Resistência ao Cisalhamento de um Solo Coluvionar Não Saturado do Rio de Janeiro, RJ

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1 Ricardo Moreira Soares Resistência ao Cisalhamento de um Solo Coluvionar Não Saturado do Rio de Janeiro, RJ Dissertação de Mestrado Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do título de Mestre pelo Programa de Pós- Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio. Orientador: Tácio Mauro Pereira de Campos Co-Orientador: Franklin dos Santos Antunes Rio de Janeiro, fevereiro de 2005

2 Ricardo Moreira Soares Resistência ao Cisalhamento de um Solo Coluvionar Não Saturado do Rio de Janeiro, RJ Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do título de Mestre pelo Programa de Pós- Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada. Tácio Mauro Pereira de Campos Presidente/Orientador Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio Franklin dos Santos Antunes Co-Orientador Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio José Tavares Araruna Jr. Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio Lúcio Flávio de Souza Villar UFMG Orêncio Monje Vilar EESC-USP José Eugênio Leal Coordenador(a) Setorial do Centro Técnico Científico - PUC-Rio Rio de Janeiro, 25 de fevereiro de 2005

3 Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total ou parcial do trabalho sem autorização da universidade, do autor e do orientador. Ricardo Moreira Soares Graduou-se em Engenharia Civil com especialização em geotecnia na PUC-Rio em As principais áreas de interesse e linhas de pesquisa são: mecânica dos solos não saturados, geotecnia experimental e geotecnia ambiental. Soares, Ricardo Moreira Ficha catalográfica Resistência ao cisalhamento de um solo coluvionar não-saturado do Rio de Janeiro, RJ / Ricardo Moreira Soares ; orientador: Tácio Mauro Pereira de Campos ; coorientador: Franklin dos Santos Antunes. Rio de Janeiro: PUC-Rio, Departamento de Engenharia Civil, v., 196 f.: il. ; 29,7 cm Dissertação (mestrado) Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil. Inclui bibliografia 1. Engenharia Civil Teses. 2. Resistência ao cisalhamento. 3. Solo coluvionar. 4. Solo não-saturado. 5. Sucção. 6. Curva característica de sucção. 7. Ensaio de cisalhamento direto com controle de sucção. 8. Resistência à tração. I. de Campos, Tácio Mauro Pereira. II. Antunes, Franklin dos Santos. III. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de Engenharia Civil. IV. Título. CDD: 624

4 Aos meus pais, Maria Lúcia e José Evaldo, pela confiança, incentivo e amor incondicional. Em memória da minha avó Eunyr, onde quer que esteja, sempre esteve e sempre estará presente em minha vida.

5 Agradecimentos Aos professores Tácio Mauro Pereira de Campos e Franklin dos Santos Antunes, pela paciência, orientação, dedicação, confiança e incentivo, ao longo da realização deste trabalho. Aos demais professores do departamento de Engenharia Civil da PUC-Rio, pelos conhecimentos e ensinamentos transmitidos. Aos amigos e funcionários do Laboratório de Geotecnia da PUC-Rio, Seu Zé, Amaury e William, pela colaboração e apoio. A CAPES e a PUC-Rio pelo apoio financeiro. A todos os colegas da PUC-Rio. Aos meus pais José Evaldo Siqueira Soares e Maria Lúcia Moreira Soares, meus irmãos Felipe Moreira Soares e Rafael Moreira Soares, pelo amor e carinho, os quais foram fundamentais para minha formação e sucesso. Aos meus grandes amigos Fábio e Bernardo pelos vários momentos de estudos juntos e pela inestimável ajuda. A todos aqueles que diretamente ou indiretamente contribuíram para a realização deste trabalho. A Deus, por este momento especial de minha vida.

6 Resumo Soares, Ricardo Moreira; de Campos, Tácio Mauro Pereira; Antunes, Franklin dos Santos. Resistência ao Cisalhamento de um Solo Coluvionar Não Saturado do Rio de Janeiro, RJ. Rio de Janeiro, p. Dissertação de Mestrado - Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Neste presente trabalho buscou-se avaliar a características de resistência ao cisalhamento e da relação sucção-umidade de um solo tropical maduro encontrado no campo experimental II da PUC-Rio, localizado na cidade do Rio de Janeiro. Para a determinação da resistência ao cisalhamento deste solo, foram executados ensaios de cisalhamento direto em amostras submersas utilizando equipamento convencional e ensaios de cisalhamento direto com sucção controlada em amostras com umidade natural. Os ensaios de cisalhamento direto com sucção controlada foram executados utilizando o equipamento desenvolvido na PUC-Rio por de Campos (1988), na qual utiliza a técnica de translação de eixos desenvolvida por Hilf (1956) para o controle da sucção aplicada. Para a determinação da relação sucção-umidade, foram realizados ensaios para a medição da sucção utilizando-se o método do papel filtro. Através dos resultados deste ensaio foi possível a determinação da curva característica do solo em estudo. Foram realizados também ensaios de compressão diametral a fim de se estabelecer uma relação entre a resistência à tração deste solo versus sua sucção. Através da análise dos resultados experimentais, foi possível a determinação da envoltória de resistência ao cisalhamento em 3 dimensões considerando a proposta de Fredlund et al. (1978), na qual se baseia na utilização das variáveis de tensão (σ n - u a ) e (u a - u w ). Palavras-chave Resistência ao cisalhamento; solo coluvionar; solo não saturado; sucção; curva característica de sucção, ensaio de cisalhamento direto com controle de sucção; resistência à tração.

7 Abstract Soares, Ricardo Moreira; de Campos, Tácio Mauro Pereira (Advisor); Antunes, Franklin dos Santos (Co-advisor). Shear Strength of an Unsaturated Colluvium Soil From Rio de Janeiro, RJ. Rio de Janeiro, p. MSc. Dissertation - Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. In this present work one searched to evaluate the characteristics of shear strength and the suction-moisture relation of a tropical mature soil found in experimental field II of PUC-Rio, located in the city of Rio de Janeiro. For the determination of the shear strength of this soil, direct shear test in submerged samples using conventional equipment and direct shear tests with controlled suction in samples with natural moisture had been executed. The direct shear tests with controlled suction had been executed using the equipment developed in PUC-Rio for De Campos (1988), in which it uses the technique of translation of axles developed by Hilf (1956) for the control of the applied suction. Tests for the measurement of the suction which uses the filter paper method was carried through for the determination of the suction-moisture relation. Through the results of this test, the determination of the soil-water characteristic curve of this soil was possible. Diametrical compression test had also been carried through in order to establish a relation between the tensile strength of this soil versus its suction. Through the analysis of the experimental results, the determination of the shear strength envelope in tri-dimensions was possible considering the proposal of Fredlund et al. (1978), on which it bases on the use of the variables of tension (σ n - u a ) and (u a - u w ). Keywords Shear strength; colluvium soil; unsaturated soil; suction; soil-water characteristic curve; direct shear test with controlled suction; tensile strength.

8 Sumário 1. Introdução Mecânica Dos Solos Para Meios Não-Saturados Fases Constituintes Do Solo Não Saturado e Suas Propriedades Variáveis do Estado Tensional Sucção Componentes da Sucção Métodos de Medição da Sucção Curva Característica de Sucção Resistência ao Cisalhamento de Solo Não Saturados Técnica de Translação de Eixos Equipamento de Cisalhamento Direto com Sucção Controlada da PUC-Rio Aspectos Históricos e Generalidades Descrição do Equipamento CDSC da PUC-Rio Câmara de compressão Caixa de cisalhamento Sistema de Aplicação de Pressões Sistema de extração de bolhas Técnicas e Programa de Ensaios Rotinas e Técnicas de Ensaio Ensaio de Cisalhamento Direto com Sucção Controlada Ensaio de Cisalhamento Direto Convencional 67

9 ii Ensaios para a Determinação da Curva Característica de Sucção Utilizando o Método do Papel Filtro Ensaio de Compressão Diametral Programa de Ensaios Ensaio de Cisalhamento Direto Convencional Ensaio de Cisalhamento Direto com Sucção Controlada Características do solo utilizado Material Escolhido e Retirada dos Blocos Descrição do Meio Físico Localização Clima Geologia e Geomorfologia Caracterização Física Densidade Relativa dos Grãos (G s ) Análise Granulométrica Conjunta Limites de Consistência Classificação do Solo Análise Química Análise Mineralógica Microscopia Ótica Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) Curva Característica de Sucção Apresentação dos Resultados Ensaios de Cisalhamento Direto Convencional Ensaios de Compressão Diametral Ensaios de Cisalhamento Direto com Sucção Controlada Ensaios com Tensão Normal Líquida Constante Ensaios com Sucção Mátrica Constante 111

10 iii 7. Análise e Interpretação dos Resultados Compressibilidade do Material Amostras submersas Amostras Não-Saturadas Resistência ao Cisalhamento Critério de Definição de Ruptura Utilizado Resistência Submersa Resistência Não-Saturada Influência da Velocidade de Cisalhamento no Ensaio de Cisalhamento Direto com Sucção Controlada Resistência à Tração Relação entre Resistência à Tração e Coesão Aparente Comparação dos Resultados Obtidos com Estimativas Indiretas da Resistência ao Cisalhamento Através de Formulações Simplificadas Comparação dos Resultados Obtidos do Colúvio com Outros Materiais Encontrados na Literatura Conclusões e Sugestões Conclusões Equipamento CDSC Compressibilidade Curva Característica Resistência ao cisalhamento Resistência à tração Sugestões Equipamento CDSC Resistência ao cisalhamento Resistência à tração 147 Referências bibliográficas 148

11 iv Apêndice A - Calibração dos Instrumentos Elétricos e Saturação do Disco Cerâmico 160 A.1. Calibração dos Instrumentos Elétricos de Medição 160 A.2. Saturação do Disco Cerâmico de Alto Valor de Entrada de Ar 166 Apêndice B - Curvas para a Determinação da Umidade do Papel Filtro 168 Apêndice C - Velocidade de cisalhamento 189 C.1. Tempo de Ruptura em Ensaios Saturados 189 C.2. Tempo de Ruptura em Ensaios Não Saturados 190

12 Lista de figuras Figura 1: Variação do fator de segurança de uma encosta não saturada com a sucção (Ignacius et al.,1991). 27 Figura 2: Elemento de solo não saturado com fase contínua de ar (adaptado de Fredlung & Rahardjo, 1993) 30 Figura 3: Variáveis de estado de tensão para solos não saturados. 33 Figura 4: Curvas de calibração para os papéis filtro Whatman N 42 e o Schleicher & Schuell N Figura 5: Influencia das parcelas de sucção na curva característica (MacQueen & Miller, 1974). 41 Figura 6: Efeito da histerese na curva característica de sucção (Hillel, 1971). 42 Figura 7: Curva característica típica de diferentes tipos de solo (adaptado de Fredlund & Xing, 1994). 43 Figura 8: Envoltória de resistência de solos não saturados (Fredlund & Rahardjo, 1993). 46 Figura 9: Projeção da envoltória no plano τ x (u a u w ) (Fredlund & Rahardjo, 1993). 47 Figura 10: Projeção da envoltória no plano τ x (σ u a ) (Fredlund & Rahardjo, 1993). 47 Figura 11: Envoltória de resistência não linear no plano q vs sucção mátrica (Teixeira & Vilar, 1997). 48 Figura 12: Envoltória de resistência não linear no plano tensão desviadora na ruptura vs sucção mátrica (Funtai et al., 2004). 49 Figura 13: Variação de φ com a sucção (Rohm & Vilar, 1995). 50

13 ii Figura 14: Variação de φ com a sucção (Futai et al., 2004). 50 Figura 15: Provável forma da envoltória de resistência de um solo residual não saturado. 51 Figura 16: Fotografia do equipamento CDSC. 55 Figura 17: Esquema geral do equipamento CDSC 56 Figura 18: Sistema de aquisição de dados e fonte de alimentação. 57 Figura 19: Desenho esquemático da seção lateral da câmara de compressão. 58 Figura 20: Caixa de cisalhamento fechada com o DAVE. 59 Figura 21: Câmara de água e o DAVE. 60 Figura 22: Disco espaçador com os quatro parafusos e os dois extensômetros. 60 Figura 23: Detalhe do pino de acoplamento entre a caixa e a haste. 61 Figura 24: União tipo universal 62 Figura 25: Apoio da célula de carga com os tirantes. 62 Figura 26: Sistema de extração de bolhas. 63 Figura 27: Procedimento para detecção de vazamentos 66 Figura 28: Fotos do equipamento utilizado no ensaio de tração. 72 Figura 29: Soluções teóricas para tensões ao longo do diâmetro vertical de uma amostra no ensaio de compressão diametral (adaptado de Krishhnayya & Eisenstein, 1974). 73 Figura 30: Localização do Campo Experimental II da PUC-Rio. 78 Figura 31: Descrição morfológica do perfil do Campo Experimental II da PUC-Rio (Daylac, 1994). 80 Figura 32: Curva granulométrica do solo. 82 Figura 33: Presença da matriz argilosa com grãos de quartzo e granada muito alterada. 86 Figura 34: Grãos de quartzo arestados e cristais grandes de quartzo. 87

14 iii Figura 35: Grande área da matriz argilosa englobando alguns grãos de quartzo e agregados ferruginosos. 87 Figura 36: Fotografia do microscópio eletrônico de varredura da PUC-Rio. 88 Figura 37: Aspecto geral da matriz argilosa (ampliação de 200 vezes). 89 Figura 38: Um detalhamento maior da matriz argilosa com os macroporos sendo visualizados (ampliação de 1000 vezes). 90 Figura 39: Detalhe dos micro-agregados de caulinita, formando entre eles os macroporos, e no seu interior os microporos (ampliação de 5000 vezes). 90 Figura 40: Micro e macro-porosidades caracterizando uma distribuição bimodal dos poros (ampliação de vezes). 91 Figura 41: Curva característica em função da umidade volumétrica. 92 Figura 42: Curva característica em função do grau de saturação. 93 Figura 43: Curva característica em função da umidade gravimétrica 93 Figura 44: Ensaio de cisalhamento direto convencional: curvas tensão-deslocamento. 95 Figura 45: Início do ensaio. 96 Figura 46: Início da formação da trinca. 97 Figura 47: Abertura da trinca com o avanço das deformações. 97 Figura 48: Trinca totalmente aberta (ruptura). 97 Figura 49: Curvas de resistência a tração versus deslocamento diametral. 98 Figura 50: Curvas de variação volumétrica e deslocamento vertical em função do tempo (série I). 103 Figura 51: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (série I). 104

15 iv Figura 52: Curvas de variação volumétrica e deslocamento vertical em função do tempo (série II). 105 Figura 53: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (série II). 106 Figura 54: Curvas de variação volumétrica e deslocamento vertical em função do tempo (série III). 107 Figura 55: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (série III). 108 Figura 56: Curvas de variação volumétrica e deslocamento vertical em função do tempo (série IV). 109 Figura 57: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (série IV). 110 Figura 58: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 25kPa). 112 Figura 59: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 50kPa). 113 Figura 60: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 100kPa). 114 Figura 61: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 150kPa). 115 Figura 62: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 200kPa). 116 Figura 63: Curva de compressibilidade para amostras submersas. 118 Figura 64: Curva de compressibilidade em relação a sucção mátrica para as quatro séries realizadas. 119

16 v Figura 65: Curva de compressibilidade em relação a sucção mátrica normalizada. 120 Figura 66: Critério utilizado na determinação dos pontos de ruptura. 121 Figura 67: Envoltória de resistência para amostras submersas. 122 Figura 68: Relação entre a umidade final e a tensão cisalhante na ruptura. 123 Figura 69: Relação entre o índice de vazios após o adensamento e a tensão cisalhante na ruptura. 123 Figura 70: Envoltórias de resistência com respeito a sucção. 126 Figura 71: Variação do ângulo φ b com relação a sucção mátrica. 127 Figura 72: Variação de φ b /φ com relação a sucção mátrica. 128 Figura 73: Envoltórias de resistência para as sucções ensaiadas. 129 Figura 74: Variação da coesão aparente com a sucção mátrica. 130 Figura 75: Envoltória tridimensional de resistência. 130 Figura 76: Envoltórias de resistência com relação a sucção para as séries II e IV. 132 Figura 77: Resistência à tração x teor de umidade em peso. 134 Figura 78: Resistência à tração x grau de saturação. 134 Figura 79: Resistência à tração x sucção mátrica. 135 Figura 80: Relação entre resistência à tração e coesão aparente. 136 Figura 81: Relação entre o parâmetro de ajuste (k) e o índice de plasticidade (IP) (adaptado de Vanapalli & Fredlund, 2000). 138 Figura 82: Comparação da envoltória de resistência ao cisalhamento não saturada obtida experimentalmente e estimada. 139 Figura 83: Envoltória de resistência com relação a sucção para os três colúvios. 141 Figura 84: Variação de φ b com a sucção. 141 Figura 85: Variação de φ b /φ com a sucção. 142

