Os
ensaios foram realizados através da aplicação de 10 estágios com pressões de: 2,5;
10; 20; 40; 80; 160; 240; 160; 240 e 480 kPa. No ensaio AU-01, todos os estágios
foram realizados de forma convencional, com aplicação de pesos na prensa de
adensamento.
O ensaio AU-02 tem o mesmo princípio do denominado convencional,
porém o sétimo estágio de carregamento foi realizado com a aplicação de
sobrecarga com pressão de vácuo cujo valor médio aplicado foi de -80,5 kPa. A
principal razão da aplicação da pressão de vácuo no estágio sete foi para garantir
que a tensão horizontal, ��, seja positiva, de modo que não ocasionasse trinca na
amostra, o que pode ocorrer no caso de a pressão de vácuo ser maior do que a
tensão horizontal, gerando um possível deslocamento da amostra do anel de
confinamento.
3.2.1. Equipamentos e Metodologias do Ensaio
Os equipamentos e metodologias dos ensaios utilizados nesta pesquisa
seguiram a norma MB 3336/1990 (Solo - Ensaio de Adensamento
60
Unidimensional), porém para a execução do ensaio AU- 02 (com vácuo) foram
realizadas algumas adaptações na célula de adensamento, a fim de garantir a
completa vedação do sistema de aplicação de vácuo. Tais adaptações serão
descritas mais adiante.
3.2.1.1. Moldagem dos Corpos de Prova
Os ensaios de adensamento foram realizados em corpos de prova, obtidos
em amostras extraídas a profundidades de 0,60 a 1,50 m, com diâmetro de 5,0 cm
(A ≅ 20cm²) e altura de aproximadamente 2,0 cm.
Os corpos de prova indeformados foram moldados a partir de amostras
extraídas dos shelbies de acordo com os procedimentos sugeridos por Ladd &
DeGroot (2004).
Na câmara úmida o tubo Shelby foi cuidadosamente serrado e separado do
solo com a corda de violão, com comprimentos adequados ao ensaio a ser
realizado (Figura 3.2 (a)). Conforme ilustra a Figura 3.2 (b), a sub-amostra foi
separada da parede do tubo com o auxílio de uma corda de violão inserida com o
auxilio de uma agulha de seringa. A amostra foi extraída com um molde que
ajudava a empurrar o solo para fora do tubo e a moldagem foi realizada através da
cravação lenta do anel de aço de parede fina e ponta biselada (Figura 3.2 (c)),
internamente lubrificados com vaselina, visando minimizar o atrito lateral entre o
solo e o anel.
61
Figura 3.2 – Processo de extração e moldagem da amostra do tubo amostrador
Imediatamente após a moldagem do corpo de prova, seguindo as
recomendações das normas NBR 2887/88 e NBR 6457/86, foram medidos o peso
específico e a umidade. O peso específico foi determinado pela diferença do peso
entre o “berço” com o solo e sem o solo, dividido pelo volume do corpo de prova,
medido através do paquímetro digital. A umidade foi determinada a partir das
aparas do solo que restaram do processo de talhagem do corpo de prova.
A partir das relações entre os índices físicos existentes na literatura corrente
de Mecânica dos Solos, e com o conhecimento da umidade do solo, w, do peso
específico natural, ����, e da densidade relativa dos grãos, Gs, os demais índices
foram obtidos.
3.2.1.2. Adaptações e Montagem dos Ensaios
Para o ensaio de adensamento unidimensional AU-02, foi fabricada uma
célula de PVC, no próprio LGMA da PUC-Rio. Conforme ilustrado na Figura 3.3
(a), a base da mesma era sólida e um pouco afunilada, evitando assim o
aprisionamento do ar que ocorria nas fissuras da base da célula utilizada no ensaio
convencional, (Figura 3.3 (b)). É válido destacar que o ensaio de adensamento
62
unidimensional AU-01, utilizou a célula comumente empregada nos ensaios
convencionais.
(a) (b)
Figura 3.3 – (a) Célula fabricada de PVC e (b) Célula convencional
Devido ao pequeno afunilamento da nova célula de PVC, para evitar danos
à pedra porosa, e interferências nos resultados do ensaio AU-02, foi utilizado uma
pedra cerâmica, posicionada abaixo da pedra porosa.
A fim de diminuir o ar e garantir a saturação do sistema, as pedras foram
previamente fervidas e imersas em água destilada até o momento da montagem do
ensaio. O papel filtro empregado foi previamente cortado e saturado em água
destilada antes de cada ensaio.
A seguir é descrito o processo de montagem do ensaio:
- A montagem da célula para o ensaio AU-01, ilustrada na Figura 3.4 seguiu
a seqüência: base rígida, pedra porosa inferior, papel-filtro, cabeçote, anel guia
inferior, corpo de prova contido no anel biselado, papel filtro, anel guia superior e
pedra porosa superior (Cap).
63
Figura 3.4 – Processo de montagem da célula
- A montagem da célula para o ensaio AU-02 seguiu basicamente a mesma
seqüência: base rígida, pedra cerâmica, pedra porosa inferior, papel-filtro,
cabeçote, anel guia inferior, corpo de prova contido no anel biselado, papel filtro,
anel guia superior e pedra porosa superior (Cap).
3.2.1.2.1. Sistema de Vedação da Célula de Adensamento Unidime nsional
Para um sistema eficiente de aplicação da pressão de vácuo foi necessário
uma completa vedação da célula de adensamento. No ensaio AU-02, antes da
montagem na prensa de adensamento, foram realizados alguns procedimentos de
vedação.
A parte exterior do cabeçote, bem como os parafusos de ajuste do conjunto
da célula foram vedados com silicone. A parte superior do cabeçote foi vedada
com vaselina. Um anel de borracha (O’ring), de aproximadamente mesmo
diâmetro do anel guia superior, foi colocado no topo do “Cap” (Figura 3.5).
64
Figura 3.5 – Sistema de vedação da célula de adensamento
Após o sistema de vedação concluído, a célula foi montada na prensa de
adensamento para início do ensaio (Figura 3.6).
Figura 3.6 – Célula de adensamento ajustada na prensa com sistema de vedação
Até o final do sexto estágio de carregamento, no ensaio AU-02, a amostra
foi mantida submersa para evitar a perda de umidade, com água sob a parte
superior do “Cap”. Porém, antes do inicio do sétimo estágio (estágio com
aplicação da pressão de vácuo), com a ajuda de uma seringa de plástico, a água
era, cautelosamente, retirada do topo do “Cap”. Em seguida, com a mesma seringa
de plástico, o O’ring (colocado antes da montagem da célula na prensa) foi
abaixado, cuidadosamente, até alcançar a posição do recalque do corpo de prova,
a fim de garantir a vedação do sistema (Figura 3.7).
Anel de
borracha
Vaselina
Silicone
65
(a) (b)
Figura 3.7 – (a) Abaixamento do O’ring com auxilio da seringa de plástico e (b)
O’ring após abaixamento
Finalizando o sistema de vedação, antes da execução do sétimo estágio de
carregamento, com vácuo, o topo do “Cap” foi preenchido com a graxa de
vaselina, conforme ilustra a Figura 3.8.
Figura 3.8 – Topo do Cap preenchido com graxa de vaselina
3.2.1.2.2. Sistema de Produção de Vácuo no Adensamento Unidime nsional
O vácuo era produzido por uma bomba de vácuo de anel liquido (Figura
3.9), localizada na parte externa ao laboratório. A bomba utilizada na pesquisa foi
produzida e doada para o LGMA da PUC-Rio pela Empresa Tecnogeo. A
manutenção da pressão de vácuo durante os ensaios foi realizada através do
66
arrefecimento da água da bomba, através da circulação de água, e quando
necessária a renovação da mesma, em um sistema adaptado na parte externa do
laboratório.
Figura 3.9 – Bomba de vácuo
A Figura 3.10(a) ilustra o sistema externo de arrefecimento da água de
circulação da bomba de vácuo, composto por quatro componentes. Um trocador
de energia térmica (radiador serpentina), um freezer, ligado na máxima potência e
preenchido com água a uma temperatura média de 10ºC a 17ºC, antes do inicio do
ensaio e com capacidade de aproximadamente 430l, o reservatório 1 com
aproximadamente de 50l e o reservatório 2 de aproximadamente 300l.
