Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

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1 COMPORTAMENTO HIDRO-MECÂNICO DE UM SOLO COMPACTADO COM DIFERENTE TEOR EM ÁGUA E MESMO ÍNDICE DE VAZIOS André Manuel Soares dos Reis Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia de Aeródromos Júri Presidente: Professor Jaime Alberto dos Santos Orientador: Professora Maria Rafaela Pinheiro Cardoso Vogais: Professor Emanuel José Leandro Maranha das Neves Professora Laura Maria Mello Saraiva Caldeira Tenente Luís Filipe Magalhães Pereira Dezembro 2010

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3 RESUMO No presente trabalho são estudadas as características hidro-mecânicas de solos finos compactados em pontos diferentes da curva de compactação mas com índice de vazios semelhantes. O comportamento de um solo fino argiloso em termos de expansibilidade, compressibilidade, resistência e permeabilidade depende da sua estrutura, que se relaciona com a forma como os agregados de argila se dispõem e com as ligações que se formam entre agregados (cimentícias ou devidas à sucção). A estrutura é induzida pelo processo de compactação (energia e teor em água) e é esta que confere ao solo essas características próprias. No presente trabalho estuda-se uma argila de baixa expansibilidade usada na construção do núcleo da barragem de Odelouca onde se determinaram os limites de Atterberg, difracção de raios x e curva de compactação. A estrutura deste material compactado foi caracterizada com recurso a porosimetrias por intrusão de mercúrio e fotografias de microscópio electrónico. O seu comportamento foi estudado através da análise dos resultados de ensaios edométricos e triaxiais realizados em amostras compactadas em pontos correspondentes ao teor em água óptimo acrescido (lado húmido) e reduzido (lado seco) de 2%, logo com o mesmo peso volúmico seco. Esperam-se diferenças na forma como o solo reage quando sujeito a um dado carregamento quer seja por variação da sucção como da tensão aplicada devido à estrutura induzida pelo processo de compactação ser diferente. Essas diferenças foram devidamente abordadas e justificadas, demonstrando e confirmando os motivos que levam um projectista a prescrever diferentes intervalos e energias de compactação para aterros de vias de comunicação ou de barragens. Para além de se caracterizar o comportamento através da realização de ensaios, são tecidas algumas considerações acerca da modelação do comportamento de solos não saturados, analisando-se um modelo constitutivo elastoplástico com endurecimento que incorpora o efeito da sucção, o Barcelona Basic Model (BBM). Palavras-chave: compactação, sucção, estrutura, aterros e solos não saturados i

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5 ABSTRACT The hydraulic and mechanical properties of thin compacted soils with similar voids ratio are studied in the work presented. The soil behavior in terms of expansibility, compressibility, resistance and permeability depends on its structure, which is related with the way the clay aggregates are arranged and with the links that are created between aggregates (cementitious or due to suction). The structure is induced by the compaction process (energy and water content) and this is what gives to the soil its own characteristics. The soil studied is a low expansive clayey used to build Odelouca dam core, for which Atterberg limits, x-ray diffraction and compaction curve were performed. The structure of this compacted material was analyzed using mercury intrusion porosimetry and electronic microscope photographs. Its behavior was studied through the analysis of the results of oedometer and triaxial tests performed in samples compacted at points corresponding to the optimum water content increased (wet side) and decreased (dry side) of 2%, therefore with the same dry volumetric weight. Differences are expected in how the soil reacts when subjected to a given loading either by changing suction and or the applied stress due to structure induced by the compaction process adopted. These differences were adequately approached and explained, demonstrating and confirming the reasons that lead a designer to prescribe different compaction conditions for road embankments or earth dams. In addition to characterize this behavior by conducting laboratory tests designed for this purpose, some considerations are done about modeling the behavior of unsaturated soils, analyzing an elastoplastic constitutive model with hardening which includes the effect of suction, the Barcelona Basic Model (BBM). Key-words: compaction, suction, structure, embankments and unsaturated soils. iii

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7 AGRADECIMENTOS Aproveito este espaço para agradecer a todos aqueles que, directa ou indirectamente, contribuíram para a realização desta dissertação. Reconheço o enorme empenho demostrado pela professora Rafaela Cardoso, orientadora desta dissertação. A sua elevada dedicação, entusiasmo e disponibilidade foram essenciais para a transmissão de conhecimentos valiosos e indispensáveis à elaboração deste trabalho. À professora Rafaela um sentido obrigado pela forma rigorosa e preocupada com que abordou este tema. Destaco ainda o contributo importantíssimo do Sr. José Alberto cujo conhecimento e experiência permitiram a realização, rigorosa e cuidada, dos ensaios laboratoriais. A sua boa disposição foi certamente uma mais valia nas muitas tardes passadas pelo laboratório de geotecnia do Instituto Superior Técnico. Agradeço à Universidade Politécnica da Catalunha pela disponibilidade para a realização de alguns ensaios laboratoriais. Ao professor Maranha das Neves, à professora Laura Caldeira e ao tenente Luís Pereira, o meu agradecimento pela forma cuidada com que leram este trabalho e o discutiram, contribuindo claramente para o seu enriquecimento. Aos meus pais, irmã, camaradas e amigos agradeço pela força e apoio incondicionais. Apesar da distância, reconheço o vosso carinho e preocupação constantes. Ao João Dias pelo apoio e discussões úteis para o trabalho. Por fim, mas não menos importante, um agradecimento especial à Débora. v