17 vi Figura A.1: Curva de calibração do transdutor de deslocamento: (a) horizontal; (b) vertical. 163 Figura A.2: Curva de calibração da célula de carga: (a) vertical; (b) horizontal. 164 Figura A.3: Curva de calibração do transdutor de pressão: (a) água; (b) ar. 165 Figura A.4: Curva de calibração do medidor de variação volumétrica. 166 Figura A.5: Saturação disco cerâmico de alta entrada de valor de ar. 167 Figura B.1: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 1): (a) papel do topo; (b) papel da base. 169 Figura B.2: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 1): (a) papel do topo; (b) papel da base. 170 Figura B.3: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 2): (a) papel do topo; (b) papel da base. 171 Figura B.4: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 2): (a) papel do topo; (b) papel da base. 172 Figura B.5: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 3): (a) papel do topo; (b) papel da base. 173 Figura B.6: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 3): (a) papel do topo; (b) papel da base. 174 Figura B.7: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 4): (a) papel do topo; (b) papel da base. 175 Figura B.8: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 4): (a) papel do topo; (b) papel da base. 176 Figura B.9: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 5): (a) papel do topo; (b) papel da base. 177 Figura B.10: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 5): (a) papel do topo; (b) papel da base. 178 Figura B.11: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 6): (a) papel do topo; (b) papel da base. 179

18 vii Figura B.12: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 6): (a) papel do topo; (b) papel da base. 180 Figura B.13: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 7): (a) papel do topo; (b) papel da base. 181 Figura B.14: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 7): (a) papel do topo; (b) papel da base. 182 Figura B.15: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 8): (a) papel do topo; (b) papel da base. 183 Figura B.16: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 8): (a) papel do topo; (b) papel da base. 184 Figura B.17: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 9): (a) papel do topo; (b) papel da base. 185 Figura B.18: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 9): (a) papel do topo; (b) papel da base. 186 Figura B.19: Determinação do peso do papel filtro úmido no tempo zero (ponto 10): (a) papel do topo; (b) papel da base. 187 Figura B.20: Determinação do peso do papel filtro seco no tempo zero (ponto 10): (a) papel do topo; (b) papel da base. 188 Figura C.1: Solução gráfica para a determinação dos parâmetros de ajuste a, n e m (adaptado de Fredlund & Xing, 1994). 192 Figura C.2: Ajuste da curva característica utilizando a proposta de Fredlund & Xing (1994). 193 Figura C.3: Estimativa da permeabilidade não saturada utilizando a metodologia de Fredlund et al. (1994). 195

19 Lista de tabelas Tabela 1: Principais expressões para a avaliação da tensão efetiva para solos não saturados. 32 Tabela 2: Técnicas para a medição da sucção em solos. 37 Tabela 3: Tempo de equilíbrio sugerido para o papel filtro na medição da sucção total (Marinho, 1997). 40 Tabela 4: Principais características dos equipamentos CDCS (adaptado de Fonseca, 1991). 54 Tabela 5: Procedimento utilizado para a determinação da quantidade de água acrescida ou retirada seguindo as trajetórias de secagem e umedecimento da amostra. 70 Tabela 6: Nomenclatura dos ensaios de cisalhamento direto convencional executados e pressões aplicadas. 74 Tabela 7: Nomenclatura dos ensaios de cisalhamento direto com sucção controlada executados e pressões aplicadas. 76 Tabela 8: Resumo dos blocos extraídos. 77 Tabela 9: Resumo da granulometria. 82 Tabela 10: Limites de consistência e atividade das argilas. 83 Tabela 11: Análises químicas de capacidade de troca catiônica (CTC) e de ataque sulfúrico (Duarte, 2004). 84 Tabela 12: Análise química total em porcentagem em peso (Sertã, 1986). 84 Tabela 13: Análise mineralógica (Sertã, 1986). 85 Tabela 14: Índices físicos iniciais, após o adensamento e final de cada corpo de prova. 94

20 ii Tabela 15: Índices físicos iniciais dos corpos de prova. 100 Tabela 16: Índices físicos dos corpos de prova após a fase de adensamento. 101 Tabela 17: Índices físicos finais dos corpos de prova. 102 Tabela 18: Apresentação dos resultados em função da tensão normal liquida aplicada. 111 Tabela 19: Tensão cisalhante, tensão normal e deslocamento horizontal na ruptura. 121 Tabela 20: Tensão cisalhante, tensão normal líquida e deslocamento horizontal na ruptura. 125 Tabela 21: Equações das funções hiperbólicas. 126 Tabela 22: Valores de c e φ obtidos. 129 Tabela 23: Resultados de resistência à tração, teor de umidade e grau de saturação. 133 Tabela 24: Resumos das características de granulometria e propriedades índice dos três colúvios. 140 Tabela A.1: Características dos instrumentos elétricos de medição. 161 Tabela C.1: Velocidades calculadas nos ensaios de cisalhamento direto convencional em amostras submersas (Gibson & Henkel, 1954). 190 Tabela C.2: Velocidades de cisalhamento calculadas para os ensaios de cisalhamento direto com sucção controlada em amostras não saturadas. 196

21 Lista de símbolos e abreviações CDSC = cisalhamento direto com sucção controlada; DAVE = disco cerâmico de alto valor de entrada de ar; MSP = membrana semi-permeável; SAD = sistema de aquisição de dados; DCMM = departamento de ciências dos materiais e metalurgia da PUC-Rio; ABNT = Associação Brasileira de Normas Técnicas; SUCS = sistema unificado de classificação de solo; ASTM = American Society for Testing and Materials; σ = tensão normal; σ r = tensão normal na ruptura; σ = tensão efetiva; c, φ = parâmetros efetivos de resistência do solo saturado; c = coesão aparente do solo devido ao acréscimo de sucção mátrica; τ = tensão cisalhante; τ r = tensão cisalhante na ruptura; χ = parâmetro que dependente do tipo e da estrutura do solo, do grau de saturação, da seqüência de umedecimento e secagem, da história, do nível e da trajetória de tensões; φ b = parâmetro que quantifica o aumento na resistência devido a um aumento na sucção matricial;

22 ii u w = pressão de água; u a = pressão de ar; (σ - u a ) = tensão normal líquida; (σ - u a ) r = tensão normal líquida na ruptura; (u a u w ) = sucção mátrica; (u a u w ) r = sucção mátrica na ruptura; φ t = potencial total; φ o = potencial osmótico ou de soluto, correspondente à pressão osmótica da água do solo; φ m = potencial mátrico, resultante de forças capilares e de adsorção; φ g = potencial gravitacional, determinado pela elevação do ponto considerado em relação ao nível de referencia; φ a = potencial pneumático, que corresponde a pressão na fase gasosa; φ p = potencial de consolidação, que corresponde à parcela de sobrecarga aplicada no terreno que é transmitida a pressão da água intersticial; S t = sucção total; S m = sucção mátrica; S o = sucção osmótica; # = diâmetro da abertura da malha da peneira; CTC = capacidade de troca catiônica; G s = densidade relativa dos grãos; LC = limite de contração; LL = limite de liquidez; LP = limite de plasticidade; IP = índice de plasticidade; CH = argila de alta plasticidade, de acordo com a classificação do solo da SUCS;

23 iii o-ring = anel de borracha de vedação; top-cap = tampa metálica para distribuição uniforme da carga normal sobre toda a área da amostra; α = ângulo de inclinação constante da curva tensão-deslocamento; δv = deslocamento vertical; δh = deslocamento horizontal; δh r = deslocamento horizontal na ruptura; n = porosidade; ρ s = massa específica dos grãos de solo; γ n = peso específico natural; γ d = peso específico seco; γ w = peso específico da água; e = índice de vazios; e o = índice de vazios inicial; w = teor de umidade gravimétrico; w real = teor de umidade gravimétrico calculado a partir de secagem em estufa; w calc = teor de umidade gravimétrico calculado utilizando o sistema de medição de variação volumétrica; θ = teor de umidade volumétrico; θ s = teor de umidade volumétrico do solo saturado; θ r = teor de umidade volumétrico do solo correspondente a condição de saturação residual; S = grau de saturação; σ t = resistência a tração; P = carga máxima de compressão no ensaio de compressão diametral; d = diâmetro da amostra;

24 iv H = espessura da amostra; A = largura da faixa carregada no ensaio de compressão diametral; τ o = tensão cisalhante para sucção zero obtida no ensaio de cisalhamento direto convencional em amostras submersas; a, b = parâmetros de ajuste da função hiperbólica; k = parâmetro de ajuste; ψ = sucção; Θ = teor de umidade volumétrico normalizado; t f = tempo de ruptura; c v = coeficiente de adensamento relacionado ao ensaio; U = grau médio de dissipação do excesso de poro-pressão (95%); η = parâmetro referente a drenagem; c = coeficiente de adensamento do solo não saturado relacionado com a fase w v líquida; K w = coeficiente de permeabilidade do solo não saturado relacionado com a fase líquida; ρ w = densidade da água; g = aceleração da gravidade; w m 2 = inclinação da curva característica de sucção; λ = fator de impedância; K d = coeficiente de permeabilidade do DAVE; L d = espessura do DAVE; kr (ψ ) k (ψ ) w = coeficiente de permeabilidade relativa em função da sucção; = coeficiente de permeabilidade não saturado em função da sucção;

25 v ks = coeficiente de permeabilidade saturado; a, n, m = parâmetros de ajuste segundo a metodologia de Fredlund e Xing (1994).

26 1 Introdução A Mecânica dos Solos clássica surgiu há mais de 70 anos e foi desenvolvida para a compreensão de problemas de engenharia baseados no conceito de um sistema bifásico solo-água, ou seja, em um estado de completa saturação. Porém, existem muitos materiais na prática da engenharia que não são consistentes com essa mecânica clássica dos solos saturados. Por isso, nas últimas décadas surgiram varias pesquisas com o objetivo de uma melhor compreensão do comportamento dos solos não saturados. Muitas dessas pesquisas têm sido desenvolvidas para estudos em materiais compactados (e.g. Lins, 1991; Teixeira & Vilar, 1997; Vanapalli et al., 1999; Beneveli, 2002; entre outros), porém poucas são destinadas a materiais no seu estado indeformado. Solos não saturados são predominantes em regiões de clima árido e semiárido, onde as estações do ano possuem longos períodos de estiagem. Solos residuais e coluvionares tem sido uma grande preocupação nos últimos anos, principalmente em países de clima tropical, como o Brasil. Esses materiais apresentam um comportamento não usual devido à presença de pressão negativa de água nos seus poros. Essas pressões negativas aparecem porque o material naturalmente sofre variações de umidade ao longo do tempo devido principalmente a condições climáticas. O aparecimento de pressão negativa de água nos poros, conhecida por sucção, causa alteração no comportamento mecânico do material, fazendo com que surja uma nova componente na definição da resistência ao cisalhamento. Essa nova componente, a sucção, provoca um aumento na resistência ao cisalhamento do solo que, mesmo para valores baixos de sucção, poderia ser suficiente para a estabilização de uma encosta não saturada sob a ação de infiltração de água de chuva. A figura 1 exemplifica o fato citado acima através de resultados, obtidos por Ignacius et al. (1991), de analises de estabilidade envolvendo condições de

27 27 ruptura rasas (da ordem de 1m de profundidade), planares, em solos não saturados da Serra do Mar, na região de Cubatão, SP. Figura 1: Variação do fator de segurança de uma encosta não saturada com a sucção (Ignacius et al.,1991). Este trabalho tem por objetivo principal, avançar no estudo da resistência ao cisalhamento de solos tropicais não saturados em seu estado indeformado. Para isso, foi realizada uma série de ensaios buscando avaliar a influência das variáveis de tensão (σ u a ) e (u a u w ) considerando a proposta de Fredlund et al. (1978). Analisando a influência dessas variáveis de tensão, foi possível determinar a superfície tridimensional de ruptura para os níveis de pressões aplicados. O comportamento de resistência ao cisalhamento em solos não saturados foi verificado através do equipamento de cisalhamento direto com sucção controlada projetado por de Campos (1988) e desenvolvido por Fonseca (1991) e Delgado (1993). Este é um equipamento desenvolvido para o estudo de solos não saturados que utiliza a técnica de translação de eixos desenvolvida por Hilf (1956), onde é aplicada pressão de ar e pressão de água para o controle da sucção mátrica desejada.

28 28 Ensaios de compressão diametral foram realizados na tentativa de estabelecer uma relação entre a resistência à tração do solo não saturado com a coesão aparente obtida através dos ensaios com sucção controlada. Optou-se, neste trabalho, pela utilização de um solo maduro, coluvionar, encontrado no campo experimental II da PUC-Rio. Sua escolha foi feita devido ao grande número de informações existentes na PUC-Rio sobre o mesmo, além de se tratar de um material muito encontrado nas encostas da cidade do Rio de Janeiro. A apresentação dos resultados deste trabalho foi dividida em 8 capítulos e 3 apêndices, sendo descrito a seguir, resumidamente, o conteúdo de cada deles. O capítulo 2 tem por objetivo fazer uma revisão dos conceitos que descrevem o comportamento dos solos não saturados com relação à resistência ao cisalhamento, as fases constituintes do solo, ao seu estado tensional, ao potencial de sucção, as técnicas para a determinação dessa sucção e a técnica de translação de eixos. O capítulo 3 faz uma descrição completa do equipamento utilizado neste trabalho para a determinação da resistência ao cisalhamento do solo não saturado. Será visto em detalhes todos os aspectos relevantes ao equipamento de cisalhamento direto com sucção controlada, bem como suas limitações e dificuldades experimentais. No capitulo 4 são apresentadas as rotinas e técnicas dos ensaios de cisalhamento direto convencional, de cisalhamento direto com sucção controlada, de compressão diametral e papel filtro, assim como o programa de ensaios. Constam no capítulo 5 as características físicas, químicas e mineralógicas do solo estudado, a relação sucção-umidade através da curva característica, além de algumas observações sobre a localização, clima, geologia e a geomorfologia do campo experimental II da PUC-Rio. O capítulo 6 é destinado à apresentação dos resultados obtidos dos ensaios de cisalhamento direto convencional, de cisalhamento direto com sucção controlada e compressão diametral.

29 29 No capitulo 7 é feita à interpretação e análise dos resultados obtidos com relação à compressibilidade, resistência ao cisalhamento e resistência à tração do solo estudado. Por fim, são apresentadas, no capitulo 8, as conclusões, assim como as sugestões e recomendações para futuros estudos seguindo a mesma linha de pesquisa. Ainda constam neste trabalho os apêndices A, B e C. No apêndice A são apresentadas as calibrações dos instrumentos elétricos de medição do equipamento de cisalhamento direto com sucção controlada e aspectos sobre a saturação do disco cerâmico de alta entrada de valor de ar. Já o apêndice B é destinado à apresentação das curvas obtidas para a determinação da umidade do papel filtro no tempo zero. No apêndice C são apresentadas as metodologias utilizadas na estimativa da velocidade de cisalhamento requerida para se garantir condições drenadas na ruptura nos ensaios de cisalhamento direto executados em amostras não saturadas e submersas.

30 2 Mecânica Dos Solos Para Meios Não-Saturados 2.1. Fases Constituintes Do Solo Não Saturado e Suas Propriedades O solo não saturado geralmente é compreendido por um sistema trifásico (Lambe & Whitman, 1969), constituído por uma fase sólida (partículas minerais), por uma fase liquida (em geral, a água) e por outra fase gasosa (ar). Em 1977, Fredlund & Morgenstern propuseram a introdução de uma quarta fase independente, referente à interface ar-água, conhecida como membrana contráctil. O elemento de solo não saturado com fase contínua de ar é idealizado na figura 2. membrana contráctil (interface ar-água) ar partícula sólida água Figura 2: Elemento de solo não saturado com fase contínua de ar (adaptado de Fredlund & Rahardjo, 1993).