A água circula na bomba, a mesma é destinada ao reservatório 1, a fim de
prolongar o tempo de perda de calor, é então conduzida ao reservatório 2, e por
fim, circula dentro do trocador de energia térmica, colocado dentro do freezer
Figura 3.10(b).
A temperatura foi monitorada através de dois termômetros, um dentro do
Freezer, e outro dentro do Reservatório 2, onde eventualmente , a temperatura foi
lida no Reservatório 1. Ao atingir uma temperatura de aproximadamente 30ºC, a
água do Freezer, do reservatório 1 e 2, foram trocadas por água na temperatura
ambiente.
67
Figura 3.10 – Sistema externo de arrefecimento da água
O vácuo chegava à parte interna do laboratório através de um sistema de
tubulações, completamente vedados, controlado por um regulador central, com
um manômetro.
3.2.1.2.3. Sistema de Aplicação de Vácuo no Adensamento Unidim ensional
O vácuo foi aplicado em um tanque, cilíndrico de acrílico, através de uma
interface ar/água, por intermédio de uma mangueira apropriada para aplicação de
vácuo de até 10 bar. Do regulador central para a aplicação no tanque, o vácuo foi
controlado por um segundo regulador, com melhor precisão.
A Figura 3.11 ilustra o tanque, transparente, que foi preenchido até
aproximadamente metade de sua capacidade com água destilada desaerada e a
(a)
(b)
68
mangueira, que conectava o tanque pela parte inferior, até a célula de
adensamento de PVC era transparente e completamente preenchida com água
destilada desareada, a fim de minimizar as bolhas de ar no sistema.
Figura 3.11 – Tanque de acrílico com a interface ar/água
A altura da interface ar/água do tanque foi mantida na metade da altura do
corpo de prova durante o ensaio, através de um regulador de altura (Figura 3.12).
Figura 3.12 – Detalhe do regulador de altura
69
Na parte superior do tanque, há duas válvulas, em uma foi realizada a
entrada de vácuo do regulador 2, na outra foi medido o vácuo aplicado, através de
um manômetro digital, com capacidade máxima de -99,9 kPa, cuja resolução era
de 0,01 kPa.
3.2.1.2.4. Execução do Ensaio: Adensamento Unidimensional
Durante a realização dos ensaios, os corpos de prova foram mantidos
submersos para evitar a perda de umidade por evaporação. Após a instalação da
célula de adensamento na prensa, foi aplicada uma carga de assentamento. A
seguir, o ensaio transcorreu mediante a aplicação de incrementos de carga
constante com duração de 24 horas, exceto para o sétimo estágio com pressão de
vácuo, cuja duração foi de 30 horas.
Para o estágio com carregamento sob ação da pressão de vácuo, o mesmo
foi liberado para o tanque com a interface ar/água, e através do manômetro digital
foi medido a estabilização. Em seguida, as válvulas, que ligavam a mangueira do
tanque à base da prensa de adensamento, por onde saia a água da amostra, foi
aberta, iniciando assim o ensaio.
Uma atenção especial foi realizada para que não houvesse borbulhamento na
água do tanque, garantindo assim a vedação do sistema.
Após a execução do sétimo estágio, a válvula do tanque foi fechada, o vácuo
foi liberado e a mangueira era retirada do tanque, para que fosse dada
continuidade aos estágios seguintes. Ao final do ensaio, o corpo de prova foi
retirado da célula e a umidade foi medida.
3.3. Ensaio de Adensamento Isotrópico
Foram realizados dois tipos de ensaios de adensamento isotrópico, com a
ação da pressão de vácuo e com a ação da pressão atmosférica, denominados AI –
PV e AI – PA, respectivamente.
Os ensaios de adensamento isotrópico realizados neste estudo foram
executados no equipamento triaxial convencional, com algumas adaptações. A fim
70
de comparar o comportamento das poropressões nas amostras, com a ação das
diferentes pressões, foram realizados ensaios com alturas similares para ambos os
tipos de execução de ensaio, AI – PV e AI – PA, descritos na Tabela 3.2.
Tabela 3.2 – Altura dos ensaios de adensamento isotrópico na câmara triaxial
ALTURA DO CORPO DE PROVA (cm)
AI - PV AI - PA 2,418 2,47 3,675 3,773 5,513 5,484
Descreve-se a seguir, os equipamentos, bem como as metodologias do
sistema convencional, com maior ênfase ao sistema e aos procedimentos
realizados nesta pesquisa.
3.3.1. Equipamento Triaxial
O equipamento triaxial convencional é constituído de três principais
componentes: a câmara triaxial, o sistema de aplicações de pressões e a
instrumentação para aquisição automática de dados. A disposição dos
componentes do sistema utilizado nesta pesquisa é ilustrada na Figura 3.13, com a
câmara e a prensa triaxial, o painel de aplicações de pressões, o sistema de
aplicação de vácuo (tanque com interface ar/água e manômetro digital) e o
medidor de variação volumétrica (MVV).
71
Figura 3.13 – Componentes do sistema triaxial utilizado na pesquisa
3.3.1.1. Câmara Triaxial
A câmara triaxial utilizada foi da marca Wykeham Farrance, de paredes em
acrílico, o que possibilita a visualização do corpo de prova durante o ensaio, cuja
capacidade de pressão interna de até 1500 kPa (Figura 3.14 (a)). A Figura 3.14 (b)
ilustra os dois orifícios na parte superior da câmara triaxial, vedados, que
possibilitam um alívio de ar da câmara quando necessário.
(a) (b)
Figura 3.14 – Câmara triaxial
72
A Figura 3.15(a) ilustra uma visão geral do ensaio e a Figura 3.15(b) ilustra
a base da prensa triaxial, que possui quatro conjuntos de válvulas de esfera. O
conjunto A permite a aplicação da tensão de confinamento e a medição do volume
da câmara triaxial. O conjunto B permite através do transdutor de pressão
acoplado na prensa, a medição das pressões e poropressões do sistema, bem como
o fluxo de água pela base, aqui denominada base 1. O conjunto C permite o fluxo
de água pelo topo do corpo de prova e, o conjunto D, permite a saída de água para
o tanque com a interface ar/água e o fluxo de água pela base, aqui chamada de
base 2.
Figura 3.15 – (a) Visão geral do ensaio, (b) Sistema de válvulas na base da prensa
triaxial
(a)
(b)
73
3.3.1.2. Medidor de Variação Volumétrica
Neste estudo foram medidas as variações volumétricas do corpo de prova
considerando a quantidade de água que entra ou sai da câmara triaxial, medida
através de um medidor de variação volumétrica (MVV), do tipo Imperial College
fabricados no LGMA da PUC-Rio com resolução de 0,01 cm³ (Figura 3.16).
O funcionamento do mesmo consiste na aplicação de ar na câmara inferior
formada pela borracha Bellofram, a qual empurra um cilindro de PVC para cima
comprimindo a água contida na câmara superior. O deslocamento do cilindro de
PVC, localizado no centro entre os dois Bellofram, é medido através de um
extensômetro elétrico, onde os dados são convertidos e gravados no sistema
central de aquisição de dados.
Figura 3.16 – Medidor de Variação Volumétrica
Para o bom funcionamento, a câmara superior, que contém água, deve estar
completamente preenchida, sem haver a existência de bolhas de ar, portanto, o
medidor de variação volumétrica foi completamente saturado antes de iniciar o
ensaio.
74
3.3.1.3. Sistema de Aplicação da Pressão de Vácuo e Atmosfér ica
O sistema de aplicação de pressões, vácuo ou atmosférica, na câmara
triaxial segue os mesmos princípios da aplicação do adensamento unidimensional,
descritos no item 3.2.1.2.3. A interface ar/água é responsável pela transmissão
destas pressões para a amostra e pela saída de água da mesma. A mangueira, liga
o tanque (com a interface ar/ água) com a base 2 da amostra, na prensa triaxial.
Após conectar a mangueira do tanque na válvula da câmara triaxial (antes de
abrir as válvulas de esfera do sistema tanque e câmara triaxial) deve-se garantir
que a mangueira esteja completamente preenchida com água destilada desaerada,
a fim de minimizar o ar nas linhas.