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9 ÍNDICE 1. Introdução Fundamentos Teóricos Introdução Propriedades dos Solos Solos Compactados Princípios da Compactação Estrutura de Solos Argilosos Compactados Compactação do Lado Seco e do Lado Húmido Expansibilidade Compressibilidade e Resistência do Solo Importância do Processo de Compactação para o Tipo de Aterro Modelação do Comportamento de Solos Não Saturados Breves Considerações Sobre Solos Não Saturados Sucção Barcelona Basic Model, BBM Modelo Constitutivo para Solos Não Saturados Superfícies de Cedência Leis de Endurecimento no Plano (, ) Efeito do Tipo de Compactação nos Parâmetros do Modelo Aplicação de Sucção em Ensaios de Laboratório Caracterização Experimental do Material Compactado Características do Material Utilizado Análise Mineralógica das Argilas Curva de Compactação Limites de Atterberg ou de Consistência Curva de Retenção Porosimetria por Intrusão de Mercúrio Fotografias de Microscópio Electrónico Ensaios Edométricos e de Expansibilidade vii

10 Breves Fundamentos Preparação das Amostras Ensaios Edométricos Resultados do Ensaio Edométrico Medição da Expansibilidade Medição Indirecta da Permeabilidade Ensaios Triaxiais Considerações Iniciais Preparação das Amostras Realização do Ensaio Resistência do Solo no Estado Crítico Resultados do Ensaio Triaxial Consolidado Não Drenado Calibração do Barcelona Basic Model Considerando os Resultados Experimentais Conclusões e Desenvolvimentos Futuros REFERÊNCIAS ANEXOS viii

11 ÍNDICE DE FIGURAS Figura 2.1 Representação esquemática das fases constituintes de um solo... 4 Figura 2.2 Curva de compactação de um solo fino argiloso e respectiva curva de saturação. 7 Figura 2.3 Possíveis mecanismos de absorção de água pela superfície das partículas de argila. (a) ligação de hidrogénio. (b) hidratação iónica. (c) atracção osmótica. (d) atracção dipolo-dipolo (Lambe & Whitman, 1976)... 8 Figura 2.4 Equilíbrio entre as forças de repulsão entre as partículas de argila e a atracção da água. Adaptado de (Lambe & Whitman, 1976)... 9 Figura 2.5 Influência da energia específica de compactação ( ) na curva de compactação. 10 Figura 2.6 Comparação entre o comportamento do solo completamente desestruturado e do solo com estrutura (Vaughan et al., 1988) Figura 2.7 Representação esquemática da estrutura do solo Figura 2.8 Estrutura floculada e dispersa do solo dependendo do lado da curva de compactação de solos finos argilosos (Lambe, 1958) Figura 2.9 Variação da resistência do solo com o teor em água da curva de compactação (Bastos, 2010) Figura 2.10 Mapa de deformações volumétricas ao saturar amostras com diferentes condições de compactação. Areia argilosa de plasticidade média (SC) saturada sob tensão vertical constante de 400 kpa (Lawton et al., 1989, citado por Alonso, 2004) Figura 2.11 Esquema da tendência da alteração de volume ao saturar amostras compactadas do lado seco com diferentes densidades e influência da tensão de confinamento (Alonso, 2004) Figura 2.12 Superfície de cedência de amostras de argila siltosa de Barcelona do lado seco (D) e do lado húmido (W) da curva de compactação (Alonso & Pinyol, 2008) Figura 2.13 Efeito da compactação do lado seco e do lado húmido trajectória tensões do solo (C S representa o índice de expansibilidade e C C o índice de compressibilidade) Figura 2.14 Efeito da compactação do lado seco e do lado húmido (diferentes teores em água logo, diferentes sucções) na trajectória de tensões do solo Figura 3.1 Compactação estática da argila de Boom e influência do teor em água na sucção (Alonso, 2004) Figura 3.2 Variação do volume específico com o excesso de tensão média sobre a pressão atmosférica e com a sucção ao longo de carregamentos virgens e de descargas-recargas (Maranha das Neves, 2007) Figura 3.3 Curvas de compressão isotrópica para o solo saturado e não saturado (Maranha das Neves, 2007) Figura 3.4 Trajectórias de tensão indicadas na Figura 3.3 e uma curva de cedência representadas no plano de tensões (, ) (Maranha das Neves, 2007) Figura 3.5 Funções de cedência LC e SI (Maranha das Neves, 2007) ix

12 Figura 3.6 Análise do comportamento de um solo não saturado sob tensão vertical alta de acordo com o BBm. Exemplificação do fenómeno de colapso: a) no plano (, ); b) no plano (, ) Figura 3.7 Superfícies de cedência do Barcelona Basic Model no plano ( ) (Alonso et al., 1990) Figura 3.8 Análise do comportamento de um solo saturado sob tensão vertical baixa de acordo com o BBM: a) no plano (, ) b) no plano (, ) Figura 3.9 Análise do comportamento de um solo não saturado sob tensão vertical alta de acordo com o BBM: a) no plano (, ) b) no plano (, ) Figura 3.10 Análise do comportamento de um solo não saturado de acordo com o BBM: a) no plano (s,p) b) no plano (, ) Figura 3.11 Análise do comportamento de um solo não saturado de acordo com o BBM: a) e no plano (s,p) b) e no plano (, ) Figura 3.12 Trajectória de tensões no plano (, ) de um solo não saturado de acordo com o BBM Figura 3.13 Superfície de cedência de amostras de argila siltosa de Barcelona do lado seco (D) e do lado húmido (W) da curva de compactação (Alonso & Pinyol, 2008) e representação da trajectória A B C Figura 4.1 Barragem de Odelouca vista de jusante Figura 4.2 Registo difratométrico de uma amostra do solo em análise Figura 4.3 Curva de compactação do solo e pontos do lado seco e do lado húmido usados no estudo Figura 4.4 Definição dos limites de consistência ou de Atterberg Figura 4.5 Carta de plasticidade do solo em estudo Figura 4.6 Curva de retenção ajustada da amostra compactada do lado húmido Figura 4.7 Curva de retenção ajustada da amostra compactada do lado seco Figura 4.8 Sobreposição da curva de retenção da amostra do lado seco e do lado húmido.. 49 Figura 4.9 Análise de porosimetria para uma amostra do lado húmido da curva de compactação Figura 4.10 Análise de porosimetria para uma amostra do lado seco da curva de compactação Figura 4.11 Análise de porosimetria para uma amostra desestruturada Figura 4.12 Análise comparativa das porosimetrias analisadas Figura 4.13 Fotografia de microscópio electrónico de uma amostra compactada do lado húmido (a)). Ampliação de um pormenor para melhor visualização da distribuição (estrutura) das partículas de argila (b)) Figura 4.14 Fotografia de microscópio electrónico de uma amostra compactada do lado seco (a)). Ampliação de um pormenor para melhor visualização da distribuição (estrutura) das partículas de argila (b)) Figura 4.15 Preparação do ensaio edométrico x