31 31 A interface ar-água, ou membrana contráctil, possui uma propriedade chamada tensão superficial. Essa tensão superficial tem a capacidade de exercer uma tensão de tração que é causada por forças intermoleculares atuando dentro dessa membrana contráctil. Essa tensão superficial faz com que a membrana contráctil se comporte como uma membrana elástica. Quando a fase de ar é contínua, a membrana contráctil interage com as partículas de solo, influenciando no comportamento mecânico do solo. Pode-se então, considerar o solo não saturado como uma mistura de duas fases que entram em equilíbrio sob aplicação de gradientes de tensão (partículas sólidas e membrana contráctil) e duas que fluem (ar e água). Em termos de relação massa-volume, a membrana contráctil pode ser considerada como parte da fase líquida sem acrescentar erros significativos (Fredlund & Rahardjo, 1993). Neste caso, o solo não saturado é considerado como um sistema trifásico. No caso da fase gasosa consistir de ar ocluso, ou seja, a fase gasosa não é mas contínua, o solo não saturado pode ser considerado como um sistema bifásico, assumindo-se que um fluido compressível preenche os poros Variáveis do Estado Tensional O comportamento de resistência ao cisalhamento de solos saturados é descrito através de uma variável de estado de tensão chamada de tensão efetiva, definida por Terzaghi (1936), sendo descrita por: σ ' = σ u w (1) onde: σ = tensão normal total; u w = pressão de água nos poros do solo.

32 32 O princípio das tensões efetivas foi comprovado experimentalmente por diversos pesquisadores (Redulic, 1936; Bishop & Eldin, 1950; Skempton, 1953, etc) para o comportamento de solos saturados. Entretanto o mesmo não pode ser aplicado para solos não saturados. Na tentativa de estender o conceito de tensão efetiva para solos não saturados, diversos pesquisadores propuseram diferentes expressões na busca de uma única solução. As principais propostas estão apresentadas na tabela 1. Tabela 1: Principais expressões para a avaliação da tensão efetiva para solos não saturados. Expressão proposta Descrição dos parâmetros Autor σ ' = σ β 'u w σ ' = ( σ u ) + χ( u a a u σ ' = σ. am + ua. aa + uw. aw + R + A σ ' = σ + ψ. p' ' σ ' = σ + β. p'' σ ' = σ u + χ ( h + u ) + χ ( h + u a m m σ ' = σ + χ p + χ p m '' m a s s w '' s ) s a ) σ' = tensão normal efetiva σ = tensão normal total u w = poro-pressão β = fator de ligação, que é uma medida do número de ligações sob tensão u a = pressão de ar χ = parâmetro relacionado com o grau de saturação a a = parte da área total ocupada pelo ar a w = parte da área total ocupada pela água R = resultante das forças de repulsão A = resultante das forças de atração elétrica a m = área de contato ocupada pelos sólidos p = deficiência de poro-pressão ψ = parâmetro que varia de 0 a 1 p = poro-pressão negativa tomada como um valor positivo β = fator estatístico do mesmo tipo da área de contato, medido experimentalmente. χ m = parâmetro de tensão efetiva para a sucção mátrica h m = sucção mátrica χ s = parâmetro de tensão efetiva para a solução de soluto h s = solução de soluto '' p = sucção mátrica m '' p = sucção de soluto s χ m e χ s = parâmetros que variam de 0 a 1 dependendo da trajetória de tensões Croney et al. (1958) Bishop (1959) Lambe (1960) Aitchison (1961) Jennings (1961) Richards (1966) Aitchison (1973)

33 33 Todas as equações acima incorporam algum parâmetro do solo na tentativa de estabelecer uma única variável de tensão efetiva. Esses parâmetros de solo usado nas equações de tensão efetiva, são de difícil determinação. Na busca da solução desse problema, Fredlund & Morgenstern (1977) apresentaram uma análise teórica de tensões de solos não saturados com base na mecânica de multifases contínuas. Dessa análise, concluiu-se que quaisquer duas das três variáveis de tensão podem ser utilizadas para descrever o estado de tensões de um solo não saturado, uma vez que estas são independentes. Em outras palavras, existem três combinações possíveis que podem ser usadas como variáveis de estado de tensões para solos não saturados. São elas: (σ u a ) e (u a u w ); (σ u w ) e (u a u w ); e (σ u a ) e (σ u w ). Fredlund et al. (1978) incorporou duas dessas variáveis independentes de estado de tensão, conhecidas como tensão normal líquida (σ u a ) e sucção mátrica (u a u w ), para a avaliação do comportamento mecânico dos solos não saturados. A figura 3 ilustra esses dois tensores de tensão independentes. Figura 3: Variáveis de estado de tensão para solos não saturados.

34 Sucção A sucção tem grande importância na compreensão do comportamento mecânico e de deformabilidade dos solos não saturados. Esta pode ser compreendida como sendo a pressão isotrópica da água intersticial, fruto de condições físico-químicas, que faz com que o sistema água-solo absorva ou perca água, dependendo das condições ambientais (Marinho, 1997). A sucção tem sido objeto de estudos desde o início do século XIX, com interesse principal na agricultura. Mas somente nas décadas de 50 e 60 é que se avançou no estudo da influência da sucção no comportamento de deformabilidade e de resistência dos solos não saturados Componentes da Sucção O gradiente que provoca fluxo pode ser expresso em termos da energia disponível na água no interior do solo, em relação à água livre. Esta energia disponível para realizar trabalho pode ser expressa em termos de potencial equivalente, sendo denominada de potencial total. O potencial total é definido, pela Sociedade Internacional de Ciência de Solo, como a quantidade de trabalho que deve ser realizado para transportar, reversa e isotropicamente, uma quantidade infinitesimal de água de um reservatório de água pura, a uma elevação especifica, até a água do solo, estando o reservatório submetido a uma pressão atmosférica. O potencial total pode ser dividido em parcelas menores segundo a equação abaixo (Aitchison et al., 1965): φ = φ + φ + φ + φ + φ (2) t o m g a p onde:

35 35 φ o = potencial osmótico ou de soluto, correspondente à pressão osmótica da água do solo; φ m = potencial mátrico, resultante de forças capilares e de adsorção; φ g = potencial gravitacional, determinado pela elevação do ponto considerado em relação ao nível de referencia; φ a = potencial pneumático, que corresponde a pressão na fase gasosa; φ p = potencial de consolidação, que corresponde à parcela de sobrecarga aplicada no terreno que é transmitida a pressão da água intersticial. Admitindo que não há nenhum processo de adensamento e que o ar existente nos poros do solo esteja interligado com a atmosfera, as parcelas correspondentes ao potencial de consolidação e potencial pneumático podem ser desprezadas. Desprezando também o potencial gravitacional, o potencial total pode ser reescrito da seguinte forma: φ = φ + φ (3) t o m Os potenciais mátrico e osmótico podem ser tratados pelas suas pressões correspondentes que são, respectivamente, a sucção mátrica e a sucção osmótica. A sucção total é então a soma das parcelas mátrica e osmótica. S = S + S (4) t m o S t = sucção total; S m = sucção mátrica; S o = sucção osmótica. Edil et al. (1981), através de ensaios triaxiais com sucção controlada, verificou que o comportamento mecânico do solo não saturado é afetado basicamente pela sucção mátrica. Outros autores (Fredlund, 1979; Alonso et al., 1987) também consideram que esta componente seja suficiente para descrever o

36 36 comportamento de resistência dos solos não saturados. A parcela osmótica estaria associada à ocorrência de diferenças de concentração de solutos no solo. Acreditase que esta não contribua significativamente para sua resistência ao cisalhamento (Blight, 1983). A sucção mátrica por sua vez é definida como sendo a pressão negativa da água intersticial devido aos efeitos de capilaridade e as forças de adsorção. Já a componente osmótica é a sucção equivalente relacionada à pressão parcial do vapor de água em equilíbrio com a água livre. No presente trabalho, o estudo da influência da sucção na resistência ao cisalhamento de solos não saturados será tratado apenas em termos da sucção mátrica, desprezando assim a parcela referente à sucção osmótica. Isso é devido às evidências já mencionadas acima e também pelo fato de que os solos tropicais brasileiros apresentam pouca ou nenhuma salinidade (De Campos, 1984) Métodos de Medição da Sucção Nos últimos anos, grandes esforços têm sido feitos para a compreensão dos processos envolvidos na medição da sucção em solos. Instrumentos de medição da sucção podem ser divididos em duas categorias, aqueles que medem diretamente e outros que medem indiretamente a sucção. Instrumentos de medição direta medem a quantidade de energia da água dos poros. Na medição indireta, parâmetros como umidade relativa, resistividade e condutividade são medidos e estes são relacionados com a sucção atuante através de uma calibração. Na tabela 2 estão apresentadas algumas técnicas utilizadas para a determinação da sucção em solos. A única técnica que será abordada neste trabalho será a do papel filtro, por se tratar o método aqui utilizado para a determinação da relação sucção-umidade. As demais técnicas encentram-se detalhadas em trabalhos de diversos pesquisadores como: Fredlund & Rahardjo (1993); de Campos (1994); Ridley & Wray (1995); Marinho (1997); Villar & de Campos (2001); entre outros.

37 37 Tabela 2: Técnicas para a medição da sucção em solos. Técnica Medida de sucção Intervalo (kpa) Tempo de equilíbrio Psicrômetro total 100 a minutos Papel filtro (com contato) mátrica 30 a dias Papel filtro (sem contato) total 400 a dias Bloco poroso mátrica 30 a semanas Sensor de condutividade térmica mátrica 0 a 300 semanas Placa de sucção mátrica 0 a 90 horas Placa de pressão mátrica 0 a 1500 horas Tensiômetro padrão mátrica 0 a 100 minutos Tensiômetro osmótico mátrica 0 a 1500 horas Tensiômetro tipo Imperial College mátrica 0 a 1800 minutos Método do Papel Filtro O método do papel filtro tem sido utilizado por muito tempo na ciência dos solos e na agronomia e na década passada foi aceito como método indireto para a medição da sucção em solos devido a suas vantagens sobre outras técnicas. Segundo Fredlund & Rahardjo (1993), o método do papel filtro como dispositivo de medida de sucção em solo foi primeiramente testado por Gardner (1937). A partir do final da década de 70, vários autores (Ho, 1979; McKeen, 1981; Khan, 1981; Ching & Fredlund, 1984; Gallen, 1985; Gutierrez, 1985; McKeen, 1985; Chandler & Gutierrez, 1986; Marinho, 1994; Swarbrick, 1995) tentaram utilizar o método do papel filtro na prática da engenharia geotécnica.

38 38 Basicamente, o método baseia-se no princípio de que o papel filtro entra em equilíbrio com o solo através de fluxo de vapor, para a medida da sucção total sem que haja contato do papel com o solo, ou fluxo de líquido, quando se mede sucção mátrica com o papel em contato com o solo. Um aspecto muito discutido é a dificuldade de se garantir um bom contato entre o papel e o solo, quando da medição da sucção mátrica. Porém alguns estudos mostram que este contato tem pouca influência desde que seja atendido o tempo de equilíbrio adequado (e.g. Greacen et al., 1987; Marinho, 1994). Quando colocado em contato com a água do solo, o papel filtro absorve esta água através do contato físico ou através do vapor d água. O equilíbrio de pressão será alcançado quando essa absorção ao longo do tempo cessar, ou seja, quando não há mais fluxo entre o solo e o papel. No ponto de equilíbrio, o valor da sucção no papel filtro e no solo será a mesma, porém as umidades serão diferentes. O ensaio foi aceito como um método de medição da sucção em solos pela ASTM em Os dois papéis filtro mais utilizados na determinação da sucção em solos são o Whatman N 42 e o Schleicher & Schuell N 589. Na figura 4 estão apresentadas as curvas de calibração obtidas por diversos pesquisadores para os dois papéis filtro citados acima. As relações que representam as calibrações dos dois papéis filtro são apresentadas a seguir. Para o papel filtro Whatman N 42, as relações em função do teor de umidade do papel são (Chandler et al., 1992): Para w > 47% Sucção (kpa) = 10 (6,05-2,48 log w) (5) Para w 47% Sucção (kpa) = 10 (4,84-0,0622 log w) (6) Para o papel filtro Schleicher & Schuell N 589, as relações em função do teor de umidade do papel são (ASTM D ):

39 39 Para w > 54% Sucção (kpa) = 10 (1,882-0,01202 w) (7) Para w 54% Sucção (kpa) = 10 (5,056-0,0688 w) (8) Figura 4: Curvas de calibração para os papéis filtro Whatman N 42 e o Schleicher & Schuell N 589 (apud de Marinho, 1994). Chandler & Gutierrez (1986) acham o papel filtro Whatman N 42 mais apropriado para uso por ser mais espesso e por apresentar um tamanho de poro pequeno. Leong et al. (2002) afirmam que nos seus experimentos, a performance do papel filtro Whatman N 42 foi mais consistente do que a do papel filtro Schleicher & Schuell N 589. No presente trabalho foi utilizado as curvas de calibração de Chandler et al. (1992) para o papel filtro Whatman N 42. A escolha desse papel filtro se deu exclusivamente pela sua disponibilidade no laboratório e pelas citações feitas anteriormente. O tempo de equilíbrio a ser considerado é um dos aspectos fundamentais para uma correta obtenção do valor de sucção. Este é um ponto ainda muito

40 40 discutido e segundo Marinho (1997) deveria ver levado em consideração nas curvas de calibração. Para a medição de sucção mátrica, Marinho (1997) afirma que o tempo de equalização de 7 dias é suficiente. Já para sucções totais, o mesmo Marinho (1997) sugere tempos de equalização dependentes do nível de sucção. Esses tempos estão apresentados na tabela 3. Tabela 3: Tempo de equilíbrio sugerido para o papel filtro na medição da sucção total (Marinho, 1997). Nível de Sucção (kpa) Tempo de equilíbrio (dias) Indeterminado, > > Distancia entre o papel e a fonte de água: 8mm Além do tipo de papel filtro, da calibração e do tempo de equalização, outros fatores que também podem influenciar no método, segundo Woodburn & Lucas (1995), são: o efeito da variação da temperatura e a exigência para medições muito precisas da massa do papel filtro, que varia muito imediatamente após ser retirada do recipiente, onde está em contato com o solo, e da estufa Curva Característica de Sucção A curva característica de sucção, ou curva de retenção de água, expressa graficamente a relação entre o teor de umidade (ou grau de saturação), seja expresso em termos de peso ou volume, com a sucção. Nessa relação à sucção varia inversamente com o teor de umidade, ou seja, a sucção tende a zero quando o solo atinge o estado de total saturação, e a um valor máximo quando o grau de

41 41 saturação tende a zero. Essa relação sucção-umidade pode ser obtida através do uso de uma ou mais técnicas. Algumas dessas técnicas foram citadas anteriormente. A relação sucção-umidade, através da curva característica, expressa a influência do volume e distribuição dos poros, bem como a adsorção e a estrutura do solo, sobre a quantidade de água contida no mesmo. Para valores de sucção baixos, o efeito capilar e a distribuição dos poros determinam a umidade presente no solo. Já para valores maiores de sucção, a textura e a superfície específica têm uma influência maior que a estrutura do solo, considerando que a água esteja adsorvida as partículas sólidas. McQueen & Miller (1974) apresentam na figura 5 o comportamento de cada parcela de sucção na curva característica. Figura 5: Influência das parcelas de sucção na curva característica (McQueen & Miller, 1974). Diversos são os fatores que influenciam a curva característica. Entre eles estão a histerese da trajetória de secagem e umedecimento, a composição granulométrica, a composição mineralógica, a estrutura do solo e o efeito da temperatura. A seguir serão discutidos esses fatores em detalhe.

42 42 Foi verificado experimentalmente por diversos pesquisadores (Hillel, 1971; Presa, 1982; entre outros) que a curva característica de sucção é dependente da trajetória de secagem ou umedecimentos seguida. De forma geral, a quantidade de água retida durante o processo de secagem é maior do que aquela obtida no processo de umedecimento. Esse fenômeno pode ser observado na figura 6. Figura 6: Efeito da histerese na curva característica de sucção (Hillel, 1971). De acordo com Presa (1982), este efeito de histerese pode ser atribuído aos seguintes fatores: Geometria não uniforme dos poros individuais interconectados por pequenos canais. Influência do ângulo de contato solo-água, que devido à rugosidade da superfície do grão, varia segundo o avanço ou recuo do menisco. Ocorrência de ar aprisionado nos poros, reduzindo o teor de umidade no processo de umedecimento. História de secagem e umedecimento do material. Liberação gradual do ar dissolvido na água.