3.3.1.4. Transdutor de Pressão
O transdutor utilizado para controlar e medir, respectivamente, as pressões
na câmara e as poropressões resultantes, é da Wykeham-Farrance, com resolução
de 0,5 kPa, precisão de 1kPa, capacidade mínima de – 50 kPa e capacidade
máxima de 1000 kPa.
O transdutor é conectado à base 1 da prensa triaxial onde existem duas
válvulas que liberam para as medições em todo o sistema. A Figura 3.17 ilustra o
transdutor de pressão durante a execução do ensaio, onde a válvula para a
medição da poropressão da base 1 está fechada, e a válvula que liga o sistema para
a medição da poropressão no topo esta aberta.
O transdutor é conectado à base da câmara triaxial através de um extrator de
bolhas de acrílico, onde existe uma pequena válvula que pode ser aberta,
permitindo a circulação de água através do mesmo e a retirada de bolhas de ar do
sistema, evitando erros nas medições de poropressões. As medições foram
registradas no sistema central de aquisição de dados.
75
Figura 3.17 – Transdutor de pressão durante execução do ensaio
3.3.1.5. Sistema de Aplicação de Pressões
O sistema de aplicação de pressão na câmara, ilustrado na Figura 3.18, foi
de ar comprimido, controlado por um painel de válvulas reguladas manualmente
capazes de manter as pressões constantes durante os ensaios.
Figura 3.18 – Sistema de aplicação de pressões
A tensão confinante foi aplicada à amostra após o completo preenchimento
da câmara triaxial, com água destilada, através da aplicação da pressão na
interface ar/água da câmara triaxial. A pressão de vácuo ou a pressão atmosférica
foram aplicadas através da interface ar/água do tanque.
76
3.3.1.6. Sistema Central de Aquisição de Dados
A obtenção e gravação contínua dos resultados dos ensaios foram realizadas
de maneira automatizada, por meio do sistema central de aquisição de dados do
LGMA da PUC-Rio, composto pelo hardware QuantumX de oito canais da
empresa alemã HBM e pelo software CatmanEasy (Figura 3.19).
Figura 3.19 – Sistema central de aquisição de dados
3.3.1.7. Acessórios: Membrana de Latex, Papel filtro, Pedras Pororas, Manômetro Digital
As membranas utilizadas foram de látex, fornecidas pela Precision Dippings
Marketing LTD – Inglaterra, testadas antes da execução de todos os ensaios para a
verificação de ausência de furos e verificadas quanto ao comprimento das
mesmas, para que estivessem de acordo com a altura das amostras a serem
ensaiadas.
Os papeis filtro utilizados no topo e na base da amostra, foram cortados
antes da montagem do ensaio, de acordo com o diâmetro da pedra porosa e
mantidos saturados com água destilada, até a montagem do ensaio.
Foram utilizadas as mesmas pedras porosas em todos os ensaios realizados
na prensa triaxial. As pedras porosas foram previamente saturadas e mantidas em
água destilada até a montagem do ensaio.
77
3.3.2. Metodologias
Neste item serão descritas as metodologias realizadas para a execução dos
ensaios de adensamento isotrópico.
3.3.2.1. Moldagem dos Corpos de Prova
O programa de ensaios para o adensamento isotrópico foi realizado em
corpos de prova obtidos em amostras extraídas a partir das amostras tipo Shelby,
conforme descrito no ensaio de adensamento unidimensional, no item 3.2.1.1.
Durante a moldagem foram retiradas as sobras do material com o objetivo de se
determinar o teor de umidade natural (w). Ao final, os corpos de prova eram
submetidos à pesagem, visando a obtenção do peso específico natural.
Foram realizados no total 6 ensaios na câmara triaxial: três ensaios com a
aplicação de pressão de vácuo, com valor médio de - 80 kPa, e três ensaios com
aplicação da pressão atmosférica.
A moldagem foi realizada com ajuda da corda de violão no torno de
moldagem, definindo-se o corpo de prova com as dimensões pré-determinadas,
verificas com um paquímetro de exatidão de 0,01 mm. Durante a moldagem,
foram perdidas algumas amostras devido a quantidade de matéria orgânica
presente no solo, não permitindo a adequada conformação dos corpos de provas.
Massa, volume e teor de umidade também foram mensurados visando à
determinação de índices físicos.
3.3.2.2. Saturação das Linhas do Equipamento Triaxial
Todas as linhas da base da célula e a do topo (“cap”) foram testadas a fim de
garantir o não entupimento das mesmas e em seguidas saturadas, percolando água
destilada através das tubulações do equipamento triaxial, para a eliminação de
bolhas de ar que pudessem estar presentes nas linhas.
78
3.3.2.3. Montagem do Ensaio
A seguir é descrito o processo de montagem do ensaio:
- Posicionava-se a pedra porosa e o papel filtro, previamente saturados,
sobre o pedestal da célula triaxial;
- Colocava-se cuidadosamente, o corpo de prova sobre o papel filtro;
- Seguindo a seqüência, a membrana de látex foi envolta, com especial
cuidado sobre o corpo de prova, a fim de minimizar o amolgamento no mesmo,
- O outro papel filtro e a pedra porosa eram colocados no topo do corpo de
prova, o cabeçote de acrílico (“top cap”) foi posicionado no topo do conjunto e a
membrana era presa ao pedestal e ao cabeçote por anéis de vedação (O’rings);
- A câmara de acrílico foi então montada e completamente preenchida com
água destilada.
3.3.2.4. Saturação do Corpo de Prova
Terminado o processo de montagem, a fim de garantir a saturação da
amostra, foram aplicado sucessivos incrementos de pressão de confinamento
isotrópico, relação ���
��� constante, de 50, 100, 150 e 200 kPa respectivamente, e
lidos os valores das poropressões gerados na base 1, a fim de verificar o grau de
saturação.
Calculava-se o parâmetro B de Skempton, sendo:
� = ∆�∆��
Equação 3.1
Onde:
∆� − excesso de poropressão gerado;
∆�� − acréscimo de tensão confinante aplicado.
Após garantir a saturação do corpo de prova, a um valor mínimo de 0,995,
era iniciado o processo de adensamento.
79
3.3.2.5. Execução do Ensaio: Adensamento Isotrópico
Inicialmente foi aplicada uma tensão confinante de 200 kPa de modo a gerar
uma poropressão positiva na amostra, além de gerar uma tensão horizontal maior
que o valor do vácuo médio aplicado, -80,5 kPa, como no caso do adensamento
unidimensional. A Figura 3.20 ilustra o esquema de válvulas, onde através da
válvula 1A aplicava-se a tensão confinante na câmara triaxial, a 1B conectava a
câmara triaxial ao MVV e a 1C ligava a medição da tensão confinante ao
transdutor de pressão, que após a estabilização da tensão aplicada ao sistema, 200
kPa, era mantida fechada.
Figura 3.20 – Válvulas responsáveis pela aplicação da tensão confinante e
medição do MVV
A Figura 3.21 ilustra o conjunto de válvulas responsáveis pela poropressão
no topo da amostra. As válvulas 2B e 2C ficavam abertas, a fim de ligarem o
sistema do topo ao transdutor de pressão. A válvula 2A era fechada, pois esta
fazia a ligação do transdutor a base 2, onde a pressão de vácuo ou atmosférica
foram aplicadas.
1A
1B
1C
80
Figura 3.21 - Válvulas responsáveis pela medição da poropressão no topo da
amostra
Em ambos os ensaios realizados, a aplicação de vácuo ou da pressão
atmosférica, foi similar à aplicação do sistema do adensamento unidimensional. O
mesmo era liberado para o tanque com a interface ar/água, medindo a
estabilização do mesmo através do manômetro digital, conectado em uma das
válvulas na parte superior do tanque.
A Figura 3.22 ilustra o conjunto de aplicação das pressões (vácuo ou
atmosférica). A válvula 3A e 3C liga a base 2 da amostra (por onde sai a água da
amostra) ao tanque com a interface. A válvula 3B não foi utilizada para execução
do ensaio.
Posteriormente, as válvulas, que ligam a mangueira do tanque à base da
amostra foram abertas, iniciando a drenagem da amostra.
2A
2B
2C
81
Figura 3.22 - Válvulas responsáveis pela aplicação da pressão de vácuo ou
atmosférica
A altura da interface ar/água do tanque foi mantida na metade da altura do
corpo de prova, através da regulagem da altura durante o ensaio. A água do tanque
foi monitorada, para que não houvesse borbulhamento, garantindo assim a
vedação e aplicação do vácuo.