13 Figura 4.16 Esquema das variações impostas às amostras de solo Figura 4.17 Preparação dos provetes para ensaio: a) montagem do provete e b) provete pronto para ensaio Figura 4.18 Output do ensaio edométrico com a respectiva trajectória (, ) Figura 4.19 Output do ensaio edométrico no plano (, ) e representação do cálculo dos índices de compressibilidade e expansibilidade Figura 4.20 Output do ensaio edométrico no plano (, ) e representação do cálculo do coeficiente de compressibilidade Figura 4.21 Output do ensaio edométrico no plano (, ) com representação do cálculo da tensão de cedência pelo método de Casagrande Figura 4.22 Output de cada nível de carregamento do ensaio edométrico no plano (, ) e representação esquemática do método de Casagrande para determinação do coeficiente de consolidação Figura 4.23 Trajectória das deformações sofridas ao longo do tempo para a amostra saturada Figura 4.24 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra saturada Figura 4.25 Trajectória das deformações sofridas ao longo do tempo para a amostra com HR de 75% Figura 4.26 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR de 75% Figura 4.27 Trajectória das deformações sofridas no tempo para a amostra com HR do laboratório (53%) Figura 4.28 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR do laboratório (53%) Figura 4.29 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra saturada, respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem Figura 4.30 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR de 75%, respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem Figura 4.31 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR do laboratório (53%), respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem Figura 4.32 Trajectória das deformações sofridas ao longo do tempo para a amostra saturada Figura 4.33 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra saturada Figura 4.34 Trajectória das deformações sofridas ao longo do tempo para a amostra com HR de 75% xi

14 Figura 4.35 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR de 75% Figura 4.36 Trajectória das deformações sofridas no tempo para a amostra com HR do laboratório (53%) Figura 4.37 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR do laboratório (53%) Figura 4.38 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra saturada, respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem Figura 4.39 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR de 75%, respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem Figura 4.40 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR do laboratório (53%), respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem Figura 4.41 Representação esquemática da curva de cedência (Loading collapse LC) no plano de tensões (, ) para as amostras compactadas do lado seco e do lado húmido Figura 4.42 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaios edométricos de amostras com vários valores de HR, compactadas do lado húmido Figura 4.43 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaios edométricos de amostras com vários valores de HR, compactadas do lado seco Figura 4.44 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaios edométricos de amostras saturadas compactadas do lado seco, do lado húmido e da amostra desestruturada Figura 4.45 Representação no plano (, ) do comportamento na molhagem de amostras compactadas do lado húmido com HR de 75% Figura 4.46 Valores do coeficiente de permeabilidade da amostra compactada do lado húmido em função do índice de vazios (várias fases de carregamento) Figura 4.47 Valores do coeficiente de permeabilidade da amostra compactada do lado seco em função do índice de vazios (várias fases de carregamento) Figura 4.48 Sobreposição dos valores do coeficiente de permeabilidade de ambas as amostras em função do índice de vazios (várias fases de carregamento) Figura 4.49 Provete de solo na câmara para o ensaio triaxial Figura 4.50 Colocação do provete na câmara triaxial Figura 4.51 Provete de solo após um ensaio triaxial consolidado não drenado Figura 4.52 Tensões e trajectórias de tensão num ensaio triaxial consolidado não drenado (Maranha das Neves, 2006) Figura 4.53 Linha dos estados críticos (LEC) e linha de compressão normal (LCN) Figura 4.54 Comportamento de um solo quando submetido a tensão de corte com drenagem impedida (Maranha das Neves, 2006) xii

15 Figura 4.55 Círculos de Mohr em tensões totais e efectivas e representação dos parâmetros de resistência do solo, típicos de um ensaio triaxial consolidado não drenado (Maranha das Neves, 2006) Figura 4.56 Trajectórias no plano (, ) do ensaio triaxial não drenado de uma amostra compactada do lado húmido, consolidada para uma tensão isotópica de 100 kpa, considerando ou não a correcção da área Figura 4.57 Envolvente de rotura Mohr Coulomb (LEC) para as amostras compactadas do lado húmido Figura 4.58 Envolvente de rotura Mohr Coulomb (LEC) para as amostras compactadas do lado seco Figura 4.59 Trajectória das tensões efectivas para as várias amostras do lado húmido, consolidadas para tensões diferentes Figura 4.60 Trajectória das tensões efectivas para as várias amostras do lado seco, consolidadas para tensões diferentes Figura 4.61 Variação das deformações axiais e das tensões deviatóricas ao longo do ensaio triaxial consolidado não drenado da amostra compactada do lado húmida e consolidada para uma tensão de 100 kpa Figura 4.62 Variação das deformações axiais e das pressões intersticiais ao longo do ensaio triaxial consolidado não drenado da amostra compactada do lado húmida e consolidada para uma tensão de 100 kpa Figura 5.1 Curvas de cedência obtidas para as amostras compactadas do lado húmido e do lado seco Figura 5.2 Curvas de cedência obtidas para a amostra compactada lado seco admitindo ou não a tensão média de cedência saturada Figura 5.3 Curvas de cedência obtidas para as amostras compactadas do lado húmido e do lado seco admitindo a tensão média de cedência saturada xiii