43 43 Outro fator que tem grande influência na curva característica, é a composição granulométrica do solo. Em geral, quanto maior for a quantidade da fração argila maior será o teor de umidade para o mesmo valor de sucção. Esse alto valor do teor de umidade dos solos argilosos é explicado pelo fato que estes apresentam vazios muito pequenos e uma superfície específica grande. Essa alta retenção de água é devido ao efeito de capilaridade e também principalmente ao efeito proveniente das forças de adsorção. Solos argilosos apresentam uma relação gradual entre o teor de umidade e a sucção. Isso é explicado devido a sua uniformidade dos poros. Já solos arenosos apresentam uma variação mais brusca dessa relação, uma vez que estes possuem poros com grandes dimensões quando comparado aos solos argilosos. Quanto mais uniforme for o solo arenoso, mais brusca será a variação entre o teor de umidade e a sucção. A figura 7 mostra curvas características típicas para solos com diferentes granulometrias. Umidade volumétrica (θ) Solo arenoso Solo siltoso Solo argiloso Sucção mátrica (kpa) Figura 7: Curva característica típica de diferentes tipos de solo (adaptado de Fredlund & Xing, 1994). A composição mineralógica é outro fator que afeta sensivelmente a curva característica. Sua influência na retenção de umidade nos solos argilosos se dá pelo fato que os argilo-minerais apresentam diferentes forças de adsorção. A natureza da superfície das partículas e os tipos de cátions trocáveis afetam a energia de adsorção. À medida que se aumenta o tamanho dos íons, a adsorção de

44 44 água diminui, logo a camada de água adsorvida junto à superfície das partículas será mais espessa na montmorilonita do que na caulinita. Além disso, a montmorilonita possui uma superfície específica maior do que a caulinita. Juntos, esses dois fatos explica a maior retenção de água na montmorilonita quando comparada com a caulinita. A estrutura do solo também influencia bastante na relação sucçãoumidade, já que o sistema de poros controla as forças capilares. Esse comportamento está discutido na figura 5. A temperatura é um fator que também deve ser levado em consideração porque o seu aumento causa uma diminuição na tensão superficial na interface solo-água, diminuindo a curvatura do menisco e, consequentemente, a sucção. Caso haja a existência de ar ocluso na massa de solo, esse aumento de temperatura forçaria um aumento no diâmetro dos poros devido à expansão do ar. Isso provocaria uma alteração da estrutura do solo, mudando o aspecto da curva característica Resistência ao Cisalhamento de Solo Não Saturados Baseado no conceito de tensões efetivas de Bishop (1959), Bishop et al. (1960), considerando o critério de ruptura de Mohr-Coulomb, apresentaram a seguinte equação de resistência ao cisalhamento para solos não saturados: τ r = c' + ( σ u ). tgφ' + χ.( u u ). tgφ' (9) a r a w r onde: τ r = resistência ao cisalhamento não saturado na ruptura; c e φ = parâmetros efetivos de resistência do solo saturado; (σ u a ) r = tensão normal líquida atuante no plano de ruptura, na ruptura; (u a u w ) r = sucção mátrica na ruptura;

45 45 χ = parâmetro dependente do grau de saturação. É assumido que valor de χ varia dentro de uma faixa de 0 a 1, correspondente a condição de total saturação a uma condição de completa secagem. Várias investigações mostram limitações na tentativa da quantificação do parâmetro χ, tanto experimentalmente como teoricamente. Devido a dificuldade de obtenção do parâmetro χ, Fredlund et al. (1978), baseado no conceito de variáveis de tensão, propuseram a seguinte equação de resistência ao cisalhamento para solos não saturados: τ. b r = c' + ( σ ua ) r. tgφ' + ( ua uw) r tgφ (10) onde: φ b = parâmetro que quantifica um aumento na resistência devido a um aumento na sucção mátrica. Comparando as equações (9) e (10), observa-se que as propostas de Bishop et al. (1960) e Fredlund et al. (1978), apesar de serem conceitualmente diferentes, fornecem equações de resistência equivalentes, como mostrado abaixo: tgφ b = χ. tgφ' (11) Na prática o parâmetro φ b é experimentalmente mais fácil de ser determinado do que parâmetro χ. Este fato explica porque a proposta de Fredlund et al. (1978) é a mais difundida na avaliação da resistência ao cisalhamento para solos não saturados. A equação 10 que define resistência ao cisalhamento para solos não saturados pode ser reescrita como: τ r = c + ( σ u ). tgφ' (12) a r c b = c' + ( ua uw) r. tgφ (13) onde:

46 46 c = coesão aparente do solo devido ao acréscimo de sucção mátrica. Segundo Fredlund et al. (1978), a envoltória de ruptura é planar onde são plotados em um gráfico tridimensional os valores de τ r na ordenada e as duas variáveis de tensão independente (σ u a ) e (u a u w ) nas abcissas. Essa envoltória é denominada de envoltória de ruptura extendida de Mohr-Coulomb, sendo mostrada na figura 8. As figuras 9 e 10 mostram as projeções horizontais da envoltória de resistência na origem dos planos τ x (u a u w ) e τ x (σ u a ). Nelas são mostradas as influências individualizadas da tensão normal liquida e da sucção mátrica na envoltória de resistência, assumindo φ e φ b como valores constantes. Figura 8: Envoltória de resistência de solos não saturados (Fredlund & Rahardjo, 1993).

47 47 Figura 9: Projeção da envoltória no plano τ x (u a u w ) (Fredlund & Rahardjo, 1993). Figura 10: Projeção da envoltória no plano τ x (σ u a ) (Fredlund & Rahardjo, 1993). Fredlund et al. (1978), analisaram os resultados de ensaios triaxiais reportados por Bishop et al. (1960) e verificaram que a proposta inicial, de que o ângulo φ b era constante, mostrava-se coerente. Outros autores como Gulhati & Satija (1981) e Ho & Fredlund (1982), analisaram resultados apresentados por

48 48 Satija (1978) e Escário (1980) e também chegaram a uma envoltória linear de ruptura. Mais recentemente, diversos autores (e.g. Escário & Sãez, 1986; Fredlund et al., 1987; Gan & Fredlund, 1988; Abramento & Carvalho, 1989; Fonseca et al., 1994; de Campos & Carrillo, 1995; Rohm & Vilar, 1995; Teixeira & Vilar, 1997; Bressani et al., 1997; Futai et al., 2004; Reis & Vilar, 2004) ensaiando diferentes tipos de materiais, mostram que o valor de φ b não é constante, mas varia com o nível de sucção aplicado. As figuras 11 e 12 mostram que a envoltória de resistência não saturada não é linear, ou seja, o ângulo φ b varia com a sucção. Na grande maioria dos trabalhos encontrados na literatura, existe um consenso de que o ângulo φ b é menor que o ângulo φ. Isso indica que um incremento de (σ u a ) tem uma maior contribuição na resistência ao cisalhamento do que o mesmo incremento de (u a u w ). Figura 11: Envoltória de resistência não linear no plano q vs sucção mátrica (Teixeira & Vilar, 1997).

49 49 Figura 12: Envoltória de resistência não linear no plano tensão desviadora na ruptura vs sucção mátrica (Funtai et al., 2004). Rohm & Vilar (1995), em ensaios realizados em um solo arenoso laterítico, e Futai et al. (2004), em ensaios realizados em um solo argiloso laterítico, mostram que o parâmetro φ aumenta com o nível de sucção aplicado em ensaios onde manteve-se a sucção constante e variou-se (σ u a ). Essa variação é mostrada nas figura 13 e 14.

50 50 Figura 13: Variação de φ com a sucção (Rohm & Vilar, 1995). Figura 14: Variação de φ com a sucção (Futai et al., 2004). De Campos (1997) discute detalhadamente as variações nos parâmetros φ b e φ e sugere que a envoltória geral de resistência de solos não saturados deve ser

51 51 representada por uma superfície curva. Uma possível forma dessa superfície curva é apresentada na figura 15. Figura 15: Provável forma da envoltória de resistência de um solo residual não saturado Técnica de Translação de Eixos A técnica de translação de eixos foi desenvolvida por Hilf (1956) com o objetivo de atingir medições de sucção acima da pressão atmosférica (100kPa), sem que ocorra cavitação no sistema de leitura de pressão de água. Através do princípio de que a sucção mátrica no solo é equivalente à diferença entre as pressões no ar e na água dos poros, Hilf (1956) propôs um aumento na pressão de água dos poros, impedindo que haja perda de umidade na amostra. Isso causará um mesmo incremento de pressão de ar e quando a pressão na água dos poros tornar-se positiva, ela pode ser medida usando-se um transdutor convencional.

52 52 Em princípio, essa técnica pode ser utilizada tanto para a medição quanto para o controle de sucções durante ensaios. Essa diferenciação é feita através da condição de drenagem. Quando a drenagem de água é permitida, o ensaio controla a sucção e quando não há drenagem, o ensaio permite a medição da sucção. A seguir serão apresentadas algumas limitações da técnica de translação de eixos: Olson & Langfelder (1965) concluíram em seu trabalho que o uso dessa técnica só é válida quando o ar existente na amostra for totalmente interconectado, para evitar qualquer variação de volume quando da aplicação da pressão de ar. Bocking & Fredlund (1980) afirmam que a sucção pode ser superestimada quando existe a presença de ar ocluso e que a difusão do ar através da pedra porosa de alto valor de entrada de ar leva a uma subestimativa da sucção. Carvalho (2001) afirma que o uso dessa técnica pode afetar o movimento e a distribuição da umidade no solo.

53 3 Equipamento de Cisalhamento Direto com Sucção Controlada da PUC-Rio 3.1. Aspectos Históricos e Generalidades O estudo das características de resistência ao cisalhamento de solos não saturados tem sido objeto de varias pesquisas nas últimas décadas. Somente a partir de 1980 é que houve um grande avanço nesse estudo através do desenvolvimento de equipamentos de laboratório capazes de simular o controle da sucção. A maioria desses estudos foi realizada em solos sedimentares e compactados, geralmente sendo utilizado o equipamento triaxial com sucção controlada (e.g. Ho & Fredlund, 1982; Abramento & Carvalho, 1989). De Campos & Carrillo (1995) acreditam que o equipamento de cisalhamento direto com sucção controlada seja uma melhor ferramenta para estudos de resistência de solos residuais não saturados, quando comparado com o equipamento triaxial com sucção controlada, por dois motivos: Uma menor altura da amostra de solo no equipamento de cisalhamento direto fornece um menor tempo de equalização da sucção dentro da amostra. No equipamento podem facilmente ser conduzidos ensaios em direções de potenciais planos de fraqueza, como os planos de xistosidade de solos residuais. O primeiro equipamento de cisalhamento direto com sucção controlada foi desenvolvido na Espanha, por Escário (1980). Posteriormente, em 1989, Escário

54 54 apresentou uma nova versão do equipamento. Outro equipamento similar foi desenvolvido por Gan & Fredlund (1988). O equipamento de cisalhamento direto com sucção controlada da PUC- Rio, sendo aqui abreviado por CDSC, foi projetado por de Campos (1988), visando o estudo de solos residuais, e desenvolvido por Fonseca (1991). Na tabela 4 encontram-se algumas características desse e dos demais equipamentos citados anteriormente. Tabela 4: Principais características dos equipamentos CDCS (adaptado de Fonseca, 1991). Características do equipamento Tamanho da amostra (mm) Elemento drenante* Fluido usado na câmara de compressão Uso da técnica de translação de eixos Medida de volume de água Parte da caixa que desloca Forma de transmissão da carga vertical Medida dos deslocamentos vertical e horizontal Uso de prensa convencional Caixa de cisalhamento constitui anel moldador Manutenção da separação das duas caixas durante o cisalhamento Escário (1980) Gan & Fredlund (1988) Escário (1989) PUC-Rio (1991) (50 x 50 x 22) (50 x 50 x 22) (50 x 50 x 22) (100 x 100 x 21,8) DAVE ou MSP (até 1500kPa) DAVE (até 500kPa) DAVE ou MSP (até 1500kPa) DAVE (até 300kPa) nitrogênio ar comprimido nitrogênio ar comprimido sim sim sim sim não sim não sim superior inferior superior inferior pistão pistão câmara de nitrogênio célula de carga mecânica elétrica mecânica elétrica não sim sim sim não não não sim não não sim sim * DAVE Disco cerâmico de alto valor de entrada de ar MSP Membrana semi-permeável

55 Descrição do Equipamento CDSC da PUC-Rio O equipamento é constituído basicamente de uma câmara de compressão para a aplicação da pressão de ar na amostra e de uma caixa de cisalhamento que é colocada dentro dessa câmara. O controle das pressões de ar e água é feito através de um painel de controle ligado ao equipamento. A figura 16 mostra uma foto do equipamento. Um esquema detalhado do mesmo é apresentado na figura 17. Instrumentos elétricos como transdutores de pressão e de deslocamento, células de carga e medidor de variação volumétrica, foram utilizados para aquisição dos dados, sendo capturados pelo sistema de aquisição de dados. Todos os transdutores são resistivos e são excitados com uma tensão de 10V. O sistema de aquisição de dados (SAD) e a fonte de alimentação são mostrados na figura 18. Figura 16: Fotografia do equipamento CDSC.

56 Figura 17: Esquema geral do equipamento CDSC. 56

57 57 As calibrações dos instrumentos elétricos e suas respectivas curvas são apresentadas no apêndice A. Neste mesmo apêndice encontram-se também as especificações desses instrumentos bem como a do sistema de aquisição de dados. Figura 18: Sistema de aquisição de dados e fonte de alimentação. A seguir é apresentada uma descrição detalhada de cada componente do equipamento CDSC Câmara de compressão A câmera de compressão possui uma forma cilíndrica com dimensões de 210mm de altura, 250mm de diâmetro interno, parede de 15mm de espessura, sendo seu corpo construído em aço, e sua base e topo em duralumínio. Essa câmara suporta pressões de até 1000kPa com segurança.

58 58 A tampa possui um orifício por onde passa a célula de carga vertical, sendo feita a vedação através de um anel de vedação conhecido como o-ring. Na tampa existe ainda um visor circular de acrílico que permite o acompanhamento visual do ensaio. A tampa e a base são fixadas no corpo através de 16 parafusos, 8 para a tampa e 8 para a base, sendo vedadas também através de o-rings para se evitar vazamento de ar. Dentro da câmara de compressão estão instalados a célula de carga horizontal, o transdutor de pressão de ar e a haste que faz a ligação entre a caixa de cisalhamento e o transdutor de deslocamento horizontal que fica localizado na parte exterior da câmara. A caixa de cisalhamento é encaixada no pino do motor para a aplicação da força vertical. Além disso ela desliza sobre dois trilhos fixados na base da câmara de compressão. Esta base possui também duas passagens de alimentação de água que são conectadas a uma câmera localizada na base da caixa de cisalhamento. A figura 19 mostra um desenho esquemático da seção lateral da câmara de compressão. Transdutor de deslocamento vertical Tirantes Apoio da célula de carga Célula de carga vertical Entrada de ar Caixa de cisalhamento (parte superior) Câmara de ar Top-cap União tipo universal Disco espaçador Transdutor de pressão de ar PEDRA POROSA GROSSA AMOSTRA Disco de alto valor de entrada de ar (300 KPa) Célula de carga horizontal Caixa de cisalhamento (parte inferior) Câmara de água Transdutor de deslocamento horizontal Pressão de água Figura 19: Desenho esquemático da seção lateral da câmara de compressão.

59 Caixa de cisalhamento A caixa de cisalhamento tem formato externo circular, sendo que sua base, onde o disco cerâmico de alta entrada de valor de ar (DAVE) é colado pelas bordas, é feita de duralumínio e as partes inferior e superior em latão. Nessas partes inferior e superior existe um rasgo concêntrico de seção quadrada de 100mm de lado onde a amostra de 21,8mm é posicionada. O DAVE utilizado neste trabalho é um disco cerâmico poroso de granulação fina com 7,3mm de espessura, 146mm de diâmetro e pressão de borbulhamento de 3bar (300kPa). Ele possui a propriedade de ser permeável a água mas não permite a passagem do ar. O valor da pressão de borbulhamento limita a sucção mátrica máxima aplicada no ensaio a 300kPa. A figura 20 mostra a caixa de cisalhamento fechada com o DAVE. Figura 20: Caixa de cisalhamento fechada com o DAVE. Na base da caixa de cisalhamento, logo abaixo do disco cerâmico, existe uma câmara de água formada por pequenos canais interligados que é pressurizada no decorrer do ensaio. Esta câmara de água é ligada ao sistema de aplicação de pressão de água, medidor de variação volumétrica e bomba para retirada de água, através de duas canalizações localizadas na face externa da base da caixa de cisalhamento (figura 20). A figura 21 mostra a câmara de água em detalhe.