No caso do ensaio onde o adensamento ocorre com a liberação para a
pressão atmosférica, as duas válvulas superiores do tanque foram abertas (através
de um engate rápido), para o ar, e a mangueira do tanque foi ligada à amostra da
mesma forma, como no ensaio com vácuo.
Durante o ensaio, as válvulas que conectam a mangueira do tanque à
amostra foram mantidas abertas, bem como a válvula que libera as medições da
poropressão no topo da amostra, até a estabilização da poropressão na amostra,
isto é, uma variação de 0,5 kPa/hora.
Neste ensaio foram registradas as medições de poropressão no topo da
amostra, a variação do volume da câmara triaxial, o vácuo e o tempo através do
cronômetro.
A variação da saída de água do corpo de prova, por ação conjunta da
aplicação da tensão confinante e do vácuo, ou da pressão atmosférica, foi
considerada como a variação do MVV da câmara triaxial, sendo comparada com
os resultados da variação da umidade e da geometria, medidos antes e depois da
execução do ensaio.
3A
3B
3C
82
Após a execução do ensaio com vácuo, a bomba de vácuo foi desligada e o
vácuo retirado, através do engate rápido, esperando estabilizar a um valor
aproximado de zero.
Depois da estabilização da poropressão no topo da amostra, as válvulas de
saída para a base e para o topo foram fechadas. A tensão confinante foi retirada e
em seguida, a água da célula triaxial também.
O corpo de prova foi retirado do pedestal com bastante cuidado, para
minimizar o amolgamento da amostra, levado para a câmara úmida, e cortado com
uma corda de violão em fatias de alturas aproximadamente iguais. Foram medidas
as umidades e as geometrias (diâmetro e altura médio) de cada fatia, para calcular
a variação do volume da amostra.
4 APRESENTAÇÃO E DISCU
Neste capítulo são
campanha experimental, que foi descrita anteriormente
programa experimental foi utilizado uma argila
Janeiro, da região da Barra da Tijuca,
seguir.
4.1. Ensaios de Car acterização Geotecnia
4.1.1. Analise Granulométrica
Seguem dispostos na
para o solo mole estudado,
Ambiente da PUC-Rio. A
como os demais índices físico
Figura
APRESENTAÇÃO E DISCU SÃO DOS RESULTADOS
apresentados e discutidos os resultados obtidos na
, que foi descrita anteriormente. Para a realização deste
programa experimental foi utilizado uma argila proveniente da cidade do Rio de
da região da Barra da Tijuca, cuja caracterização geotécnica é descrita a
acterização Geotecnia
Granulométrica
Seguem dispostos na Figura 4.1, os resultados da análise granulométrica
para o solo mole estudado, realizada no Laboratório de Geotecnia e Meio
Tabela 4.1 mostra a composição granulométrica, assim
como os demais índices físicos obtidos no ensaio de caracterização.
Figura 4.1 – Curva granulométrica do solo mole
os resultados obtidos na
Para a realização deste
cidade do Rio de
cuja caracterização geotécnica é descrita a
os resultados da análise granulométrica
Geotecnia e Meio
granulométrica, assim
84
Tabela 4.1 – Resumo do ensaio de caracterização
Índice Físico Valor Médio Granulometria (%)
Pedregulho 0 Areia 1,7 Silte 41,0 Argila 57,3
Densidade dos Grãos (g/cm³) 2,678 Índices de Consistência (%)
Limite de Liquidez 122,9 Limite de Plasticidade 47,3 Índice de Plasticidade 75,6
A porcentagem de argila do solo estudado encontra-se dentro dos valores
correntes na literatura de solos moles e muito moles do Estado do Rio de Janeiro.
Almeida (1996) reporta valores na faixa de 28 – 80%; Almeida e Marques (2002)
obtiveram valores da ordem de 70% e Santos (2004), para a argila mole da região
de Santa Cruz, obteve valores entre 52 a 62%.
A Tabela 4.2 especifica os resultados dos três conjuntos de ensaios de
matéria orgânica, realizados conforme descrito no item 3.1.4.
Tabela 4.2 – Teor de matéria orgânica
Teor de Matéria Orgânica (%) Umidade Média (%)
11,81 142,01 17,47 161,12 16,74 186,46
85
A Figura 4.2 mostra a correlação apresentada por Sandroni (2012), entre a
umidade e valores de PPI, de resultados de solos moles da costa Brasileira. Os
valores de PPI (perda de peso por ignição entre 105ºC e 440ºC, dividida pelo peso
de 105ºC), se correlacionam com o teor de matéria orgânica do solo.
Os resultados encontrados estão destacados em vermelho na Figura 4.2,
onde os mesmos indicam valores equivalentes aos apresentados para outros solos
moles da região.
Figura 4.2 – Correlação entre umidade e PPI (Fonte: Sandroni, 2012)
Tendo em vista os resultados apresentados e a partir do exame tátil-visual o
solo em estudo nesta pesquisa pode ser considerado como uma argila com elevado
teor de matéria orgânica, de cor escura e cheiro característico. Os resultados dos
índices físicos, tais como, peso específico natural (γnat), o índice de vazio inicial
(e) e o grau de saturação (S) serão apresentados no decorrer do presente capítulo.
4.2. Ensaio de Adensamento Unidimensional
Os resultados dos estágios, bem como o resumo dos parâmetros obtidos nos
dois ensaios realizados, AU-01, ensaio com todos os estágios convencionais são
86
apresentados na Tabela 4.3 (a) e (b); e o ensaio AU-02, com o estágio sete com
ação da pressão de vácuo, é apresentado na Tabela 4.4 (a) e (b).
Tabela 4.3 – (a) Parâmetros iniciais e (b) Resumo dos resultados do ensaio do
adensamento unidimensional AU-01
87
Tabela 4.4 - (a) Parâmetros iniciais e (b) Resumo dos resultados do ensaio do
adensamento unidimensional AU-02
As curvas de índice de vazios versus a tensão efetiva, para ambos os
ensaios, AU-01 e AU-02 são apresentadas na Figura 4.3. Observa-se que os
resultados dos ensaios de adensamento unidimensional apresentaram uma mesma
tendência de comportamento da curva tensão deformação.
Nota-se na Figura 4.3, que a partir do sexto estágio, o ensaio AU-02
apresentou um menor índice de vazios, para uma mesma tensão efetiva, quando
comparado ao ensaio AU-01. Esta diferença é mais notória no sétimo estágio,
onde há aplicação da pressão de vácuo, no ensaio AU-02.
As curvas apresentaram uma mesma tendência de comportamento, porém
estas se encontram deslocadas praticamente paralelamente uma da outra, a partir
do estágio de comparação, estágio sete. A partir das curvas, conclui-se que a
aplicação de vácuo funciona de forma equivalente ao incremento de carga
convencional, como no ensaio AU-01, e o desligamento do vácuo funciona como
um efeito praticamente idêntico a retirada de uma carga, ou seja, um
descarregamento.
88
Figura 4.3 – Comparação das curvas índice de vazios x tensão vertical efetiva
A partir da Figura 4.3 obteve-se a tensão de pré-adensamento do solo na
profundidade de 0,60 a 1,50 metros, pelo Método de Pacheco Silva, cujo valor é
de 9,31 e 10,56 kPa, para o ensaio AU-01 e AU-02, respectivamente.
A Figura 4.4 ilustra as curvas de deformação do estágio sete, comparando a
natureza da pressão, incremento de carga ou vácuo, em ambos os ensaios, AU-01
e AU-02, respectivamente. Ao comparar a ação do incremento de carga (AU-01)
com o carregamento através da ação da pressão de vácuo (AU-02), observa-se que
as curvas de deslocamento vertical variam paralelamente, de maneira similar e a
aplicação de vácuo induz a um maior valor de deformação.
1
2
3
4
5
6
9
87
10
0,90
1,40
1,90
2,40
2,90
3,40
3,90
1 10 100 1000
Indi
ce d
e va
zios
(e
)
Tensão efetiva vertical (�`v)
Indice de Vazios x Tensão Efetiva
AU 02
AU 01
89
Figura 4.4 – Comparação das curvas do sétimo estágio de carregamento
As Figura 4.7 e Figura 4.8 apresentam os valores de cv em função da tensão
vertical, para os ensaios AU-01 e AU-02, respectivamente. Os valores de cv foram
obtidos pelo método de Taylor, pelo método de Casagrande e pelo ajuste das
curvas do ensaio a curva teórica, descrita a seguir.