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17 ÍNDICE DE QUADROS Quadro 3.1 Humidade relativa e sucção para as várias amostras de solo utilizadas nos ensaios edométricos Quadro 3.2 Relação entre a sucção e a humidade relativa de acordo com a lei psicométrica para uma temperatura de 25 ºC (Maranha das Neves, 2007) Quadro 4.1 Quadro resumo dos valores óptimos da curva de compactação Quadro 4.2 Quadro resumo dos valores obtidos para as amostras do lado húmido e do lado seco da curva de compactação (valores obtidos e valores esperados) Quadro 4.3 Limites de Atterberg Quadro 4.4 Parâmetros adoptados para o desenho das curvas de retenção Quadro 4.5 Índice de vazios obtidos para as várias amostras ensaiadas no edómetros após montagem nos anéis Quadro 4.6 Trajectória de carregamentos adoptada para os vários ensaios edométricos realizados Quadro 4.7 Valores dos parâmetros obtidos nos vários ensaios edométricos Quadro 4.8 Valores dos parâmetros obtidos nos vários ensaios edométricos Quadro 4.9 Comparação dos valores dos parâmetros obtidos nos vários ensaios edométricos Quadro 4.10 Valores finais admitidos dos parâmetros obtidos nos ensaios edométricos Quadro 4.11 Valores dos parâmetros de compressibilidade obtidos no ensaio edométrico da amostra desestruturada Quadro 4.12 Comportamento na molhagem das amostras compactadas no lado húmido Quadro 4.13 Comportamento na molhagem de duas amostras teste compactadas no lado húmido Quadro 4.14 Comportamento na molhagem das amostras compactadas no lado seco Quadro 4.15 Quadro resumo dos valores obtidos para os provetes do lado húmido e do lado seco da curva de compactação (valores obtidos e valores esperados) Quadro 4.16 Parâmetros de resistência ao corte das amostras compactadas no lado húmido Quadro 4.17 Parâmetros de resistência ao corte das amostras compactadas no lado seco. 94 Quadro 4.18 Parâmetros de resistência ao corte das amostras compactadas do lado húmido e do lado seco Quadro 4.19 Resumo dos valores do gradiente da linha de estados críticos obtidos Quadro 5.1 Valores utilizados para a calibração da curva de cedência da amostra compactada do lado húmido Quadro 5.2 Valores utilizados para a calibração da curva de cedência da amostra compactada do lado seco xv

18 Quadro 5.3 Valores utilizados para definir a curva de cedência das amostras compactadas do lado húmido e do lado seco Quadro 5.4 Valores utilizados para a calibração do Barcelona Basic Model para o lado húmido e lado seco, admitindo que têm a mesma tensão média de cedência saturada xvi

19 SIMBOLOGIA E NOTAÇÕES Parâmetro de Skempton ASTM American Society for Testing and Materials Coeficiente de compressibilidade Parâmetro de Skempton BBM Barcelona Basic Model C Argila Coesão aparente C C Índice de compressibilidade C 1 C Índice de compressibilidade do lado húmido C 2 C Índice de compressibilidade do lado seco CCM Cam Clay Modificado C S Índice de expansibilidade Coesão não drenada ou resistência não drenada CU Consolidado não drenado Coeficiente de consolidação D Lado seco Deformações troço a troço Deformações volumétricas plásticas devidas a variações de sucção Deformações volumétricas plásticas devidas a variações de tensão isotrópica Energia específica de compactação Índice de vazios Índice de vazios inicial Rigidez distorcional para uma deformação axial de 0,5% Densidade das partículas sólidas H Alta expansibilidade Altura inicial do provete HR Humidade Relativa IP Índice de Plasticidade Coeficiente de permeabilidade LC Loading Collapse LC endur Loading Collapse após endurecimento LCN Linha de Compressão Normal LEC Linha de Estados Críticos LNEC Laboratório Nacional de Engenharia Civil LVDT Linear Variable Differential Transformer Taxa de aumento da resistência à tracção com a sucção Massa molecular da água xvii

20 M Silte - Módulo edométrico Declive da linha de estados críticos Módulo de compressibilidade volumétrica NaCl Cloreto de Sódio Porosidade Volume específico para NC Normalmente consolidado NP Norma Portuguesa OC Sobreconsolidado OCR Grau de sobreconsolidação Tensão média de cedência do solo saturado Tensão média de cedência do solo saturado após endurecimento Tensão média de cedência do solo com uma sucção Pressão de entrada do ar (a calibrar com os resultados experimentais) Tensão média de compressão Pressão atmosférica Tensão de referência para a qual Pressão do líquido Resistência à tracção Tensão média de cedência Tensão deviatórica Constante adimensional relacionada com a máxima rigidez do solo Constante universal dos gases R.C. crítica Linha de compactação relativa crítica Valor máximo de sucção previamente atingido Sucção Tensão média de compressão em ( ) SC Areia argilosa SEM Scanning Electron Microscope SI Suction Increase SI endur Suction Increase após endurecimento Grau de saturação Raio do círculo de Mohr em ( ) Temperatura absoluta Tempo decorrido desde o início do ensaio TTE Trajectória das Tensões Efectivas Factor tempo para consolidação Pressão intersticial Pressão no ar dos vazios xviii