60 60 Figura 21: Câmara de água e o DAVE. Para garantir a separação das partes superior e inferior da caixa de cisalhamento durante o ensaio, são utilizados quatro parafusos que ligam um disco espaçador metálico à parte superior da caixa. Esse disco é fixado na parede da câmara de ar e através dos parafusos, levanta-se a parte superior da caixa promovendo a separação das duas partes, sendo que esta separação é medida por dois extensômetros mecânicos. Logo após ser atingida a separação desejada, os extensômetros são retirados. Os quatro parafusos, o disco espaçador e os dois extensômetros são mostrados na figura 22. Figura 22: Disco espaçador com os quatro parafusos e os dois extensômetros.

61 61 A caixa de cisalhamento é ligada ao transdutor de deslocamento horizontal, posicionado na parte exterior da câmara de compressão, através de uma haste metálica. O encaixe dessa haste com a caixa é feito por meio de um pino de acoplamento conforme mostrado na figura 23. Figura 23: Detalhe do pino de acoplamento entre a caixa e a haste Sistema de Aplicação de Pressões Aplicação da Tensão Vertical A aplicação da tensão vertical é feita de forma convencional, através da colocação de pesos em um pendural previamente calibrado. O pendural fica em contato com a célula de carga e esta com o top-cap metálico, que tem a função de distribuir uniformemente a tensão em toda a amostra. O contato da célula de carga com o top-cap é feito através de uma união tipo universal, mostrada na figura 24. Este dispositivo foi introduzido por Delgado (1993) com o objetivo de minimizar a variação da força vertical lida pela célula de carga.

62 62 Figura 24: União tipo universal Um apoio circular e dois tirantes fixados na tampa da câmara de compressão, foram introduzidos no equipamento com o objetivo de se evitar que a célula de carga vertical se deslocasse pra cima quando da aplicação da pressão de ar dentro da câmara. Isso ocorria devido à diferença de área da parte superior e inferior da célula de carga, que resultava em uma força vertical para cima. O apoio da célula de carga com os tirantes é mostrado na figura 25. Figura 25: Apoio da célula de carga com os tirantes.

63 Aplicação das Pressões de Ar e Água A aplicação da pressão de ar na câmara de compressão é feita através de ar comprimido gerado por compressores presentes no laboratório. Um painel, composto de duas válvulas reguladoras e um manômetro com resolução de 7kPa, faz o ajuste grosso das pressões. O ajuste fino é feito através dos transdutores de pressão. A aplicação da pressão de água na câmara de água é feita no mesmo painel através da outra válvula, sendo que este ar comprimido entra na interface ar-água, e a partir daí, a câmara de água é pressurizada Sistema de extração de bolhas Para possibilitar uma medição correta do volume de água, Delgado (1993) introduziu no equipamento um sistema composto de bomba de extração de bolhas, copo de coleta e válvulas. Essa correção deve ser feita em virtude da possível difusão do ar através do disco cerâmico. Neste sistema, um fluxo é gerado através de um bombeamento manual, extraindo as bolhas de ar. Esse ar extraído é então coletado para ser medido pela bureta graduada. Uma foto desse sistema é mostrada na figura 26. Figura 26: Sistema de extração de bolhas.

64 4 Técnicas e Programa de Ensaios 4.1. Rotinas e Técnicas de Ensaio A seguir é feita uma descrição das rotinas e técnicas utilizadas na realização dos ensaios de cisalhamento direto convencional, de cisalhamento direto com sucção controlada, de compressão diametral e do ensaio para a determinação da curva característica através do método do papel filtro Ensaio de Cisalhamento Direto com Sucção Controlada Antes de se iniciar os ensaios, são necessárias algumas operações preliminares para a garantia do bom funcionamento do equipamento. Entre elas estão as calibrações dos instrumentos elétricos, a saturação do disco cerâmico de alto valor de entrada de ar, a saturação das linhas de contra-pressão, a detecção de vazamentos e a instalação do corpo de prova na caixa de cisalhamento. A calibração dos instrumentos elétricos é um aspecto de grande importância, uma vez que a qualidade dos dados obtidos irá depender de uma boa calibração. Também se faz necessária a calibração do braço de alavanca utilizado para a aplicação da carga vertical. As curvas de calibração dos instrumentos utilizados e suas constantes, bem como o procedimento de calibração executado, são apresentados no apêndice A.

65 65 A saturação do disco cerâmico visa garantir uma coluna de água continua entre o corpo de prova e a câmara de água. Cobrindo com água deaerada o disco cerâmico, provoca-se um fluxo forçado de água no interior do mesmo, através da aplicação de um pequeno diferencial de pressão entre a câmara de compressão e a câmara de água. Considera-se saturado o disco cerâmico quando a vazão de água, medida através do medidor de variação volumétrica, fica constante ao longo do tempo. O procedimento e o gráfico correspondente à saturação do DAVE, assim como o coeficiente de permeabilidade do mesmo, também estão apresentados no apêndice A. As linhas de contra-pressão foram saturadas e as eventuais bolhas de ar que por ventura ainda permanecem no sistema, são removidas com o auxilio da bomba de extração de bolhas. Esse procedimento foi feito sempre que se iniciava um novo ensaio. Sempre que o equipamento não estava em uso, colocava-se uma camada de água deaerada sobre disco cerâmico a fim de evitar a sua desaturação. Para a detecção de eventuais vazamentos que podem ocorrer nas conexões existentes no equipamento CDSC, Delgado (1993) propôs que tal verificação deve ser realizada elevando a pressão na interface ar/água até um valor maior do que os que serão utilizados nos ensaios. Depois disso, a verificação é feita isolando pequenos trechos de forma progressiva através das válvulas de controle de drenagem. Esse procedimento é exemplificado na figura 27. Caso ocorra algum vazamento, o sistema de medição de variação de volume (bureta graduada com sistema de reversão) irá acusar. Depois de terminadas as etapas preliminares, partiu-se para a moldagem e instalação do corpo de prova na caixa de cisalhamento. Estas etapas foram efetuadas de maneira similar a do ensaio com o equipamento de cisalhamento convencional. Foi utilizado um anel moldador biselado, de secção quadrada de 100mm de lado e 21,8mm de altura, para a moldagem dos corpos de prova a partir dos blocos indeformados. Para a uniformização da umidade da amostra, os corpos de provas foram embalados com papel plástico e alumínio e depois colocados em uma caixa de isopor, sendo lá mantidos por pelo menos 24 horas.

66 66 Pressão de ar Reservatório de água Trecho Válvulas Válvulas Abertas Fechadas , 3 4, , 3 4, 5 Pressão de ar 1 6 2, 3, 5 4, , 3, 4 5, 6, 7 2, 3, 4, 5, 6, 8, , 10 Amostra 1 9 2, 3, 4,7,8 5, 6, 9, 10 Figura 27: Procedimento para detecção de vazamentos A instalação do corpo de prova na caixa de cisalhamento se iniciou com a retirada da água sobre o disco cerâmico, seguida de uma secagem do mesmo com um papel toalha. Segundo Lins (1991), esse procedimento diminui o tempo de estabilização da sucção a qual a amostra é submetida. Depois disso, um papel filtro úmido era colocado sobre o disco cerâmico seguido da amostra de solo, de um papel filtro seco, da pedra porosa de granulação grossa para a distribuição uniforme da pressão de ar e o top-cap metálico. Logo após, partiu-se para a separação das duas partes da caixa de cisalhamento. Para isso foi utilizado o disco espaçador com quatro parafusos onde dois extensômetros mecânicos mediram a separação desejada de 0,5mm. Depois, os extensômetros são retirados e a câmara de compressão é fechada tendo o cuidado para que a união universal assente corretamente sobre o top-cap metálico. Depois de realizadas as etapas anteriores, parte-se para a fase de adensamento da amostra. Inicialmente, os níveis de água da interface ar/água e do copo de coleta são ajustados nas marcas zero. Isso é feito sob a pressão de água usada no ensaio (contra-pressão). Logo após, aplica-se a pressão de ar, a pressão

67 67 de água e a força vertical na amostra, nessa mesma ordem, para não ter o risco de trincar o disco cerâmico. O intervalo entre a aplicação dessas pressões deve ser o menor possível para que não haja distúrbios na amostra. As pressões de ar e de água foram mantidas constantes durante todo o ensaio e assim que estas foram aplicadas, começou a ocorrer fluxo de água para dentro ou para fora da amostra, dependendo do valor de sucção aplicado ser, respectivamente, menor ou maior que a sucção inicial do corpo de prova. A sucção induzida é considerada atingida quando não existe mais fluxo de água na amostra. A equalização da sucção ocorre de forma mais lenta que estabilização do deslocamento vertical, logo o adensamento é considerado terminado quando cessam o deslocamento vertical e o fluxo de água. Ao final dessa fase, realiza-se um fluxo na câmara de água, através da bomba de extração de bolhas, para extrair as possíveis bolhas de ar que possam ter atravessado o disco cerâmico. Após o término do adensamento, a amostra foi cisalhada com uma velocidade constante de 0,0122mm/min. Essa velocidade foi definida através do procedimento proposto de Bishop & Gibson (1963), sendo este apresentado no apêndice C. Trabalhos anteriores de Fonseca (1991) e Delgado (1993), nos quais utilizaram o mesmo equipamento, também utilizaram este mesmo valor de velocidade. A prensa foi desligada quando se atingiu um deslocamento próximo à 15mm e, logo após, realizou mais uma extração e quantificação do volume de ar dissolvido. A seguir, as pressões e a tensão normal foram retiradas na ordem inversa de aplicação. Por fim, foi retirado material do topo, meio e base da amostra para a determinação da sua umidade final Ensaio de Cisalhamento Direto Convencional Nos ensaios de cisalhamento direto convencional, os corpos de prova foram instalados na caixa de cisalhamento onde foram inundados, permanecendo lá pelo período de 24 horas. Durante este tempo foi feito o acompanhamento do

68 68 deslocamento vertical das amostras para a verificação de um possível comportamento expansível. Esse comportamento não foi verificado, uma vez que as amostras não apresentaram deslocamentos verticais significativos. Após esse período, a amostra foi adensada por 24 horas, tempo este suficiente para a estabilização dos deslocamentos verticais. O cisalhamento se deu com uma velocidade constante de 0,0122mm/min e com uma abertura da caixa de cisalhamento de 0,5mm. Esta velocidade é muito menor do que aquela calculada utilizando o procedimento proposto por Gibson & Henkel (1954), apresentado no apêndice C. Essa velocidade foi escolhida por ser a mesma adotada nos ensaios de cisalhamento direto com sucção controlada. O deslocamento total permitido da caixa de cisalhamento foi de aproximadamente 15mm Ensaios para a Determinação da Curva Característica de Sucção Utilizando o Método do Papel Filtro Para a determinação da curva característica de sucção, foi utilizado o método do papel filtro. Aspectos históricos e teóricos do ensaio são apresentados no capitulo 2. O papel filtro utilizado foi o Whatman N 42 usado diretamente da caixa, ou seja, com a umidade higroscópica preservada. Este procedimento difere daquele apresentado pela norma americana ASTM-D5298/92, na qual determina que o papel filtro deve ser seco em estufa por no mínimo 16 horas antes do uso. Segundo Marinho (1997), o procedimento proposto pela norma americana pode afetar as características de absorção do papel resultando na alteração da curva de calibração. Foi utilizada a curva de calibração proposta por Chandler et al. (1992) apresentada no capítulo 2. Vale lembrar que a manipulação do papel filtro foi feita sempre com o uso de luvas cirúrgica e pinça, a fim de evitar que sujeira aderisse ao papel.

69 69 A partir do bloco indeformado, foram moldados 11 corpos de prova, através da cravação de anéis de PVC com 50,40mm de diâmetro e 20,25mm de altura. Durante a moldagem de cada corpo de prova foi retirado material do topo e da base para a determinação da umidade. Com a umidade natural foi possível determinar a quantidade de água que seria necessário acrescentar ou retirar das amostras para que estas representassem graus de saturação igualmente distribuídos. Assim sendo, um corpo de prova, 1 ponto, foi mantido na umidade natural enquanto que cinco foram submetidos a uma trajetória de secagem e os outros cinco a uma trajetória de umedecimento. Na trajetória de umedecimento, 2 ao 6 ponto, foi acrescentada água destilada que foi distribuída, de forma gradual, proporcionalmente nas faces de cada amostra. Em cada corpo de prova foi acrescentada água até se chegar ao peso desejado. Depois disso cada amostra foi embrulhada com duas camadas de papel plástico e colocada em uma caixa de isopor localizada dentro da câmara úmida do laboratório. Cada amostra permanecia lá por 48 horas, para que a umidade em seu interior entrasse em equilíbrio. Após este intervalo, papéis filtro, cortados no mesmo diâmetro da amostra, foram colocados em contato direto com o topo e com a base da amostra, e depois foram envolvidas com duas camadas de papel plástico e colocada em uma caixa de isopor. Na trajetória de secagem, 7 ao 11 ponto, as amostras foram secas, com o auxilio de uma estufa regulada a 40 C, até que estas chegassem ao peso desejado. Após este procedimento, papéis filtro eram colocados no topo e na base da amostra e estas eram igualmente envolvidas com papel plástico e colocadas na caixa de isopor. Os procedimentos de secagem e umedecimento citados anteriormente são apresentados na tabela 5.

70 70 Tabela 5: Procedimento utilizado para a determinação da quantidade de água acrescida ou retirada seguindo as trajetórias de secagem e umedecimento da amostra. Pontos da curva Trajetória Ponto θ (%) w (%) S (%) Peso inicial P solo+água+anel (g) Peso corrigido P solo+água+anel (g) água a acrescentar (ml) umidade natural 1 32,68 23,69 65,91 93,74 93,74 0,00 umedecimento 2 38,12 27,19 78,20 94,53 96,42 1,89 umedecimento 3 35,00 24,19 74,29 93,66 96,49 2,83 umedecimento 4 36,50 25,56 76,38 93,46 96,72 3,26 umedecimento 5 43,57 31,46 88,24 93,78 97,90 4,12 umedecimento 6 48,54 35,05 98,31 93,58 99,90 6,32 secagem 7 27,23 20,52 52,89 90,76 89,03-1,73 secagem 8 21,78 15,43 45,01 94,77 90,07-4,70 secagem 9 16,34 11,61 33,65 94,87 87,68-7,19 secagem 10 10,89 7,55 23,06 96,66 87,63-9,03 secagem 11 21,78 15,54 44,69 94,67 83,38-11,29 O tempo de equalização da troca de água do solo com o papel filtro utilizado neste trabalho foi de 7 dias. Este é o tempo proposto pela norma americana para a determinação da sucção mátrica, sendo confirmado por Marinho (1997), Swarbrick (1995), Villar & Campos (2001), entre outros. Decorrido esse período de equalização, a amostra foi desenrolada ao lado de uma balança com resolução de 10-4 g, onde foram pesados os papéis filtro. O processo de pesagem do papel filtro para a determinação da sua umidade foi proposto por Villar & Campos (2001), sendo descrito resumidamente a seguir. Assim que for retirada a última camada de papel plástico, o cronômetro é acionado e com uma pinça, tira-se o papel filtro do contato com a amostra, tendo cuidado para que não tenha partículas de solo grudadas no mesmo. Em seguida

71 71 este papel é levado à balança onde será monitorada a sua perda de umidade ao longo de 3 minutos, sendo os 2 primeiros minutos monitorados a cada 10 segundos e o último a cada 15 segundos. Com isso, pode-se obter o peso do papel filtro úmido no tempo zero através de extrapolação gráfica. Depois dessa pesagem, cada papel filtro e cada corpo de prova são colocados em cápsulas e levados a estufa (105 C) por 24 horas para a determinação da umidade. O procedimento anterior de pesagem é repetido, mas agora o monitoramento é de ganho de umidade do papel. Através da mesma técnica de extrapolação gráfica, obtém-se o peso do papel filtro seco no tempo zero. Com o peso do papel filtro seco e úmido, determina-se a sua umidade e através da curva de calibração, calcula-se o valor da sucção mátrica. Os gráficos relativos à determinação do peso do papel filtro seco e úmido no tempo zero estão apresentados no apêndice B Ensaio de Compressão Diametral Na tentativa de correlacionar os valores de coesão aparente, obtidos neste trabalho, com a resistência à tração do solo não saturado, foram realizados ensaios de compressão diametral, ou ensaio brasileiro. A resistência à tração de um solo é uma propriedade do material que, em geral, depende da sucção presente em sua estrutura. O ensaio foi originalmente desenvolvido na década de 50, para avaliar a resistência à tração de concreto e posteriormente foi utilizado em rochas e solos cimentados. O ensaio consiste no carregamento de um corpo de prova cilíndrico, onde são aplicadas cargas de compressão vertical, ao longo de duas placas rígidas paralelas, em posições diametralmente opostas. A ruptura da amostra acontece ao longo do plano vertical do carregamento. A figura 28 mostra o equipamento para a aplicação da compressão vertical.