A partir dos resultados do recalque em um instante t e do recalque ao final
do adensamento, em cada estágio, foram obtidos os valores da porcentagem média
de adensamento, de acordo com a equação 2.13. Foram também determinadas as
porcentagens de adensamento através das relações empíricas de Taylor (1948),
equações 2.14 e 2.15.
As curvas, U Recalque e U Taylor, foram ajustadas a curva teórica da teoria
do adensamento unidimensional, Tabela 2.1, e a curva teórica proposta por Bishop
e Henkel (1952), Tabela 2.2. Os valores do fator tempo, Tv, para as curvas U
Recalque e U Taylor, foram determinados variando os valores de cv, obtidos a
partir dos métodos de Taylor e Casagrande.
A Figura 4.6 ilustra as curvas da porcentagem média de adensamento versus
o fator tempo, do ensaio AU-01, durante o estágio sete e a Figura 4.6 ilustra as
curvas da porcentagem média de adensamento versus o fator tempo, do ensaio
AU-02, durante o estágio com vácuo, sete. O valor do cv foi determinado para o
melhor ajuste das curvas a um fator tempo com valor na ordem de 0,5.
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,01 0,1 1 10 100 1000 10000D
eslo
cam
ento
ver
tical
(cm
)Tempo (min)
Deslocamento vertical (cm) x Tempo (min): AU-01 e A U-02
AU - 02
AU - 01
90
Figura 4.5 – Porcentagem média de adensamento versus fator tempo: AU-01
Figura 4.6 - Porcentagem média de adensamento versus fator tempo: AU-02
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Por
cent
agem
méd
iade
ade
nsam
ento
(U)
Fator Tempo (Tv)
U (%) x Tv - Estágio 07 : AU - 01
Teórica -Unidimensional
U Recalque
U Taylor
0,00%
10,00%
20,00%
30,00%
40,00%
50,00%
60,00%
70,00%
80,00%
90,00%
100,00%
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Por
cent
agem
de
aden
sam
ento
(U
)
Fator Tempo (Tv)
U(%) x Tv - Estágio 07 - AU - 02
Teórica -Isotrópica
U Recalque
U Taylor
Teórica -Unidimensional
91
Observa-se na Figura 4.6 que o comportamento da aplicação do vácuo, no
ensaio edométrico, foi de forma similar a curva teórica de adensamento
unidimensional, de maneira idêntica ao comportamento com incremento de carga
do ensaio AU-01, conforme ilustra a Figura 4.5. O grau de adensamento médio
ocorre de maneira mais rápida no início, a velocidade do adensamento diminui e
U se aproxima assintoticamente a 1, conforme a curva teórica.
A partir das figuras 4.7 e 4.8, nota-se que as curvas se iniciam com valores
mais elevados de cv e decrescem rapidamente até ficarem relativamente
constantes. A partir dos resultados encontrados de cv, conclui-se que a ação do
carregamento com incremento de carga, bem como a ação do vácuo, resulta em
valores de coeficiente de adensamento similares, da mesma ordem de grandeza.
Figura 4.7 - Coeficiente de adensamento versus tensão vertical efetiva para ensaio
AU-01
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
10 100 1000
Cv
x 10
e-4
(cm
²/s)
Tensão Efetiva (kPa)
Cv (cm²/s) x Tensao Efetiva (kPa) : AU - 01
Casagrande
Taylor
Ajuste
92
Figura 4.8 - Coeficiente de adensamento versus tensão vertical efetiva para ensaio
AU-02
O coeficiente de permeabilidade, k�, do solo foi estimado a partir dos
resultados dos ensaios de adensamento unidimensional por cálculo indireto, de
acordo com a teoria de Terzaghi, utilizando a seguinte expressão:
k� = m�. c�. γ� Equação 4.1
Em cada ensaio de adensamento unidimensional realizado, foram utilizados
os três diferentes valores de cv obtidos (pelo método de Taylor, Casagrande e pelo
ajuste da curva do ensaio a curva teórica) para determinar os valores do
coeficiente de permeabilidade, apresentados na Figura 4.9 e Figura 4.10.
Na Figura 4.9, observa-se uma leve dispersão para as tensões de 20 e 40
kPa, na determinação do k�, ao utilizar os valores de cv determinados pelo método
de Casagrande. Observa-se na Figura 4.10 que os valores de permeabilidade
encontram-se na mesma ordem de grandeza, para os diferentes valores de k�
determinados.
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
10 100 1000
Cv
x 10
-4 (
cm/s
)
Tensao Efetiva (kPa)
Cv (cm²/s) x Tensao Efetiva (kPa) : AU - 02
Taylor
Casagrande
Ajuste
93
Figura 4.9 – Permeabilidade versus tensão vertical efetiva para ensaio AU-01
Figura 4.10 – Permeabilidade versus tensão vertical efetiva para ensaio AU-02
De uma forma geral, nota-se uma tendência de diminuição da
permeabilidade com o aumento do nível de tensões, sendo que, a partir da tensão
efetiva de 20 kPa, os valores de k� apresentaram uma coerência na ordem de
grandeza, para ambos os ensaios, AU-01 e AU-02 (Figura 4.11).
0,000
0,500
1,000
1,500
2,000
2,500
3,000
3,500
4,000
4,500
10 100 1000
KV
x 10
-7(c
m/s
)
Tensao Efetiva (kPa)
Kv (cm/s) x Tensao Efetiva (kPa): AU-01
Taylor
Casagrande
Ajuste
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
10 100 1000
KV
x 10
-7(c
m/s
)
Tensao Efetiva (kPa)
Kv (cm/s) x Tensao Efetiva (kPa): AU-02
Casagrande
Taylor
Ajuste
94
Figura 4.11 – Coeficiente de Permeabilidade versus tensão vertical efetiva
Na tabela 4,5 são mostrados os valores do índice de compressão virgem (Cc)
e do índice recompressão (Cr), obtidos a partir das curvas dos ensaios de
adensamento unidimensional, realizados no presente trabalho.
Tabela 4.5 – Valores dos parâmetros de compressibilidade
O índice de compressão, Cc, é um dos parâmetros mais importantes na
caracterização da compressibilidade dos solos, pois comanda o adensamento do
solo na região normalmente adensada, ou seja, na linha de compressão virgem.
Os valores de Cc’; Cc’’; C c’’’ e C c’’’’ foram obtidos no trecho da reta
virgem, onde:
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
10 100 1000
KV
x 10
-7(c
m/s
)
Tensao Efetiva (kPa)
Kv (cm/s) x Tensao Efetiva (kPa)Casagrande: AU-02
Taylor: AU-02
Ajuste: AU-02
Casagrande: AU-01
Taylor: AU-01
Ajuste: AU-01
95
Cc’ – obtido no trecho entre os estágios 3 ao 4;
Cc’’ – obtido no trecho entre os estágios 4 ao 5;
Cc’’’ – obtido no trecho entre os estágios 5 ao 6;
Cc’’’’ – obtido no trecho entre os estágios 6 ao 7.
Os valores de Cc’’’’, obtidos a partir dos estágios de comparação da
natureza de pressão, carga ou vácuo, apresentaram valores de 0,86 e 0,99,
respectivamente, indicando uma coerência nos resultados.
Os valores de Cc, 1,10 e 1,20 foram obtidos a partir dos valores
representativos da reta de compressão virgem, isto é, o valor médio da reta de
compressão virgem de cada ensaio, AU-01 (carga) e AU-02 (vácuo),
respectivamente.
Quanto aos valores de Cr, 0,11 e 0,19, foram adotados os valores médios do
trecho de recompressão e expansão de cada ensaio, AU-01 e AU-02.
Para fins de comparação, na Tabela 4.6, são mostrados alguns valores de
índices de compressão típicos de alguns solos argilosos moles do Rio de Janeiro,
indicando coerência nos resultados. Os valores obtidos são relativos a faixa dos
resultados obtidos segundos os respectivos autores.