21 UPC Universidade Politécnica da Catalunha Pressão da água Volume específico Volume de ar de um solo Volume específico no ponto i Volume das partículas sólidas de um solo Volume dos vazios de um solo Volume da água de um solo Volume total de um solo W Lado húmido Peso total de um solo Teor em água Peso do ar de um solo Limite de liquidez Teor em água óptimo Limite de plasticidade WP4 Water Dewpoint Potentiometer Limite de retracção Peso das partículas sólidas de um solo Peso da água de um solo Parâmetro que controla a taxa de aumento da rigidez do solo com a sucção Peso volúmico submerso Peso volúmico seco Peso volúmico seco máximo Peso volúmico Peso volúmico das partículas sólidas Deformação horizontais Deformações axiais Deformações radiais Deformações volumétricas Deformação vertical Deformação volumétrica devido a variação de sucção Variações volumétricas elastoplásticas devido a variação de sucção a tensão constante Variações volumétricas elásticas devido a variação de sucção a tensão constante Variações volumétricas plásticas devido a variação de sucção a tensão constante Variações volumétricas elastoplásticas devido a variação de tensão a sucção constante Variações volumétricas elásticas devido a variação de tensão a sucção constante Variações volumétricas plásticas devido a variação de tensão a sucção constante xix

22 Variação do índice de vazios - Variação da altura Índice de compressibilidade elástica para variações isotrópicas de tensão Índice de expansibilidade para variações de sucção adoptado Índice de compressibilidade elástica para variações de sucção Constante da curva de retenção (a calibrar com os resultados experimentais) Índice de compressibilidade para variações de tensão isotrópicas Índice de compressibilidade elastoplástico para variações de sucção Índice de compressibilidade elastoplástico quando é aplicada uma variação isotrópica de tensão sob sucção nula (solo saturado) Índice de compressibilidade elastoplástico quando é aplicada uma variação isotrópica de tensão sob sucção constante Massa volúmica da água Tensão total Tensão efectiva 1 Tensão de cedência do solo do lado húmido 2 Tensão de cedência do solo do lado seco Tensão efectiva vertical actual Tensão de cedência do solo Tensão principal segundo a direcção i Tensão axial Tensão radial Tensão vertical Ângulo de resistência ao corte xx

23 1. INTRODUÇÃO O processo construtivo de aterros de barragens de terra ou de vias de comunicação requer cuidados especiais pois o material compactado tem que obedecer às especificações do caderno de encargos. As prescrições dos cadernos de encargos procuram essencialmente garantir a compactação num dado intervalo, com um dado teor em água e peso volúmico seco, pois estas correspondem a uma dada resistência e compressibilidade necessárias ao bom desempenho do aterro. Com o avanço da mecânica dos solos não saturados já é possível ter uma noção mais científica da importância da escolha deste intervalo para cada obra, isto porque as diferenças do solo compactado para cada ponto da curva de compactação estão associadas a uma dada estrutura do solo. Como se verá, o comportamento hidro-mecânico de um solo depende da sua estrutura que induz ao solo certas características que o levam a comportar-se de uma dada maneira, havendo portanto a necessidade de compreender o melhor possível esse comportamento para que não ocorram assentamentos excessivos em serviço ou, no limite, a segurança não seja posta em causa. Neste trabalho pretende-se caracterizar experimentalmente o comportamento hidro-mecânico de amostras compactadas com a mesma energia e peso volúmico seco, mas com estruturas diferentes pois são compactadas ou no lado seco ou no lado húmido da curva de compactação. Após a determinação da curva de compactação e dos limites de consistência, determinou-se a curva de retenção do solo e realizou-se uma difracção de raios x e porosimetrias por intrusão de mercúrio para amostras compactadas de um e outro lado da curva de compactação. Para complementar o estudo foram analisadas fotografias de microscópio electrónico das amostras para constatar a existência de diferentes estruturas. Finalmente foram realizados ensaios edométricos e triaxiais, onde se obtiveram as características hidro-mecânicas (compressibilidade, expansibilidade, permeabilidade e resistência ao corte) para cada tipo de estrutura estudada. A comparação dos resultados obtidos nos vários ensaios é analisada de modo a permitir obter conclusões úteis que façam perceber o porquê da necessidade de um aterro de uma barragem de terra ter uma prescrição do intervalo de compactação diferente de um aterro de vias de comunicação. Este trabalho pretende, portanto, ser mais uma ferramenta de consciencialização da importância da mecânica dos solos não saturados na engenharia civil e o interesse que o conhecimento acerca da forma como um solo se comporta tem para o dimensionamento de uma estrutura geotécnica quando sujeito não só a variações nas cargas aplicadas mas também na sucção que lhe está imposta. O presente trabalho vai desenvolver-se em 6 capítulos: 1

24 No presente capítulo (Introdução) procura-se contextualizar o tema abordado no âmbito da engenharia civil, analisando a sua importância para o enriquecimento desta. No capítulo 2 (Fundamentos Teóricos) são apresentados os conceitos teóricos essenciais para a compreensão do comportamento de solos compactados. No capítulo 3 (Modelação do Comportamento de Solos Não Saturados) são apresentados os conceitos teóricos necessários à compreensão dos princípios dos solos não saturados e sua modelação, sendo abordado o modelo elastoplástico com endurecimento, que incorpora o efeito da sucção no comportamento do solo, o Barcelona Basic Model (BBM). No capítulo 4 (Caracterização Experimental do Material Compactado) é caracterizado o material utilizado no presente trabalho, sendo analisados os resultados dos ensaios mineralógicos, ensaios de compactação, os limites de consistência, a curva de retenção, a porosimetria por intrusão de mercúrio, fotografia de microscópio electrónico, ensaios edométricos e ensaios triaxiais. No capítulo 5 (Calibração do Barcelona Basic Model Considerando os Resultados Experimentais) são obtidos os parâmetros necessários à definição da curva de cedência Loading Collapse (LC) do solo em estudo compactado do lado seco ou do lado húmido da curva de compactação e ainda da linha de estados críticos (LEC) em condições saturadas. Apresentam-se os parâmetros adoptados e são tecidas conclusões relativas à determinação das curvas. No capítulo 6 (Conclusões e Desenvolvimentos Futuros) apresentam-se as principais conclusões do trabalho desenvolvido e eventuais aspectos a considerar no futuro de forma a dar continuidade ao estudo realizado. 2