72 72 Figura 28: Fotos do equipamento utilizado no ensaio de tração. Krishhnayya & Eisenstein (1974) afirmam que o ensaio brasileiro apresenta diversas vantagens em relação a outros métodos de avaliação da resistência à tração, tais como a facilidade de preparação das amostras, a utilização de equipamento similar ao ensaio de compressão simples, ruptura relativamente insensível às condições de superfície de contato da amostra com um campo relativamente uniforme de tensões de tração perpendicular e ao longo do plano diametral. A resistência à tração pode ser feita de forma direta através da seguinte equação (Krishhnayya & Eisenstein, 1974): 2P σ t = (14) π. d. H onde: P = carga máxima de compressão; d = diâmetro da amostra; H = espessura da amostra.

73 73 Segundo Krishhnayya & Eisenstein (1974), esta não é uma relação rigorosamente adequada para materiais que tenham grande diferença entre os módulos de elasticidade na compressão e na tração, como os solos. Eles afirmam também que uma boa aceitabilidade do ensaio tem sido alcançada quando a distribuição da carga aplicada é feita sobre uma pequena área de contato. A figura 29 mostra a solução teórica para tensões ao longo do diâmetro vertical da amostra submetida ao ensaio de compressão diametral. Esta solução só é válida quando o solo ensaiado tiver as mesmas propriedades elásticas para a compressão e para a tração. Nesta figura, A é a largura da faixa carregada. Procurando levar em conta o comportamento diferenciado na tração e compressão, Krishhnayya & Eisenstein (1974) propõem um método para avaliação das propriedades de tração dos solos através do uso de uma solução numérica e ensaios de compressão simples. Apesar dos comentários citados acima, foi feito o uso da relação (14) na avaliação da resistência à tração do solo, por se tratar de um método simples e direto. r/r Faixa de carregamento Solução para carregamento linear Solução para faixa carregada com A = tan -1 1/12 TENSÃO (P/πRt) [tração positiva] Figura 29: Soluções teóricas para tensões ao longo do diâmetro vertical de uma amostra no ensaio de compressão diametral (adaptado de Krishhnayya & Eisenstein, 1974).

74 74 As amostras foram moldadas, a partir do bloco indeformado, com 76,5mm de diâmetro e 19,8mm de altura, sendo estas preparadas com diferentes valores de umidade. Após ter sido preparada, a amostra era levada ao equipamento onde o carregamento era aplicado com uma velocidade constante de 0,305mm/min. Essa velocidade foi escolhida por ser rápida o suficiente para evitar a perda de umidade da amostra durante o carregamento axial. Durante o ensaio eram feitas leituras da força aplicada e do deslocamento vertical, a fim de se determinar a relação de tensão x deformação. Depois do rompimento da amostra, esta era pesada e levada à estufa por 24 horas para a determinação do seu teor de umidade Programa de Ensaios Ensaio de Cisalhamento Direto Convencional Para a determinação dos parâmetros efetivos de resistência do solo saturado, foi realizado um total de 4 ensaios de estagio único em amostras submersas com valores aproximados de 50, 102, 150 e 200kPa de tensão normal aplicada. CD = Cisalhamento Direto Tabela 6: Nomenclatura dos ensaios de cisalhamento direto convencional executados e pressões aplicadas. Ensaio Tensão normal (kpa) CD 1 50 CD CD CD 4 200

75 Ensaio de Cisalhamento Direto com Sucção Controlada Foi realizado um total de 19 ensaios, agrupados em 4 séries distintas. Na primeira série manteve-se constante a tensão normal líquida (σ-u a ) em torno de 50 kpa, e variou a sucção mátrica aplicada em cada ensaio de valores aproximados de 25, 50, 100, 150 e 200kPa. Na segunda série manteve-se constante a tensão normal líquida (σ-u a ) em torno de 100kPa, e variou a sucção mátrica em cada ensaio dos mesmo valores. Na terceira série foi utilizado o mesmo procedimento, só que agora foi mantida constante a tensão normal líquida (σ-u a ) em torno de 200 kpa. A quarta e última série, foi destinada ao estudo da influência da velocidade de cisalhamento nos parâmetros de resistência. Para isso foram realizados 4 ensaios onde manteve-se constante a tensão normal líquida (σ-u a ) em torno de 100kPa e variou a sucção mátrica aplicada em cada ensaio de valores aproximados de 50, 100, 150 e 200kPa. Com isso foi possível comparar as envoltórias de resistência obtidas das séries 2 e 4. A velocidade de cisalhamento utilizada nesta série de ensaios foi de 0,00488mm/min, sendo esta equivalente a 2,5 vezes menor que a velocidade utilizada nos demais ensaios. A tabela 7 apresenta as 4 séries realizadas com as respectivas pressões aplicadas. CDSC = Cisalhamento Direto com Sucção Controlada

76 76 Tabela 7: Nomenclatura dos ensaios de cisalhamento direto com sucção controlada executados e pressões aplicadas. Série Ensaio Tensão normal líquida (kpa) Sucção mátrica (kpa) I II III IV CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC

77 5 Características do solo utilizado 5.1. Material Escolhido e Retirada dos Blocos O material escolhido para a realização dos ensaios foi um solo maduro, coluvionar, argilo-arenoso, não saturado localizado na encosta da PUC-Rio. A escolha desse material se deu em função das seguintes razões: O solo é bastante homogêneo (textura, estrutura, cor, etc). O local de onde foi retirado é de fácil acesso. Existe uma grande quantidade de informações disponíveis na PUC-Rio sobre o mesmo. Blocos indeformados do material foram retirados para a realização dos ensaios de cisalhamento direto convencional, cisalhamento direto com sucção controlada, compressão diametral e papel filtro. Um resumo do número de blocos, a época em que foram extraídos, a profundidade e tamanho dos blocos, bem como a condição do tempo, é apresentado na tabela 8. Tabela 8: Resumo dos blocos extraídos. Bloco Data da extração Tamanho Profundidade Tempo 1 23/06/04 15x15x20 1,0m ensolarado 2 23/06/04 25x25x25 1,0m ensolarado 3 06/08/04 30x30x30 1,5m ensolarado 4 09/08/04 30x30x30 1,5m nublado

78 Descrição do Meio Físico Localização As amostras de solo foram coletadas do Campo Experimental II localizado no interior do campus da PUC-Rio, conforme mostrado na figura 30. Um grande número de informações sobre os materiais desta área está disponível nos trabalhos de Sertã (1986), Lins (1991), Daylac (1994), Moreira (1998) e Beneveli (2002). Auto Estrada Lagoa-Barra Av. Pe. Leonel Franca CAMPO EXPERIMENTAL II Rio da Rainha Rua Marquês de São Vicente Figura 30: Localização do Campo Experimental II da PUC-Rio.

79 Clima De acordo com Brito (1981), o município do Rio de Janeiro está sujeito a cinco diferentes tipos de clima. A região em estudo foi definida como pertencente a uma Zona Megatérmica, com clima tropical quente e chuvoso, tendo no mês mais seco, uma precipitação superior a 60mm, e o mês mais frio, uma temperatura maior que 18 C. A pluviosidade média da região gira em torno de a 2.000mm anuais. A análise climática dessa região indica condições para a ocorrência de solos profundos, bem desenvolvidos, com tendência acentuada para acidez e com um processo de intemperismo bem caracterizado (Brito, 1981) Geologia e Geomorfologia O município do Rio de Janeiro é essencialmente constituído por rochas gnáissicas e graníticas, de idade pré-cambriana, pertencentes a Serra do Mar. O Campo Experimental II da PUC-Rio está inserido no maciço da Tijuca, sendo este caracterizado por biotita-plagioclásio-gnaisse, microclina-gnaisse, leptinito/granito e granodiorito, segundo Brito (1981). A encosta da PUC-Rio apresenta uma feição abrupta e de declividade elevada. Esta é uma característica típica da paisagem do município do Rio de Janeiro, que é constituída por morros que se elevam bruscamente quase sem transição da planície. No Campo Experimental II da PUC-Rio não existem afloramentos rochosos. No entanto, Sertã (1986) relata que o embasamento local é constituído por um gnaisse cataclástico (rocha metamórfica de alto grau de metamorfismo) do tipo granada-biotita-plagioclásio-gnaisse. Tal tipo de gnaisse é constituído principalmente por quartzo, feldspato e biotita, tendo como minerais acessórios a muscovita e a granada (Sertã, 1986).

80 80 O solo estudado pode ser classificado, pedologicamente, como um latossolo (Benevelli, 2002). Segundo Moreira (1998), este é um solo coluvionar maduro, argilo-arenoso, de origem possivelmente associada a processos erosivos ocorridos em tempos pretéritos. Este possui características de tonalidade vermelha amarelada, textura micro-granular e com aspecto homogêneo, sendo constituído basicamente por quartzo, granada alterada, argilo-minerais (essencialmente caulinita) e óxidos de ferro e alumínio, como produtos do intemperismo dos minerais primários da biotita gnaisse. É apresentada, na figura 31, uma descrição morfológica representativa do perfil do Campo Experimental II da PUC-Rio, obtida por Daylac (1994) a partir da inspeção de um poço aberto com aproximadamente 13,5m de profundidade. Figura 31: Descrição morfológica do perfil do Campo Experimental II da PUC-Rio (Daylac, 1994).

81 Caracterização Física Densidade Relativa dos Grãos (G s ) A densidade relativa dos grãos foi determinada utilizando o material que passou na peneira #40, cuja abertura de malha é de 0,425mm (classificação USBS), seguindo a norma NBR6508 da ABNT. Utilizou-se cerca de 100g desse material, seco em estufa a 105 C, onde foi colocado 25g em quatro picnômetros de 250mL. Posteriormente procedeu-se a extração do ar contido entre as partículas utilizando uma bomba de vácuo. Esse procedimento é feito até que não haja mais extração de bolhas, o que ocorre em aproximadamente 15 minutos. O valor de G s foi obtido através da média aritmética das quatro determinações, tendo uma variação máxima dos valores de 1,2%. O valor médio de G s encontrado foi de 2, Análise Granulométrica Conjunta Para a determinação da granulometria do solo, peneirou-se cerca de 1,5 Kg do material na peneira #40 (0,425mm), seguindo a norma NBR7181 da ABNT. O material que não passou na peneira foi lavado, para a retirada dos grãos menores que 0,425mm, e posteriormente levado à estufa a 105 C para se fazer o peneiramento grosso. A sedimentação foi feita com 50g do material que passou na peneira #40, sendo este misturado a 125mL de uma solução de hexametafosfato de sódio. O material permaneceu imerso na solução por 24 horas.

82 82 Depois de realizada a sedimentação, o material restante foi lavado na peneira #200 e levado à estufa para a realização do peneiramento fino. A tabela 9 e a figura 32 apresentam o resumo da granulometria (classificação ABNT) e a curva granulométrica do solo, respectivamente. Tabela 9: Resumo da granulometria. pedregulho (%) areia grossa (%) areia média (%) areia fina (%) silte (%) argila (%) 0,9 9,2 16,3 14,6 5,5 53,5 100 Peneira N o (SUCS) /4" 3/8" 1/2" 3/4" 1" 1 ½" 2" " 8" Porcentagem que passa (%) Porcentagem retida (%) ,0001 0,001 0,01 0, Diâmetro dos Grãos (mm) 100 ABNT SUCS MIT Argila Argila Argila Silte Silte Silte fina fina Areia média Areia P edregulho grossa fino médio grosso Pedregulho Pedra fina média grossa Areia Pedregulho média grossa Matacão Figura 32: Curva granulométrica do solo.

83 Limites de Consistência Os limites de consistência, limite de liquidez e limite de plasticidade, foram determinados utilizando-se o material passante na peneira #40, seguindo a norma NBR6459 da ABNT. Já o limite de contração foi determinado seguindo a metodologia apresentada na norma NBR7183 da ABNT. A atividade das argilas foi determinada através do uso da expressão de Skempton: IP Atividade = (15) % < 2µ m Os valores do limite de liquidez, limite de plasticidade, índice de plasticidade, limite de contração e atividade das argilas são apresentados na tabela 10. O valor encontrado da atividade das argilas, segundo a equação de Skempton, indica uma baixa atividade do solo. Tabela 10: Limites de consistência e atividade das argilas. LL (%) LP (%) IP (%) LC (%) Atividade das argilas 54,0 27,8 26,2 24,8 0, Classificação do Solo Através da caracterização física do solo, podemos classificá-lo, no sistema unificado de classificação de solo (SUCS), com sendo uma argila de alta plasticidade, ou seja, um CH.

84 Análise Química As análises químicas de capacidade de troca catiônica (CTC) e de ataque sulfúrico do solo, foram retirados do trabalho de Duarte (2004). Essas análises estão apresentadas na tabela 11. A análise química total em porcentagem peso (tabela 12) foi retirada de um estudo químico e mineralógico detalhado do campo experimental II da PUC- Rio, realizado por Sertã (1986). Tabela 11: Análises químicas de capacidade de troca catiônica (CTC) e de ataque sulfúrico (Duarte, 2004). Complexo Sortivo (meq/100g) Ca 2+ Mg 2+ K + Na + Al 3+ H + CTC 0,00 0,4 0,11 0,15 1,3 3,3 5,3 Ataque por H 2 SO 4 (1:1) - NaOH (0,8%) g/kg ph (1:2,5) SiO 2 Al 2 O 3 Fe 2 O 3 TiO 2 Ki Kr Água KCL ,1 1,49 1,13 4,3 4,0 Tabela 12: Análise química total em porcentagem em peso (Sertã, 1986). SiO 2 Al 2 O 3 CaO MgO Fe 2 O 3 TiO 2 K 2 O Na 2 O 55,4% 22,0% < 0,05% < 0,10% 11,0% 1,30% 0,11% 0,01% Analisando os resultados encontrados nas tabelas 11 e 12, pode-se concluir que a grande quantidade de Al 2 O 3 e Fe 2 O 3 encontrada no solo, indica que este sofreu um processo de laterização. Por outro lado, a pequena quantidade de CaO, MgO, K 2 O e Na 2 O encontradas, sugere tratar-se de um material altamente intemperizado, devido à lixiviação intensa dos álcalis. A presença de cátions

85 85 trocáveis deste solo, sugere que este é um material de baixa atividade. Os valores de ph indicam que o solo é ácido Análise Mineralógica A tabela 13 mostra o resultado da análise mineralógica feita por Sertã (1986) no material em estudo. Para a identificação da microestrutura do material, foram realizadas análises de microscopia ótica e microscopia eletrônica de varredura, sendo descritas a seguir. Tabela 13: Análise mineralógica (Sertã, 1986). Fração do solo Pedregulho Areia Silte Argila Mineral Quartzo Granada alterada Quartzo Granada muito alterada Agregados Ferruginosos Magnetita Quartzo Caulinita Goetita Caulinita Goetita Quantidade / observações grãos arestados de coloração transparentes a leitosos alguns fragmentos grãos arestados correspondem a aproximadamente 5% da amostra total pequenos traços presença presença presença presença marcante alguns traços

86 Microscopia Ótica Foram preparadas duas lâminas delgadas de solo pelo instituto de Geociências da UFRJ, a partir do material indeformado. Na análise das lâminas foi constatada a presença de uma matriz de argilominerais (constituída basicamente de caulinita) com grãos de quartzo arestados, englobando alguns agregados ferruginosos, granadas em elevado grau de alteração e cristais grandes de quartzo. Essa matriz argilosa funciona como uma espécie de uma cimentação fraca, unindo os macro-agregados do solo. Nas figuras 33 a 35 são mostrados fotos das lâminas obtidas através do microscópio ótico. Matriz argilosa (caulinita) Granada alterada Grãos de quartzo Figura 33: Presença da matriz argilosa com grãos de quartzo e granada muito alterada.