Tabela 4.6 – Índices de compressibilidade para solos moles do Estado do Rio de
Janeiro
Ref
erên
cia Escavação
Experimental Sarapui
Baixada de Jacarepaguá
Barra da Tijuca
Rio Polímeros
Santa Cruz
Santa Cruz
Rio de Janeiro
(Mangues e SFL)
Presente Estudo
Sayao (1980)
Garcés (1995)
Almeida (1996)
Spannenberg (2003)
Santos (2004)
De Campos (2006)
Massad (2009)
Cc 1,41 a 2,56 0,25 a 0,75 - 0,86 a 2,41 - 1,12 a 1,96 - 1,18 a 1,26 Cr 0,25 a 0,55 0,065 a 0,34 - 0,16 a 0,28 - 0,13 a 0,27 - 0,11 a 0,19 ��
1 + �� - - 0,52 -
0,23 a 0,26
0,19 a 0,45 0,3 a 0,5 (0,41)
0,26 a 0,27
Cr/Cc (%)
- - 10 - - 10 a 23 7 a 15 9 a 15
96
4.3. Ensaio de Adensamento Isotrópico
Nos ensaios de adensamento isotrópico, foi gerado um excesso de
poropressão positivo, através da aplicação de uma tensão confinante de
aproximadamente 200 kPa, e realizado o adensamento do corpo de prova através
da ação da pressão de vácuo ou da pressão atmosférica (sem vácuo). A duração do
ensaio foi determinada em função da equalização da poropressão no topo do corpo
de prova.
Os resultados dos ensaios serão apresentados na forma de gráfico, contendo
as curvas de variação da poropressão versus o tempo, a porcentagem média de
adensamento versus o fator tempo e a porcentagem de deformação volumétrica
versus o tempo.
A Tabela 4.7 apresenta o resumo das características inicias dos corpos de
prova ensaiados: altura, coeficiente de adensamento, cv, índices físicos e a
poropressão final e inicial de cada ensaio.
A altura do corpo de prova foi determinada antes do início de cada ensaio,
através de um paquímetro digital. A determinação dos valores dos coeficientes de
adensamento, cv, será descrito no decorrer do capítulo.
A umidade, w, da amostra foi medida em estufa de 110ºC com o resto do
material da talhagem de cada corpo de prova. A densidade relativa dos grãos, Gs,
foi admitida 2,678g/cm³, a partir do ensaio de caracterização. A partir das relações
de índices físicos da Mecânica dos Solos, foi obtido o peso especifico seco, ��, o
índice de vazios, �, e por fim, o grau de saturação inicial, S, de cada amostra.
A poropressão, inicial e final, foi determinada através do sistema de
aquisição de dados central do LGMA – PUC-Rio.
Serão apresentados os resultados da variação volumétrica, obtidos a partir
das diferenças de peso, geometria, umidade e variação do medidor de volume.
97
Tabela 4.7 – Resumo dos ensaios realizados
4.3.1. Ensaios com vácuo
A seguir são apresentados os resultados dos ensaios de adensamento
isotrópico executados com ação da pressão de vácuo, cujo valor médio aplicado
foi de -80,5 kPa.
4.3.1.1. Comportamento da Poropressão
Em cada corpo de prova foi medido o valor do parâmetro B, conforme
descrito no item 3.3.2.4, a fim de garantir a saturação da amostra. Finalizada a
saturação do corpo de prova, iniciava-se a fase de adensamento que é a elevação
da tensão confinante até a obtenção da tensão efetiva de ensaio, 200 kPa. A
válvula de aplicação da pressão de vácuo no sistema foi liberada, e foi medido o
comportamento da poropressão durante o ensaio, através do transdutor de pressão
acoplado ao sistema.
A Figura 4.12, Figura 4.13 e Figura 4.14 apresentam os gráficos dos
resultados da poropressão versus o tempo, para os ensaios cujas alturas foram
aproximadamente de 5,5; 3,5 e 2,5 cm, respectivamente.
Mohamedelhassan e Shang (2002), apresentaram resultados onde o processo
de adensamento começa com um excesso de poropressão equivalente a pressão
aplicada e terminam com uma poropressão negativa equivalente a pressão de
vácuo aplicada.
98
O valor médio da pressão de vácuo aplicada foi de – 80,5 kPa, e os
resultados da poropressão ao final de cada ensaio, isto é, quando a poropressão
permanecesse praticamente constante, ou com uma variação de 0,5 kPa/hora, são:
- Ensaio de 5,5 cm: Poropressão inicial 198,6 kPa e poropressão final de –
17,9 kPa.
- Ensaio de 3,8 cm: Poropressão inicial 196,4 kPa e poropressão final de –
21,7 kPa.
- Ensaio de 2,5 cm: Poropressão inicial 199,3 kPa e poropressão final de –
43,4 kPa.
Apesar do transdutor de pressão disponível para utilização nessa pesquisa,
ter uma capacidade mínima de – 50 kPa, ou seja, não poder alcançar o valor da
pressão de vácuo aplicada, os resultados da poropressão final apresentaram uma
variação de – 43,3 a – 17,9 kPa entre os ensaios, para umidades com intervalo
entre 114,7 a 142,2 %. Isto pode ser explicado devido a presença de bolhas de ar
na água do solo (solução do solo), além disso, a pedra porosa disponível para
utilização no ensaio não ser de alto valor de entrada de ar.
A pedra porosa tem um limite de diferença de poropressão de ar e água, que
resiste até que comece a permitir o fluxo de ar pela pedra. Este limite é definido
pela dimensão dos poros da pedra, quanto menor a dimensão dos poros, maior a
diferença de poropressão possível de ser aplicada. Uma pedra porosa de alto valor
de entrada permite a passagem de água e evita a passagem de ar. Isto acontece
devido às pequenas dimensões e à uniformidade dos poros da pedra. Na pedra
porosa de baixo valor de entrada, ultrapassado o valor de entrada de ar, ocorrerá
fluxo de ar através da pedra para o sistema de medição.
99
Figura 4.12 - Poropressão versus tempo, amostra 5,5 cm com vácuo
Figura 4.13 - Poropressão versus tempo, amostra 3,8 cm com vácuo
-50
0
50
100
150
200
0 24 48 72 96
Por
opre
ssão
(kP
a)
Tempo (hora)
Poropressao(kPa) x Tempo (h)Amostra e 5,5 cm com vácuo
-50
0
50
100
150
200
0 24 48 72 96
Por
opre
ssão
(kP
a)
t empo (hora)
Poropressão (kPa) x Tempo (h)Amostra de 3,5 cm com vácuo
100
Figura 4.14 - Poropressão versus tempo, amostra 2,5 cm com vácuo
Em suma, a partir do comportamento apresentado através dos gráficos, a
variação da poropressão inicia-se relativamente com alta velocidade, mas com o
tempo, a variação decresce substancialmente, conforme no processo de
adensamento. Como o objetivo do ensaio foi observar o comportamento da
poropressão, os corpos de prova não foram levados a ruptura.
4.3.1.2. Determinação do Coeficiente de Adensamento, c v
A Figura 4.15, Figura 4.16 Figura 4.17 apresentam os resultados das curvas
de porcentagem média de adensamento versus o fator tempo, para os ensaios cujas
alturas foram aproximadamente de 5,5; 3,8 e 2,5 cm, respectivamente.
A partir dos resultados da variação da poropressão, em um instante t e da
variação final da poropressão, foi determinado o grau de adensamento médio de
cada ensaio (Curva U Ensaio). Foram também determinadas as porcentagens de
adensamento através das relações empíricas de Taylor (1948), equações 2.14 e
2.15 (Curva U Taylor).
As curvas dos ensaios, U Ensaio e U Taylor, foram ajustadas a curva teórica
de Bishop e Henkel (1962), cujos valores foram determinados na Tabela 2.2. O
valor de Tv foi obtido de forma similar ao ensaio de adensamento unidimensional,
onde os valores do fator tempo, para as curvas U Ensaio e U Taylor, foram
-50
0
50
100
150
200
0 24 48
Por
opre
ssão
(kP
a)
Tempo (hora)
Poropressao (kPa) x Tempo (h)Amostra de 2,5 cm com vácuo
101
determinados variando o valor de cv. Os valores de cv adotados inicialmente foram
estimados variando os resultados de cv do ensaio de adensamento unidimensional,
no edométrico.