25 2. FUNDAMENTOS TEÓRICOS 2.1. INTRODUÇÃO Uma área importante da Geotecnia é a que lida com os aterros, cujas características mecânicas (resistência e deformabilidade) se controlam através da escolha dos materiais e das condições de compactação. Num aterro de vias de comunicação procura-se essencialmente assegurar uma boa resistência e baixa compressibilidade do solo. As características mecânicas do aterro podem-se ir degradando ao longo da vida útil da estrutura devido à natureza cíclica das acções, sejam elas as sobrecargas de serviço ou as acções atmosféricas (ciclos de secagem-molhagem). No entanto, no dimensionamento deste tipo de aterros procura-se assegurar uma drenagem eficiente evitando o contacto do solo compactado com a água minimizando eventuais efeitos negativos das acções atmosféricas. Por outro lado, no caso das barragens de aterros, não obstante a preocupação em garantir boas condições de resistência e deformabilidade, o facto de a estrutura entrar em contacto com a água, leva a que sejam levados em conta os efeitos da molhagem ou, por outras palavras a variação da sucção, nessas mesmas características. Também a permeabilidade do solo é importante, no entanto a característica mais importante a controlar na compactação do núcleo de uma barragem é conferir ductilidade de modo a permitir que ele se deforme em função da rigidez relativa entre núcleo e maciços laterais e que depende do seu grau de saturação. Ao longo deste capítulo serão abordados aspectos relevantes que permitem uma melhor interpretação do comportamento de solos argilosos pouco expansivos para condições de compactação diferentes e o efeito que a molhagem tem nas características mecânicas desses mesmos solos. Esta análise irá permitir uma melhor compreensão dos pressupostos adoptados para a construção de aterros, mais precisamente do porquê de um aterro de vias de comunicação ser compactado do lado seco da curva de compactação enquanto um aterro de uma barragem é compactado do lado húmido PROPRIEDADES DOS SOLOS O solo é um material polifásico constituído por três fases: partículas sólidas, água e ar. Como tal, o seu comportamento irá depender da quantidade relativa de cada uma dessas fases e pode ser expresso por diversas relações utilizadas para expressar as proporções entre elas. 3

26 Num solo, os espaços que se encontram localizados entre as partículas sólidas são designados por vazios. Podem distinguir-se três estados distintos. Assim, caso os vazios sejam preenchidos apenas por água, diz-se que o solo está saturado. Por outro lado, se apenas conterem ar, diz-se que o solo está seco. Numa situação intermédia em que coexistem ambas as fases (líquida e gasosa), o solo designa-se por parcialmente saturado. Na Figura 2.1 encontram-se representadas esquematicamente as várias fases constituintes de um solo, onde,,, e representam os volumes de ar, água, partículas sólidas, vazios e total de um solo, respectivamente. Por outro lado,,, e representam os pesos de ar, água, partículas sólidas e total de um solo. Volume V a Ar W a Peso V V v V w Água W w W Partículas V s sólidas W s Figura 2.1 Representação esquemática das fases constituintes de um solo Para uma melhor compreensão do comportamento de um solo e suas propriedades mecânicas e hidráulicas, convém recordar algumas grandezas que se obtêm através das relações entre os pesos e os volumes das várias fases constituintes do solo. Assim, quando se relacionam os volumes das várias fases, podem-se obter as seguintes grandezas: Índice de vazios ( ) é definido como a relação entre o volume dos vazios e o volume das partículas sólidas existente num dado volume de solo (Eq. 2.1). (Eq. 2.1) Porosidade ( ) é definida como a relação entre o volume de vazios e o volume total do solo (Eq. 2.2). (Eq. 2.2) Grau de saturação ( ) é definido como a relação entre o volume de água e o volume de vazios num dado volume de solo (Eq. 2.3). (Eq. 2.3) 4

27 Por outro lado, ao relacionar os pesos das várias fases, obtém-se a seguinte grandeza: Teor em água ( ) é definido como a relação entre o peso da água e o peso das partículas sólidas num dado volume de solo (Eq. 2.4). (Eq. 2.4) Ao se relacionar pesos com volumes, obtêm-se grandezas relativas ao peso volúmico do solo. Destacam-se os seguintes: Peso volúmico ( ) é definido como a relação entre o peso do solo e o seu volume total (Eq. 2.5). Quando o grau de saturação é 100%, designa-se por peso volúmico saturado ( ). (Eq. 2.5) Peso volúmico seco ( ) é definido como a relação entre o peso das partículas sólidas e o volume total (Eq. 2.6). (Eq. 2.6) Peso volúmico submerso ( ) é definido como a diferença entre o peso volúmico do solo e o peso volúmico da água (Eq. 2.7). (Eq. 2.7) Peso volúmico das partículas sólidas ( ) - é definido como a relação entre o peso das partículas sólidas e o volume dessas mesmas partículas (Eq. 2.8). (Eq. 2.8) Por fim, caso se relacionem os pesos específicos das partículas sólidas e o peso específico da água, obtém-se a densidade das partículas sólidas ( ) (Eq. 2.9). (Eq. 2.9) Na prática, em laboratório apenas são determinadas as grandezas relativas ao teor em água, ao peso volúmico seco e à densidade das partículas sólidas. 5