87 87 Grãos de quartzo arestados Cristais de quartzo Figura 34: Grãos de quartzo arestados e cristais grandes de quartzo. Matriz argilosa (caulinita) Grãos de quartzo Agregados ferruginosos Figura 35: Grande área da matriz argilosa englobando alguns grãos de quartzo e agregados ferruginosos.

88 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) As análises de microscopia eletrônica de varredura foram realizadas em um microscópio eletrônico, da marca ZEISS modelo DSM 960, pertencente ao Departamento de Ciências dos Materiais e Metalurgia da PUC-Rio (DCMM). A figura 36 mostra uma fotografia do equipamento. Para as análises, foram utilizadas duas lâminas delgadas de solo, preparadas a partir do material indeformado. Estas foram fixadas sobre um portaamostra metálico de alumínio, e depois recobertas com uma fina camada de ouro paládio (cerca de 130 a 150 angstrons de espessura). Para tal, utilizou-se uma unidade metalizadora, da marca EDWARDS modelo S-150, através do método de pulverização catódica (sputtering). Figura 36: Fotografia do microscópio eletrônico de varredura da PUC-Rio. O objetivo das análises de microscopia eletrônica de varredura foi definir as características morfológicas dos argilominerais e, principalmente, aspectos da distribuição dos poros. As análises das fotografias mostram a formação de micro-agregados, constituído basicamente por caulinita. Esses micro-agregados se ligam a outros, seja por cimentação, seja por pontes de argila, dando origem a uma distribuição bimodal de poros (De Carvalho et al., 2002). Em geral, os microporos

89 89 caracterizam a estrutura interior dos micro-agregados e os macroporos constituem os vazios entre os micro-agregados (De Carvalho & Leroueil, 2004). A amostra analisada está interpretada, através de imagens obtidas por emissão de elétrons secundários, desde pequenos aumentos enfocando características gerais, a aumentos mais detalhados, a fim de definir melhor as características morfológicas dos micro-agregados e os aspectos de porosidade. As figuras 37 a 40 apresentam as imagens obtidas para diferentes ampliações. Figura 37: Aspecto geral da matriz argilosa (ampliação de 200 vezes).

90 90 macroporos Figura 38: Um detalhamento maior da matriz argilosa com os macroporos sendo visualizados (ampliação de 1000 vezes). micro-agregados de caulinita macroporos microporos Figura 39: Detalhe dos micro-agregados de caulinita, formando entre eles os macroporos, e no seu interior os microporos (ampliação de 5000 vezes).

91 91 micro-agregados de caulinita macroporos microporos Figura 40: Micro e macro-porosidades caracterizando uma distribuição bimodal dos poros (ampliação de vezes) Curva Característica de Sucção A curva característica, ou curva de retenção de água, foi determinada através da técnica do papel filtro. O procedimento utilizado na determinação da sucção mátrica do solo para diferentes umidades, está descrito no capítulo 4. A figura 41 mostra a forma mais comum de apresentação da curva característica, na qual a sucção é plotada em função da umidade volumétrica. Essa umidade volumétrica foi obtida a partir dos valores do teor de umidade em peso e do peso específico seco, considerando que o solo não apresenta variação de volume significativa com variações de sucção, através da seguinte relação: γ θ = w. d (16) γ w onde:

92 92 θ = umidade volumétrica (%); w = umidade gravimétrica (%); γ d = peso específico seco do material; γ w = peso específico da água. A curva característica obtida apresenta dois pontos de inflexão. Essa é uma característica que segure a existência de uma distribuição bimodal dos poros, na qual foi comprovada através da análise de microscopia eletrônica. Essa distribuição bimodal dos poros é caracterizada pelos macroporos, formados pelos vazios entre os micro-agregados e pelos microporos, formados no interior das agregações. Umidade Volumétrica (%) Umidade residual dos macroporos Entrada de ar dos macroporos Umidade residual dos microporos Entrada de ar dos microporos Sucção mátrica (kpa) Figura 41: Curva característica em função da umidade volumétrica. A entrada de ar dos macroporos determinada é de, aproximadamente 3kPa, enquanto que a entrada de ar dos microporos é de 5000kPa aproximadamente. Nota-se que a partir do valor de entrada de ar dos macroporos até uma sucção de 10kPa, relacionada à umidade residual dos macroporos, ocorre uma elevada dessaturação do material. Já para valores de sucção variando entre 10 e 1000kPa,

93 93 essa dessaturação não é tão elevada. Esse comportamento é mais facilmente visualizado na figura 42. As figuras 42 e 43 mostram outras formas de apresentação da curva característica, onde a sucção mátrica é plotada em função do grau de saturação ou da umidade gravimétrica. 100 Grau de Saturação (%) Sucção mátrica (kpa) Figura 42: Curva característica em função do grau de saturação. 40 Umidade Gravimétrica (%) Sucção mátrica (kpa) Figura 43: Curva característica em função da umidade gravimétrica

94 6 Apresentação dos Resultados 6.1. Ensaios de Cisalhamento Direto Convencional São apresentados, neste item, os resultados obtidos dos quatro ensaios de cisalhamento direto convencional realizados em amostras submersas. A metodologia utilizada nos ensaios está descrita no capítulo 4. A tabela 14 apresenta os índices físicos no inicio do ensaio, após o adensamento e no final do ensaio, dos corpos de prova para cada ensaio realizado. Tabela 14: Índices físicos iniciais, após o adensamento e final de cada corpo de prova. Ensaio Tensão normal (kpa) γ n (kn/m³) γ d (kn/m³) Iniciais Após o adensamento Final w (%) e S (%) e e/(1+e o ) w (%) CD ,92 13,88 21,90 0,932 64,26 0,915 0,009 31,56 CD ,74 13,98 19,73 0,918 58,76 0,740 0,093 28,09 CD ,46 13,80 19,29 0,944 55,91 0,641 0,156 25,81 CD ,01 14,28 19,13 0,878 59,58 0,547 0,177 23,71 O comportamento tensão-deslocamento é apresentado na figura 44, através das curvas tensão-deslocamento (τ x δ h ) e deslocamento vertical versus deslocamento horizontal (δ v x δ h ), obtidas a partir dos ensaios. As quatro curvas tensão-deslocamento não apresentam definição de pico, mas sim um comportamento de enrijecimento do material. As quatro curvas de deslocamento

95 95 vertical-deslocamento horizontal mostram que o material ensaiado apresenta contração, tendo comportamento típico de areia fofa Tensão cisalhante (kpa) Deslocamento horizontal (mm) Deslocamento vertical (mm) 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0, Compressão 0,0 Tensão normal (kpa) Figura 44: Ensaio de cisalhamento direto convencional: curvas tensão-deslocamento.

96 Ensaios de Compressão Diametral Na tentativa de se estabelecer uma relação entre a resistência à tração do solo e a sua umidade, foram realizados um total de 14 ensaios com umidades variando entre 14,21% e 29,00%. Aspectos teóricos e a metodologia utilizada nos ensaios são apresentados no capitulo 4. As figuras 45 a 48 mostram a sequência típica do ensaio. Na figura 46 já se nota o início da formação da trinca ao longo do eixo diametral, que vai se abrindo (figura 47) até a ruptura, quando esta se abre por completo (figura 48). Figura 45: Início do ensaio.

97 97 Figura 46: Início da formação da trinca. Figura 47: Abertura da trinca com o avanço das deformações. Figura 48: Trinca totalmente aberta (ruptura).

98 98 Na figura 49 são apresentados os gráficos da resistência à tração versus deslocamento diametral, para cada um dos ensaios realizados. Com era de se esperar, os solos ensaiados com um menor teor de umidade apresentam picos mais acentuados na curva resistência à tração versus deslocamento diametral. Resistência a tração (kpa) ,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 Deslocamento diametral (mm) w = 14,21 % w = 14,96 % w = 15,39 % w = 15,93 % w = 16,18 % w = 19,62 % w = 22,39 % w = 22,89 % w = 22,91 % w = 24,81 % w = 25,78 % w = 26,16 % w = 28,30 % w = 29,00 % Figura 49: Curvas de resistência a tração versus deslocamento diametral Ensaios de Cisalhamento Direto com Sucção Controlada Serão apresentados a seguir os resultados obtidos dos 19 ensaios de cisalhamento direto com sucção controlada. Esses 19 ensaios foram divididos em 4 séries de acordo com a tensão normal líquida e sucção mátrica aplicada, conforme mostrado na tabela 7.

99 Ensaios com Tensão Normal Líquida Constante Durante a fase de adensamento, aguardou-se tanto a estabilização do deslocamento vertical quanto a equalização da sucção mátrica aplicada. Esta última durava cerca de 48 a 72 horas, dependendo da quantidade de água que entrava ou saía da amostra. Em outras palavras, o tempo de equalização da sucção dependia da diferença entre a sucção mátrica aplicada e a sucção mátrica natural do corpo de prova. Ao longo da fase de cisalhamento, eram registradas leituras da variação volumétrica de água da amostra ao longo do tempo. Os valores do teor de umidade, calculados através do sistema de medição de variação volumétrica, foram similares a aqueles obtidos no final do ensaio a partir da secagem em estufa, sendo que a diferença máxima encontrada foi de 8,16%. Em todos os ensaios realizados, a resistência ao cisalhamento aumenta com o aumento do deslocamento horizontal, acarretando em um enrijecimento do material. Em relação à variação de volume da amostra, foi observado que quanto maior o valor de sucção mátrica aplicada, menor é a contração do solo. As tabelas 15, 16 e 17 apresentam, respectivamente, os índices físicos antes do ensaio, após a fase de adensamento e finais dos corpos de provas para os ensaios realizados.

100 100 Tabela 15: Índices físicos iniciais dos corpos de prova. Pressões aplicadas Índices físicos iniciais Série Ensaio Tensão normal líquida (kpa) Sucção mátrica (kpa) γ n (kn/m³) γ d (kn/m³) w real (%) e CDSC ,51 13,84 26,46 0,938 CDSC ,29 13,66 19,25 0,964 I CDSC ,65 13,81 20,61 0,943 CDSC ,15 14,17 21,02 0,893 CDSC ,48 14,15 23,57 0,896 CDSC ,03 13,73 24,04 0,954 CDSC ,28 14,45 19,60 0,857 II CDSC ,68 14,13 17,98 0,898 CDSC ,36 14,00 24,03 0,916 CDSC ,06 13,59 25,56 0,975 CDSC ,05 13,74 24,10 0,953 CDSC ,19 13,91 23,59 0,929 III CDSC ,34 13,85 25,23 0,937 CDSC ,34 13,91 24,63 0,928 CDSC ,31 13,94 24,19 0,924 CDSC ,22 13,92 23,71 0,927 IV CDSC ,36 13,92 24,69 0,927 CDSC ,11 13,76 24,28 0,949 CDSC ,57 13,89 26,51 0,932

101 101 Tabela 16: Índices físicos dos corpos de prova após a fase de adensamento. Pressões aplicadas Índices físicos após o adensamento Série Ensaio Tensão normal líquida (kpa) Sucção mátrica (kpa) γ n (kn/m³) γ d (kn/m³) w calc (%) e e/ (1+e o ) CDSC ,66 16,42 25,77 0,680 0,133 CDSC ,97 15,81 20,03 0,657 0,156 I CDSC ,50 15,38 20,26 0,631 0,161 CDSC ,63 15,46 20,46 0,612 0,149 CDSC ,03 16,40 22,16 0,599 0,157 CDSC ,48 15,71 24,02 0,708 0,126 CDSC ,45 15,39 19,87 0,634 0,120 II CDSC ,29 15,58 17,39 0,649 0,131 CDSC ,77 15,35 22,31 0,658 0,135 CDSC ,31 14,82 23,56 0,698 0,140 CDSC ,13 16,25 23,89 0,759 0,099 CDSC ,59 15,97 22,68 0,725 0,106 III CDSC ,59 15,78 24,11 0,755 0,094 CDSC ,05 16,23 23,53 0,689 0,124 CDSC ,42 15,87 22,38 0,699 0,117 CDSC ,44 15,79 23,08 0,699 0,119 IV CDSC ,69 15,13 23,52 0,684 0,126 CDSC ,40 15,01 22,57 0,690 0,133 CDSC ,38 16,42 24,08 0,680 0,131

102 102 Tabela 17: Índices físicos finais dos corpos de prova. Pressões aplicadas Índices físicos após o cisalhamento Série Ensaio Tensão normal líquida (kpa) Sucção mátrica (kpa) γ n (kn/m³) γ d (kn/m³) w calc (%) w real (%) e CDSC ,18 17,63 25,81 26,35 0,530 CDSC ,15 16,62 21,28 21,04 0,587 I CDSC ,17 15,79 21,39 22,99 0,688 CDSC ,31 15,96 20,94 21,80 0,682 CDSC ,30 16,62 22,16 23,32 0,633 CDSC ,82 16,74 24,41 24,40 0,598 CDSC ,29 15,94 21,03 22,90 0,663 II CDSC ,98 16,07 18,13 18,85 0,667 CDSC ,99 15,52 22,35 23,24 0,753 CDSC ,56 15,04 23,37 23,36 0,815 CDSC ,45 17,27 24,22 24,88 0,552 CDSC ,69 16,78 23,34 24,17 0,602 III CDSC ,33 16,32 24,62 25,24 0,652 CDSC ,74 16,77 23,72 25,18 0,612 CDSC ,80 16,19 22,30 24,26 0,682 CDSC ,37 16,41 24,13 23,86 0,629 IV CDSC ,42 15,69 23,80 25,30 0,722 CDSC ,85 15,39 22,49 23,00 0,768 CDSC ,80 16,83 23,58 24,54 0,632

103 Série I A primeira série de ensaios é composta de 5 ensaios onde é mantida constante a tensão normal liquida (σ-u a ) em torno de 50kPa e aplica-se valores de sucção mátrica de valores aproximados de 25, 50, 100, 150 e 200kPa. Na figura 50 estão mostradas as curvas deslocamento vertical e variação volumétrica de água em função do tempo, referentes à fase de adensamento. As curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo, obtidas para os ensaios da série I, estão apresentadas na figura 51. 4,0 Deslocamento vertical (mm) 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Variação volumétrica (cm³). 0,0 3,0 2,0 1,0 0,0-1,0-2,0-3,0-4,0-5, Tempo (min) Entrada de água Saída de água Sucção mátrica (kpa) Figura 50: Curvas de variação volumétrica e deslocamento vertical em função do tempo (série I).

104 Tensão cisalhante (kpa) Deslocamento vertical (mm) Variação volumétrica (cm³) 0 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0-0,2 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0-0, Deslocamento horizontal (mm) Compressão Entrada de água Sucção mátrica (kpa) Figura 51: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (série I).

105 Série II A segunda série de ensaios é composta de 5 ensaios onde é mantida constante a tensão normal liquida (σ-u a ) em torno de 100kPa e aplica-se valores de sucção mátrica de valores aproximados de 25, 50, 100, 150 e 200kPa. Na figura 52 estão mostradas as curvas deslocamento vertical e variação volumétrica de água em função do tempo, referentes à fase de adensamento. As curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo, obtidas para os ensaios da série II, estão apresentadas na figura 53. 3,0 Deslocamento vertical (mm) 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0, Tempo (min) Variação volumétrica (cm³). 2,0 1,0 0,0-1,0-2,0-3,0-4,0-5,0-6,0-7, Entrada de água Saída de água Sucção mátrica (kpa) Figura 52: Curvas de variação volumétrica e deslocamento vertical em função do tempo (série II).

106 Tensão cisalhante (kpa) Deslocamento vertical (mm) Variação volumétrica (cm³) 0 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0-0,2 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0-0,5-1, Deslocamento horizontal (mm) Compressão Entrada de água Sucção mátrica (kpa) Figura 53: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (série II).

107 Série III A terceira série de ensaios é composta de 5 ensaios onde é mantida constante a tensão normal liquida (σ-u a ) em torno de 200kPa e aplica-se valores de sucção mátrica de valores aproximados de 25, 50, 100, 150 e 200kPa. Na figura 54 estão mostradas as curvas deslocamento vertical e variação volumétrica de água em função do tempo, referentes à fase de adensamento. As curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo, obtidas para os ensaios da série III, estão apresentadas na figura 55. 3,5 Deslocamento vertical (mm) 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0, Tempo (min) Variação volumétrica (cm³) 0,0-1,0-2,0-3,0-4,0-5, Saída de água -6,0 Sucção mátrica (kpa) Figura 54: Curvas de variação volumétrica e deslocamento vertical em função do tempo (série III).