Figura 4.15 – Grau de adensamento versus Fator Tempo, amostra 5,5 cm com
vácuo
Para a amostra de altura aproximada de 5,5 cm, ensaiada com ação da
pressão de vácuo, o valor de cv estimado foi de 1,70 x 10-4 cm²/s.
Figura 4.16 - Grau de adensamento versus Fator Tempo, amostra 3,8 cm com vácuo
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
0,01 0,10 1,00 10,00
U (
%)
Tv
U (%) x Tv Amostra de 5,5 cm com vácuo
U Ensaio
Curva Teorica
U Taylor
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
0,01 0,10 1,00 10,00
U (
%)
Tv
U (%) x Tv Amostra de 3,8 cm com vácuo
U Ensaio
Curva Teorica
U Taylor
102
Para a amostra de altura aproximada de 3,8 cm, ensaiada com ação de
vácuo, o valor de cv estimado foi de 1,12 x 10-4 cm²/s.
Figura 4.17 – Grau de Adensamento versus Fator Tempo, amostra 2,5 cm com
vácuo
Para a amostra de altura aproximada de 2,5 cm, ensaiada com uma pressão
de adensamento de vácuo, o valor de cv estimado foi de 1,35 x 10-4 cm²/s.
De um modo geral, a forma das curvas do ensaio, observadas nos três
ensaios, não se afasta de forma significativa da relação teórica. Nota-se que a
curva do ensaio segue praticamente a mesma no trecho central, da curva teórica,
entre valores do fator tempo entre 0,4 a 0,6, aproximadamente. Para valores
inferiores a 0,4 e superiores a 0,6 há um leve distanciamento da curva teórica,
sugerindo uma variação no valor do coeficiente de adensamento.
4.3.2. Ensaio sem vácuo
A seguir são apresentados os resultados dos ensaios de adensamento
isotrópico, com ação da pressão atmosférica.
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
0,01 0,10 1,00 10,00
U (
%)
Tv
U (%) x Tv Amostra de 2,5 cm com vácuo
U Ensaio
Curva Teorica
U Taylor
103
4.3.2.1. Comportamento da Poropressão
Da mesma forma como descrito no ensaio com vácuo, foi medido o valor do
parâmetro B, conforme o item 3.3.2.4, a fim de garantir a saturação da amostra.
Finalizada a saturação do corpo de prova, iniciava-se a fase de adensamento,
elevando a tensão confinante até obter-se a tensão efetiva de ensaio, 200 kPa,
como para os ensaios executados com ação do vácuo. A válvula do sistema e os
dois engates do tanque, com a interface ar/água, foram liberados para a pressão
atmosférica, medindo assim, o comportamento da poropressão durante o ensaio.
A Figura 4.18, Figura 4.19 e Figura 4.20 apresentam os gráficos dos
resultados da poropressão versus o tempo, para os ensaios cujas alturas foram
aproximadamente de 5,5; 3,5 e 2,5 cm, respectivamente.
Os resultados da poropressão ao final de cada ensaio, ou seja, quando a
mesma foi estabilizada, são:
- Ensaio de 5,5 cm: Poropressão inicial 197,7 kPa e poropressão final de -
6,1 kPa.
- Ensaio de 3,7 cm: Poropressão inicial 199,2 kPa e poropressão final de -
4,2 kPa.
- Ensaio de 2,5 cm: Poropressão inicial 199,0 kPa e poropressão final de 1,6
kPa.
Há uma leve variação nos valores da poropressão final, isto pode ser devido
a presença de ar no solo.
104
Figura 4.18 - Poropressão versus tempo, amostra 5,5 cm sem vácuo
Figura 4.19 - Poropressão versus tempo, amostra 3,7 cm sem vácuo
0
50
100
150
200
0 24 48 72 96 120 144
Por
opre
ssão
(kP
a)
Tempo (hora)
Poropressão (kPa) x Tempo (h)Amostra de 5,5 cm sem vácuo
0
50
100
150
200
0 24 48 72 96
Por
opre
ssão
(kP
a)
Tempo (hora)
Poropressao (kPa) x Tempo (h)Amostra de 3,7 cm sem vacuo
105
Figura 4.20 - Poropressão versus tempo, amostra 2,5 cm sem vácuo
As variações da poropressão apresentaram um comportamento similar ao
processo de adensamento dos ensaios com ação da pressão de vácuo. Uma rápida
variação no início do adensamento, e conforme o processo de adensamento vai
sendo concluído, há uma diminuição na velocidade do adensamento.
4.3.2.2. Determinação do Coeficiente de Adensamento, c v
A Figura 4.21, Figura 4.22 e Figura 4.23 apresentam os resultados das
curvas de porcentagem média de adensamento versus o fator tempo, para os
ensaios com ação da pressão atmosférica, cujas alturas foram aproximadamente de
5,5; 3,5 e 2,5 cm, respectivamente.
0
50
100
150
200
0 24 48 72 96
Por
opre
ssão
(kP
a)
Tempo (hora)
Poropressao (kPa) x Tempo (h)Amostra de 2,5 cm sem vácuo
106
Figura 4.21 - Grau de Adensamento versus Fator Tempo, amostra 5,5 cm sem
vácuo
Para a amostra de altura de 5,5 cm, ensaiada com ação da pressão
atmosférica, o valor de cv estimado foi de 1,33 x 10-4 cm²/s.
Figura 4.22 - Grau de Adensamento versus Fator Tempo, amostra 3,5 cm sem
vácuo
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
0,01 0,10 1,00 10,00U
(%
)Tv
U (%) x Tv - Amostra de 5,5 cm sem vácuo
U Ensaio
Curva Teorica
U Teoria Unidimenisional
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
0,01 0,10 1,00 10,00
U (
%)
Tv
U (%) x Tv - Amostra de 3,5 cm sem vácuo
U Ensaio
Curva Teorica
U Teoria Unidimenisional
107
Para a amostra de altura de 3,5 cm, ensaiada com ação da pressão de
atmosférica, o valor de cv estimado foi de 1,28 x 10-4 cm²/s.
Figura 4.23 - Grau de Adensamento versus Fator Tempo, amostra 2,5 cm sem
vácuo
Para a amostra de altura aproximada de 2,5 cm, ensaiada com uma pressão
de adensamento com vácuo, o valor de cv estimado foi de 1,12 x 10-4 cm²/s.
Observa-se o mesmo comportamento de cv, conforme nos ensaios com ação
da pressão de vácuo, onde há um distanciamento da curva U Ensaio da curva U
Teórica, isto é, uma variação do valor de cv no trecho inicial, no central e no final.
Considerando um valor médio de cv, de 1,39 x 10-4 e 1,24 x 10-4 cm²/s, obtidos
a partir da média de todos os ensaios com ação da pressão de vácuo e pressão
atmosférica, respectivamente. Os valores apresentam bem similares, indicando que a
natureza da pressão de adensamento, vácuo ou atmosférica, não tem efeito no
comportamento de compressibilidade do solo, conforme relatado em pesquisa
realizada por Mohamedelhassan & Shang (2002).
4.3.3. Comportamento da variação volumétrica
Após a finalização de cada ensaio, o corpo de prova foi cortado em pedaços,
por meio de uma corda de violão, onde as alturas dos mesmos eram similares.
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
0,01 0,10 1,00 10,00
U (
%)
Tv
U (%) x Tv - Amostra de 2,5cm sem vácuo
U Ensaio
Curva Teórica
U Teoria Unidimenisional
108
Foram imediatamente pesados e levados para a câmara úmida e através de um
paquímetro digital, foi determinado a geometria, altura e diâmetro médio, para
cada pedaço.
A Tabela 4.8 apresenta as variações do volume de cada ensaio, calculados a
partir:
- da diferença do peso inicial e do peso final;
- da diferença do volume geométrico inicial e final;
- da diferença das umidades, inicial e final;
- da variação do medido de variação volumétrica (MVV).
Tabela 4.8 – Variação de volume dos corpos de prova
Os resultados das variações do volume determinados a partir do peso,
volume, umidade e MVV apresentaram resultados coerentes entre si.
A seguir é apresentada a comparação da porcentagem de deformação
volumétrica, calculados a partir da razão entre a variação do volume da câmara
triaxial, para um instante t, e o volume inicial da amostra, determinado a partir da
geometria da amostra.