28 A curva granulométrica e os limites de consistência são mais duas características físicas do solo que se obtêm em laboratório SOLOS COMPACTADOS PRINCÍPIOS DA COMPACTAÇÃO A construção de aterros envolve a escavação e o uso de solo de manchas de empréstimo. Quando o solo é retirado do terreno vem em pedaços, mais ou menos desagregados, e o seu emprego em obra requer uma compactação adequada de modo a dar-lhe todas as características necessárias para garantir as melhores condições de serviço durante o tempo de vida útil da estrutura que irá servir. A técnica da compactação de solos é relativamente recente e deve-se ao engenheiro Ralph Proctor que em 1933 publicou os seus estudos pioneiros sobre a compactação de aterros, nos quais mostra que a compactação depende de quatro variáveis: peso volúmico seco, teor em água, energia de compactação e tipo de solo. A compactação pode ser entendida como um processo mecânico de adensamento do solo que visa a melhoria das suas características de resistência, deformabilidade (diminuição da compressibilidade) e permeabilidade através da expulsão de ar dos vazios. Pretende-se assim, através da aplicação rápida e repetida de cargas ao solo, uma diminuição do seu volume e, consequentemente, uma diminuição do índice de vazios e aumento do peso volúmico seco. Tal consegue-se à custa da redução do volume de vazios mas mantendo o teor em água do solo praticamente constante. Esta é, aliás, a principal diferença entre a compactação e a consolidação, uma vez que, nesta última, o solo está saturado e a variação de volume consegue-se por expulsão de água dos vazios. De uma forma geral, quanto menor o índice de vazios, maior é a resistência e menor a deformabilidade e a permeabilidade do solo. No ponto sobre compactação do lado seco e do lado húmido que será discutido adiante, serão abordadas estas características e o efeito que a compactação tem nas mesmas. O nível de energia aplicado e o teor em água são determinantes para o resultado da compactação. Na Figura 2.2 encontra-se representada uma curva de compactação típica de um solo fino argiloso, que resulta da relação entre o teor em água ( ) e o peso volúmico seco ( ) do solo para uma determinada energia específica de compactação ( ). Os valores do teor em água e do peso volúmico seco são obtidos a partir da Eq. 2.4 que juntamente com as Eq. 2.5 e Eq. 2.6 permite obter a Eq

29 γ d (kn/m 3 ) γ d m x Ramo seco Ramo húmido Curva de Compactação Curva de Saturação Curva com S r = 90% Curva com S r = 80% Sr = 100% Sr = 90% Sr = 80% w pt w (%) Figura 2.2 Curva de compactação de um solo fino argiloso e respectiva curva de saturação (Eq. 2.10) Como se pode observar na Figura 2.2, ao valor cuja ordenada é máxima dá-se o nome de peso volúmico seco máximo ( ) que ocorre para um teor em água que se designa por óptimo ( ). À esquerda do ponto óptimo, o ramo da curva designa-se por ramo seco (teores em água inferiores ao óptimo) e à direita por ramo húmido (teores em água superiores ao óptimo). Constata-se ainda que apenas se consegue um aumento do peso volúmico seco até um determinado valor de teor em água. Tal fenómeno é bastante complexo e depende de muitos factores. No entanto, de acordo com Santos (2008) pode ser explicado simplificadamente devido ao facto de, para uma massa de solo com pouca água ela se apresentar com muitos torrões de solo. A compactação permite desfazer esses torrões e, consequentemente, a expulsão do ar. No entanto, os torrões apresentar-se-ão duros, pelo que, se o solo possuísse um pouco mais de água, a acção de compactação seria facilitada e, portanto, mais eficaz. Assim, do lado seco, um aumento do teor em água conduz ao aumento do peso volúmico seco. Por outro lado, caso a quantidade de água ultrapasse o valor óptimo, as zonas do ar do solo deixam de estar em contacto com a atmosfera, ficando o ar aprisionado entre o solo e a água intersticial, não podendo ser expulso. A compactação não se realiza assim de forma tão eficaz e um aumento do teor em água leva à diminuição do peso volúmico seco (Santos, 2008). Na realidade o processo é bem mais complexo e pode ser explicado através do efeito que as cargas eléctricas das partículas de água têm relativamente à maior ou menor repulsão entre as partículas de argila. Assim, de acordo com Lambe e Whitman (1976), analisando a Figura 2.3 podem-se observar alguns tipos de possíveis mecanismos de atracção entre partículas de argila e de água. Sendo uma partícula de argila um material com carga negativa é de esperar que, quando em contacto com uma outra partícula, elas se organizem de uma forma cuja 7

30 energia potencial seja mínima ou seja, segundo uma estrutura mais ou menos perpendicular. No entanto, este efeito pode ser invertido e as partículas podem anular a repulsão entre si caso haja uma presença significativa de água no solo. Assim, ao aumentar a quantidade de água presente no solo é de esperar que as forças de repulsão se anulem e as partículas se organizem de uma forma mais compacta, diminuindo a distância entre si e aumentando deste modo o peso volúmico seco do solo. Contudo, existe um limite a partir do qual este efeito de atracção entre partículas induzido pela água é máximo. Este valor diz respeito ao teor em água óptimo do solo. A partir deste ponto a água começa a ter um efeito dispersivo nas partículas de argila que se começam a afastar e o peso volúmico seco volta a diminuir. Como é natural, para um aumento de água de tal modo que se atinja a saturação completa e se ultrapasse o seu valor, as partículas começam a comportar-se como um fluido e a ficar em suspensão. Figura 2.3 Possíveis mecanismos de absorção de água pela superfície das partículas de argila. (a) ligação de hidrogénio. (b) hidratação iónica. (c) atracção osmótica. (d) atracção dipolo-dipolo (Lambe & Whitman, 1976) Este equilíbrio entre forças de repulsão entre as partículas de argila e a atracção da água até que a quantidade de água seja demasiada e provoque dispersão pode ser observado na Figura 2.4. Observa-se assim que existe uma distância entre duas placas de argila paralelas para a qual as forças de atracção são maiores do que as de repulsão e vice-versa. Essa distância 8