108 108 Tensão cisalhante (kpa) Deslocamento vertical (mm) Variação volumétrica (cm³) ,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0-0,2 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0-0,5-1, Deslocamento horizontal (mm) Entrada de água Sucção mátrica (kpa) Figura 55: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (série III).

109 Série IV A quarta série de ensaios é composta de 4 ensaios onde é mantida constante a tensão normal liquida (σ-u a ) em torno de 100kPa e aplica-se valores de sucção mátrica de valores aproximados de 50, 100, 150 e 200kPa. Nesta série, a velocidade de cisalhamento é menor que nas demais, com o objetivo de avaliar a influência da mesma na resistência ao cisalhamento do solo. Na figura 56 estão mostradas as curvas deslocamento vertical e variação volumétrica de água em função do tempo, referentes à fase de adensamento. As curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo, obtidas para os ensaios da série IV, estão apresentadas na figura 57. 3,5 Deslocamento vertical (mm) 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0, Tempo (min) 0, Variação volumétrica (cm³) -1,0-2,0-3,0-4,0-5,0-6,0-7,0 Saída de água -8,0 Sucção mátrica (kpa) Figura 56: Curvas de variação volumétrica e deslocamento vertical em função do tempo (série IV).

110 Tensão cisalhante (kpa) Deslocamento vertical (mm) Variação volumétrica (cm³) 0 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0-0,2 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0-1, Deslocamento horizontal (mm) Compressão Entrada de água -2,0 Sucção mátrica (kpa) Figura 57: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (série IV).

111 Ensaios com Sucção Mátrica Constante Os resultados apresentados anteriormente, serão mostrados agora em função da tensão normal líquida aplicada, para os ensaios com o mesmo valor de sucção mátrica, de acordo com a tabela 18. Tabela 18: Apresentação dos resultados em função da tensão normal líquida aplicada. Figura Ensaio Sucção mátrica (kpa) Tensão normal líquida (kpa) CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC CDSC

112 Tensão cisalhante (kpa) Deslocamento vertical (mm) Variação volumétrica (cm³) 0 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0-0,2 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0-0, Deslocamento horizontal (mm) Compressão Entrada de água Tensão normal líquida (kpa) Figura 58: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 25kPa).

113 113 Tensão cisalhante (kpa) Deslocamento vertical (mm) Variação volumétrica (cm³) ,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0-0,2 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0-0, Deslocamento horizontal (mm) Compressão Entrada de água Tensão normal líquida (kpa) (ensaio lento) 200 Figura 59: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 50kPa).

114 114 Tensão cisalhante (kpa) Deslocamento vertical (mm) Variação volumétrica (cm³) ,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0-0,1 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0-0, Deslocamento horizontal (mm) Compressão Entrada de água Tensão normal líquida (kpa) (ensaio lento) 200 Figura 60: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 100kPa).

115 115 Tensão cisalhante (kpa) Deslocamento vertical (mm) Variação volumétrica (cm³) ,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0-0,1 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0-0,2-0, Deslocamento horizontal (mm) Compressão Entrada de água Tensão normal líquida (kpa) (ensaio lento) 200 Figura 61: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 150kPa).

116 Tensão cisalhante (kpa) , Deslocamento horizontal (mm) Deslocamento vertical (mm) Variação volumétrica (cm³) 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0-0,1 0,2 0,0-0,2-0,4-0,6-0,8-1,0-1,2-1,4-1,6 Compressão Saida de água Tensão normal líquida (kpa) (ensaio lento) 200 Figura 62: Curvas tensão cisalhante, deslocamento vertical e variação volumétrica em função do tempo (sucção mátrica constante de 200kPa).

117 7 Análise e Interpretação dos Resultados Este capítulo é destinado à apresentação dos resultados das análises e interpretações feitas para os ensaios de cisalhamento direto convencional, de cisalhamento direto com sucção controlada e de compressão diametral. Inicialmente é apresentada uma análise sobre aspectos de compressibilidade do material, tanto dos ensaios com amostras submersas quanto com amostras não-saturadas. Para isso, são analisados os efeitos da tensão normal e da sucção mátrica no índice de vazios dos corpos de prova. No que se refere à resistência ao cisalhamento, é apresentado o critério de definição de ruptura utilizado para a determinação das envoltórias de resistência. Posteriormente são avaliados os parâmetros de resistência e como estes são influenciados pela sucção. Em seguida é determinada a equação geral de ruptura e plotada a envoltória de resistência considerando as duas variareis independentes. Outro aspecto analisado é a influencia da velocidade de cisalhamento nos ensaios de cisalhamento direto com sucção controlada. Também é apresentada, neste capítulo, uma comparação entre a envoltória de resistência obtida e a estimada utilizando equações simplificadas baseadas no uso da curva característica. Depois é mostrada uma comparação dos resultados obtidos do solo estudado com outros materiais encontrados na literatura. Por último é feita uma avaliação da resistência à tração do solo, levando-se em conta a umidade, o grau de saturação e a sucção mátrica. Em seguida é feita uma correlação dos valores obtidos da resistência a tração com a coesão aparente obtida através dos resultados de cisalhamento direto com sucção controlada.

118 Compressibilidade do Material Amostras submersas Para a representação das características de compressibilidade do material, foi plotada, na figura 63, a variação do índice de vazios dos corpos de provas obtidos no final da fase de adensamento em função da tensão normal aplicada. Como era de se esperar, a variação do índice de vazios aumenta conforme aumenta a tensão normal aplicada. Os dados foram bem ajustados a uma função logarítmica que descreve bem esse comportamento. 0,25 0,20 Ajuste logaritmico: coeficiente de correlação R² = 0,9914 e / (1 + e o) 0,15 0,10 0,05 0, Log σ n (kpa) Figura 63: Curva de compressibilidade para amostras submersas.

119 Amostras Não-Saturadas Com o objetivo de analisar a influência da sucção na compressibilidade do solo, foi traçado o gráfico da variação do índice de vazios em função da sucção mátrica para cada uma das 4 séries realizadas (figura 64). A mesma relação é apresentada na figura 65, mas agora optou-se pela normalização da sucção mátrica, dividindo-a pela tensão normal líquida aplicada. Apesar da dispersão dos resultados, observa-se que um aumento na sucção mátrica provoca uma pequena diminuição no índice de vazios, ocasionando uma maior compressão no solo. 0,18 e/(1 + e o) 0,16 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0, Log sucção mátrica (kpa) Tensão normal líquida 50 kpa 100 kpa 100 kpa lento 200 kpa Figura 64: Curva de compressibilidade em relação a sucção mátrica para as quatro séries realizadas.

120 120 0,18 0,16 0,14 e/(1 + e o) 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00 0,1 1,0 10,0 Log [sucção mátrica / (σ n u a )] (kpa) Figura 65: Curva de compressibilidade em relação a sucção mátrica normalizada Resistência ao Cisalhamento Critério de Definição de Ruptura Utilizado Conforme observado nos resultados obtidos, a resistência do solo aumenta com o deslocamento horizontal, logo este não apresenta uma definição de pico na curva tensão-deslocamento. Visando uma definição uniforme da resistência, utilizou-se o critério proposto por de Campos & Carrillo (1995), onde era assumido que o solo havia rompido quando a curva tensão cisalhante (τ) versus deslocamento horizontal (δ h ) atingisse pela primeira vez uma inclinação (α) aproximadamente constante. A figura 66 exemplifica a determinação dos pontos de ruptura através do critério utilizado.

121 121 τ α = cte 0 α = 0 δ h Figura 66: Critério utilizado na determinação dos pontos de ruptura Resistência Submersa Baseado no critério de ruptura descrito anteriormente, são mostrados na tabela 19, os valores da tensão cisalhante (τ r ), tensão normal (σ r ) e o deslocamento horizontal (δ h r ), obtidos na ruptura. Tabela 19: Tensão cisalhante, tensão normal e deslocamento horizontal na ruptura. Ensaio Tensão normal (kpa) τ r (kpa) σ r (kpa) τ r /σ r δ h r (mm) CD ,99 53,72 0,67 6,74 CD ,25 109,66 0,53 7,16 CD ,58 158,18 0,52 5,29 CD ,97 210,77 0,51 5,27 Na figura 67 é apresentada a envoltória de resistência definida através de ajuste linear dos dados apresentados na tabela 19.

122 Tensão cisalhante (kpa) c = 10,25 kpa φ = 24,5 R 2 = 0, Tensão normal (kpa) Figura 67: Envoltória de resistência para amostras submersas. A figura 68 apresenta uma correlação entre a tensão cisalhante na ruptura com o teor de umidade final dos corpos de prova após o cisalhamento. Nota-se claramente a tendência do aumento da resistência do solo com a diminuição do teor de umidade. Já a figura 69 apresenta uma relação entre o índice de vazios após o adensamento e a tensão cisalhante na ruptura. Através desses dois gráficos, é possível verificar a existência de uma dependência direta entre a tensão cisalhante na ruptura com o teor de umidade final e o índice de vazios após o adensamento. Entretanto, para estabelecer tais relações seria necessário um número maior de ensaios a fim de se chegar a uma conclusão mais concreta.

123 Ajuste logaritmico: coeficiente de correlação R² = 0,9989 Wfinal (%) Log τ r (kpa) Figura 68: Relação entre a umidade final e a tensão cisalhante na ruptura. 1,0 0,9 Ajuste logaritmico: coeficiente de correlação R² = 0,9978 e adensamento 0,8 0,7 0,6 0,5 0, Log τ r (kpa) Figura 69: Relação entre o índice de vazios após o adensamento e a tensão cisalhante na ruptura.

124 Resistência Não-Saturada A tabela 20 apresenta os valores da tensão cisalhante (τ r ), tensão normal líquida (σ u a ) r e deslocamento horizontal (δ h r ), obtidos na ruptura através do critério de ruptura utilizado. As envoltórias de resistência com relação à sucção para as três primeiras séries estão mostradas na figura 70. Observa-se que a relação entre a resistência ao cisalhamento e a sucção mátrica varia de forma não linear, uma vez que o valor de φ b diminui com o aumento da sucção e depois tende a um valor constante. Por esse motivo os pontos experimentais foram ajustados a funções hiperbólicas através da equação (17) e os parâmetros a e b foram determinados utilizando-se o método dos mínimos quadrados. As equações das funções hiperbólicas que descrevem esse comportamento, são mostradas na tabela 21. ( ua uw ) τ ( ua uw ) = τ o + (17) [ a + b.( u u )] a w onde: (u a u w ) = sucção mátrica; τ (u a u w ) = tensão cisalhante para um dado valor de sucção; τ o = tensão cisalhante para (u a u w ) = 0, obtida no ensaio de cisalhamento direto convencional em amostras submersas; a e b = parâmetros de ajuste da função hiperbólica.

125 125 Tabela 20: Tensão cisalhante, tensão normal líquida e deslocamento horizontal na ruptura. Série I II III IV Ensaio Tensão normal líquida (kpa) Sucção mátrica (kpa) τ r (kpa) (σ-u a ) r (kpa) τ r /(σ-u a ) r δ h r (mm) CDSC ,06 71,91 2,41 4,80 CDSC ,44 69,93 3,18 4,62 CDSC ,59 71,46 3,17 5,17 CDSC ,49 68,10 3,63 4,63 CDSC ,56 62,78 4,10 4,10 CDSC ,62 116,91 1,66 4,01 CDSC ,48 114,76 2,10 4,18 CDSC ,15 116,97 2,07 5,25 CDSC ,22 115,99 2,37 4,19 CDSC ,52 116,63 2,46 4,10 CDSC ,75 220,13 1,10 4,06 CDSC ,02 219,86 1,33 4,21 CDSC ,90 222,89 1,33 4,97 CDSC ,49 222,36 1,44 4,62 CDSC ,73 221,76 1,50 4,14 CDSC ,49 115,77 2,05 4,25 CDSC ,45 117,59 2,03 4,14 CDSC ,19 118,72 2,30 4,31 CDSC ,04 123,23 2,38 4,08

126 126 Tensão cisalhante (kpa) Tensão normal líquida 50 kpa 100 kpa 200 kpa Sucção mátrica (kpa) Figura 70: Envoltórias de resistência com respeito a sucção. Série Tabela 21: Equações das funções hiperbólicas. Tensão normal líquida (kpa) expressão I 50 τ = 35,99 + (u a -u w )/[0,0875+0,0041.(u a -u w )] II 100 τ = 58,25 + (u a -u w )/[0,0875+0,0039.(u a -u w )] III 200 τ = 106,97 + (u a -u w )/[0,0875+0,0040.(u a -u w )] Analisando as envoltórias da figura 70, nota-se que para sucções abaixo de 50 kpa o acréscimo de resistência é acentuado, ou seja, o valor de φ b é maior que φ, contrariando observações feitas por Escário & Sáez (1986) e Fredlund et al. (1987), os quais sugerem que para sucções baixas o valor de φ b deve ser próximo de φ. Valores de φ b maiores que φ foram observados em trabalhos realizados por Abramento (1988), Rohm (1992), Rohm & Vilar (1995) e Teixeira & Vilar (1997). A variação do ângulo φ b em função da sucção mátrica é mostrada na figura 71.

127 φ b ( ) Sucção mátrica (kpa) Figura 71: Variação do ângulo φ b com relação a sucção mátrica. A figura 73 mostra as envoltórias de resistência, obtidas para as sucções ensaiadas, nas quais foram consideradas como lineares devido ao bom ajuste dos pontos experimentais. Os parâmetros de resistência obtidos para cada valor de sucção, são apresentados na tabela 22. Nota-se que a envoltória de resistência se eleva rapidamente da condição saturada, obtida através do ensaio convencional em amostras submersas, para a sucção mátrica de 25kPa. Já para sucções acima de 25kPa o ganho de resistência não é tão acentuado. Isso pode ser explicado através da interpretação da curva característica (figura 41 e 42) onde que a partir do valor de entrada de ar dos macroporos (3kPa), até o valor de sucção correspondente à umidade residual dos mesmos ( 10kPa), ocorre uma elevada dessaturação no material referente à saída de água dos macroporos. Assim, os ensaios realizados, relacionados à sucção mátrica aplicada, já se encontram no patamar formado próximo à umidade volumétrica de 33% no qual é responsável pela grande variação da sucção com pequena variação de umidade. Outro aspecto importante de ser observado é que o ângulo de atrito (φ ) praticamente não varia com a sucção. A figura 72 mostra a variação de φ b /φ com a sucção. Percebe-se que até um valor de sucção de 100kPa a razão φ b /φ é maior que a unidade. Isso indica que um incremento na sucção mátrica tem uma maior

128 128 contribuição na resistência ao cisalhamento do que o mesmo incremento de tensão normal líquida para o intervalo de sucção considerado. 3,5 3,0 2,5 φ b /φ' 2,0 1,5 1,0 0,5 0, Sucção mátrica (kpa) Figura 72: Variação de φ b /φ com relação a sucção mátrica. O ganho de resistência, que varia em função da sucção mátrica, pode ser representado pelo aumento da coesão aparente. A variação da coesão aparente com a sucção mátrica é apresentada na figura 74. Novamente foi utilizada uma função hiperbólica para ajustar os dados experimentais. A equação que representa o acréscimo de coesão em função da sucção mátrica é apresentada abaixo. ( ua uw ) c = 10,25 + (18) [(0, ,0040.( u u )] a w Considerando um ângulo de atrito médio de 24,9, e que este não varia com o nível de sucção mátrica aplicada, determina-se a equação 19 que descreve a variação da resistência ao cisalhamento do solo em função das duas variáveis de tensão, a tensão normal líquida (σ - u a ) e a sucção mátrica (u a - u w ). Com posse dessa equação, é plotada a envoltória tridimensional de resistência apresentada na figura 75. ( ua uw) τ = 10,25 + ( σ ua ). tg24,9 + (19) [(0, ,0040.( u u )] a w

129 Tensão cisalhante (kpa) Sucção mátrica 0 kpa 25 kpa 50 kpa 100 kpa 150 kpa 200 kpa Tensão normal líquida (kpa) Figura 73: Envoltórias de resistência para as sucções ensaiadas. Tabela 22: Valores de c e φ obtidos. Sucção mátrica (kpa) c (kpa) φ' ( ) R² 0 10,25 24,5 0, ,92 25,2 1, ,99 25,0 0, ,92 25,0 0, ,64 24,6 0, ,22 24,8 0,997

130 coesão aparente (kpa) Sucção mátrica (kpa) Figura 74: Variação da coesão aparente com a sucção mátrica. Sucção mátrica (kpa) Tensão cisalhante (kpa) Tensão normal líquida (kpa) Figura 75: Envoltória tridimensional de resistência.