109
Figura 4.24 – Porcentagem de deformação volumétrica versus tempo, amostra de
5,5 cm
Figura 4.25 - Porcentagem de deformação volumétrica versus tempo, amostra de
3,5 cm
0%
5%
10%
15%
20%
25%
30%
35%
0 24 48 72 96 120 144 168
Def
orm
ação
Vol
umét
rica
(%)
Tempo (hora)
Deformação Volumétrica x Tempo Amostra de 5,5cm
Sem Vácuo
Com Vácuo
0%
5%
10%
15%
20%
25%
30%
35%
40%
0 24 48 72 96
Def
orm
ação
Vol
umét
rica
(%)
Tempo (Hora)
Deformação Volumétrica (%) x Tempo (h)Amostra de 3,5cm
Sem Vácuo
Com Vácuo
110
Figura 4.26 - Porcentagem de deformação volumétrica versus tempo, amostra de
5,5 cm
Observa-se que a porcentagem de deformação volumétrica dos ensaios com
ação da pressão de vácuo apresentou um maior valor quando comparado aos
ensaios realizados com ação da pressão atmosférica, isto é, sem vácuo. Os ensaios
de altura de 5,5 cm, aproximadamente, apresentaram valores finais de deformação
similares.
Porém, nos três casos, a velocidade de deformação com ação da pressão de
vácuo foi mais rápida do que sem ação do mesmo, isto sugere a eficiência do
método de adensamento a vácuo.
4.3.4. Comparação da poropressão
As Figura 4.27, 4.28 e 4.29 apresentam a comparação da variação da
poropressão versus o tempo, dos ensaios com a ação do vácuo, ou sem vácuo
(ação da pressão atmosférica), para as amostras de altura média de 2,5; 3,5 e 5,5
cm, respectivamente.
0%
2%
4%
6%
8%
10%
12%
14%
16%
0 24 48 72 96
Dde
form
ação
Vol
umét
rica
(%)
Tempo (Hora)
Deformação Volumétrica (%) x Tempo(%)Amostra de 2,5cm
Sem Vácuo
Com Vácuo
111
Figura 4.27 – Variação da poropressão versus o tempo para amostra de 2,5 cm.
Figura 4.28 - Variação da poropressão versus o tempo para amostra de 3,5 cm.
-50
0
50
100
150
200
0 24 48 72 96
Por
opre
ssão
(kP
a)
Tempo (Hora)
Poropressão (kPa) x Tempo (h)Amostra de 2,5 cm
COM VACUO
SEM VACUO
-50
0
50
100
150
200
0 24 48 72 96
Por
opre
ssão
(kP
a)
Tempo (Hora)
Poropressão (kPa) x Tempo (h)Amostra de 3,5 cm
COM VACUO
SEM VACUO
112
Figura 4.29 - Variação da poropressão versus o tempo para amostra de 5,5 cm.
Observa-se nos três casos, que a ação do vácuo acelera a dissipação da
poropressão do solo mole, como mostra a comparação entre as curvas, com vácuo
e sem vácuo, ou seja, o tempo diminui consideravelmente.
-50
0
50
100
150
200
0 24 48 72 96 120
Por
opre
ssão
Tempo (hora)
Poropressão (kPa) v Tempo (h) Amostra de 5,5 cm
COM VÁCUO
SEMVACUO03
5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
Este capítulo apresenta algumas conclusões relevantes obtidas durante esta
pesquisa, relacionadas à adaptação dos equipamentos, edométrico e triaxial
convencional, para aplicação da pressão de vácuo e os resultados experimentais
obtidos. Ao final do capítulo, serão apresentadas sugestões de pesquisas que
complementariam esta dissertação.
5.1. Conclusões
O objetivo de realizar adaptações no equipamento edométrico
convencional, a fim de viabilizar a aplicação da pressão de vácuo no sistema, bem
como a completa vedação do sistema, para evitar perdas da pressão de vácuo
aplicada, foi o primeiro passo desta pesquisa. Foram realizadas adaptações no
ensaio triaxial convencional, com adaptações no equipamento, tais como a
interface ar/água, mudança de aplicação de pressão do sistema convencional, a
fim de viabilizar a aplicação do vácuo, bem como o bom funcionamento do
sistema.
O funcionamento dos equipamentos foi avaliado e comprovado pela
execução dos ensaios, com resultados coerentes quando comparados com o ensaio
edométrico convencional, e quando comparados ao ensaio triaxial.
Neste estudo, os resultados dos ensaios de laboratório no edométrico,
envolvendo carregamento a vácuo, e adensamento na câmara triaxial comparando
a pressão de vácuo e a pressão atmosférica, são relatados e comparados a fim de
investigar as características de adensamento a vácuo.
Os resultados de ensaios de laboratório no edométrico mostram que a
aplicação de vácuo funciona de forma equivalente ao incremento de carga
convencional e induz a valores de recalques maiores quando comparado com a
aplicação de uma carga convencional de mesma magnitude. O desligamento do
114
vácuo equivale a um efeito praticamente idêntico a retirada de uma carga, ou seja,
um descarregamento.
Do ensaio de adensamento unidimensional, foi observado que a partir da
comparação da curva teórica de adensamento proposta por Bishop e Henkel
(1962), com a curva teórica unidimensional e a curva experimental, a aplicação da
pressão de vácuo comportou-se de maneira mais semelhante a curva teórica de
adensamento unidimensional, apesar da aplicação do vácuo ser isotrópica.
Os valores de cv, no ensaio edométrico, foram determinados a partir dos
métodos propostos por Taylor, Casagrande e através do ajuste da curva teórica do
grau de adensamento versus o fator tempo, a curva experimental. O valor de cv
médio obtido dos ensaios no edométrico foi da ordem de grandeza de 10-4 cm²/s.
O índice de compressão Cc são da ordem de 1,10 e 1,20 e o índice de
recompressão, Cr, da ordem de 0,11 e 0,19. Estes valores indicam que o material
ensaiado é representativo dos depósitos argilosos orgânicos do Rio de Janeiro.
A partir dos resultados dos ensaios triaxiais, verificou-se que o uso da
pressão de vácuo acelera a dissipação da poropressão quando comparado ao
adensamento com a ação da pressão atmosférica.
Os valores de cv dos ensaios triaxiais foram estimados a partir dos valores
encontrados nos ensaios edométricos. Esses valores foram definidos do melhor
ajuste da curva teórica à curva experimental proposta por Bishop e Henkel (1962),
apresentando boa concordância com os valores obtidos no ensaio edométrico.
Ao comparar os valores determinados de cv, obtidos no adensamento dos
ensaios triaxiais, realizados com pressão de vácuo ou com ação da pressão
atmosférica, os resultados também são similares.
Isto indica que a natureza da pressão de adensamento, vácuo ou atmosférica,
não tem efeito no comportamento de compressibilidade do solo.
A partir dos resultados de laboratório, da comparação do recalque no ensaio
unidimensional, da comparação do comportamento da poropressão para o caso
com ou se ação do vácuo no triaxial, da comparação da porcentagem da
deformação volumétrica, os resultados sugerem que o tempo em que o recalque
desejado é atingido diminui sob ação do vácuo.
Em suma, a partir dos resultados obtidos no estudo de adensamento a vácuo
em ensaios de laboratório, os resultados indicam uma técnica efetiva para
melhoramento de solos compressíveis em campo, especialmente quando é difícil o
115
tratamento usando aterro como sobrecarga, associados a problemas de
instabilidade, bem como problemas ambientais, incluindo transporte e disposição
final do solo e custos envolvidos.
5.2. Sugestões para pesquisas futuras
A seguir citam-se algumas sugestões para ampliar o conhecimento e prosseguir
com os estudos sobre o uso de vácuo:
• Simulação da sobrecarga a vácuo em um modelo de laboratório, com
possibilidade de reproduzir o comportamento em campo, ou seja, o
efeito dos drenos.
• Modelagem numérica estimando o grau de adensamento com sobrecarga
a vácuo em ensaios de laboratório.
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123
ANEXO I EQUAÇÃO DE CALIBRAÇÃO
Previamente à realização dos ensaios o instrumento de medição de
poropressão (transdutor) foi calibrado. A equação e a curva de calibração estão
apresentadas na Tabela A.I.1 e Figura A.I.1, respectivamente.
Tabela A.I.1 – Dados e equação da calibração
Figura A.I.1 – Curva da Calibração