31 depende dos iões existentes no campo de acção de cada partícula, sendo as moléculas de água importantes nesta distribuição iónica. Forças equilibram-se Repulsão Figura 2.4 Equilíbrio entre as forças de repulsão entre as partículas de argila e a atracção da água. Adaptado de (Lambe & Whitman, 1976) Devido à expulsão de ar que ocorre no processo de compactação, o grau de saturação aumenta já que o volume de vazios tende a ser o volume de água. Na Figura 2.2 encontra-se representada a curva de saturação que é obtida a partir da expressão Eq Esta traduz a situação limite correspondente à total expulsão do ar ( =100%) e equivale a um limite superior para uma curva de compactação de um dado solo. Como é natural a total expulsão do ar não é possível já que parte dele acaba por ficar aprisionado entre os grãos de solo. O valor do teor em água óptimo corresponde habitualmente a graus de saturação que se situam entre os 80 e os 95% (Alonso, 2004). (Eq. 2.11) Como foi referido anteriormente, também a energia específica de compactação ( ) tem influência na curva de compactação. Verifica-se na prática que, para um dado solo, um aumento do nível de energia implica um aumento dos pesos volúmicos secos máximos e uma diminuição dos teores em água óptimos. A curva de compactação desloca-se assim para cima e para esquerda. Verifica-se ainda que existe uma assímptota que limita o peso volúmico seco máximo. Na Figura 2.5 podem ser observados os pressupostos referidos. 9

32 γ d (kn/m 3 ) E3>E2>E1 Curva de Compactação E1 Curva de Compactação E2 Curva de Compactação E3 Curva Saturação Curva de w ptimo S r = 100% w (%) Figura 2.5 Influência da energia específica de compactação ( ) na curva de compactação Como se compreende, um solo compactado é, por isso, um solo não saturado. Esta característica, juntamente com a estrutura induzida pelo processo de compactação, vai ser fundamental para compreender a variação de volume dos solos compactados na molhagem ESTRUTURA DE SOLOS ARGILOSOS COMPACTADOS Para uma melhor compreensão do comportamento de solos argilosos compactados é importante considerar a sua estrutura induzida pelo processo de compactação. Deste modo, a estrutura é função do teor em água e da energia adoptada para a compactação. De facto, a compactação dos solos representa uma forma de modificação do posicionamento das partículas do solo. Nos solos não saturados, a maior ou menor presença de água vai influenciar a forma como as partículas do solo se vão posicionar quando são aplicadas cargas. A essa disposição das partículas dá-se o nome de fábrica. A estrutura diz respeito à fábrica do solo e ainda a eventuais ligações cimentícias que se formem entre essas mesmas partículas. O conceito de estrutura pode ser também utilizado para justificar as diferenças entre as propriedades de um solo que se encontre no estado natural ou no estado desestruturado. Para além dos solos compactados, todos os solos naturais que foram sujeitos a uma dada história de consolidação têm uma estrutura que reflecte os processos quer físicos quer químicos a que estiveram sujeitos durante essa história. Essa estrutura é determinante para o comportamento mecânico do solo quando é carregado. Como se observa na Figura 2.6, o comportamento é diferente consoante a estrutura do solo. Um solo no estado desestruturado tem geralmente um comportamento pior quer em termos de 10

33 resistência como de deformabilidade que um solo com alguma estrutura. As suas características de resistência e de rigidez vão diminuindo à medida que a desestruturação é maior. Figura 2.6 Comparação entre o comportamento do solo completamente desestruturado e do solo com estrutura (Vaughan et al., 1988) De acordo com Alonso (2004), os trabalhos de Proctor (1933) e as interpretações microestruturais proporcionadas por Lambe (1958) e Seed e Chan (1959) contribuíram para a criação de um modelo básico de referência que permitisse uma interpretação do comportamento dos solos compactados. Alonso (2004), citando Lambe (1958), refere que na compactação do lado húmido se alcançam estruturas dispersas, caracterizadas pela disposição das partículas segundo uma orientação preferencial. Por outro lado, do lado seco, as partículas de argilas apresentam uma orientação aleatória denominada de floculada. Relativamente à compactação do lado seco da curva compreende-se que, devido à sucção instalada (aspecto que será abordado no capítulo 3 em secção própria), surgem ligações de atracção entre a face e a aresta das partículas, as quais não conseguem ser vencidas pela energia de compactação. Resulta daí a existência de uma estrutura floculada com poros de dimensões relativamente grandes. Por seu turno, na compactação do lado húmido, o teor em água faz com que a repulsão entre partículas aumente e o processo de compactação orienta as partículas segundo uma estrutura dispersa. Para o mesmo teor em água, percebe-se que um aumento da energia de compactação implique uma maior dispersão das partículas. Os poros entre as partículas neste caso assumem dimensões inferiores às da compactação do lado seco. Na Figura 2.7 encontra-se uma representação esquemática da ligação entre as partículas de argila numa estrutura floculada ou dispersa. 11

34 Face Aresta Agregado de Argila Estrutura Floculada: Aresta Aresta ou Face Aresta Vazios grandes Estrutura Dispersa: Sem associação entre partículas de argila Vazios pequenos Figura 2.7 Representação esquemática da estrutura do solo Este efeito que a presença de água tem na disposição das partículas e consequente influência na estrutura do solo deve-se à interacção entre as cargas eléctricas da água discutida anteriormente nas Figura 2.3 e Figura 2.4 e dos minerais presentes no solo. Na Figura 2.8 encontra-se representado o efeito da compactação na estrutura do solo. Elevada energia de compactação Estrutura floculada Estrutura dispersa Baixa energia de compactação Figura 2.8 Estrutura floculada e dispersa do solo dependendo do lado da curva de compactação de solos finos argilosos (Lambe, 1958) Com o auxílio da porosimetria por intrusão de mercúrio é possível tecer alguns comentários relativos ao tamanho dos vazios que podem ser relacionados com a estrutura de um solo compactado do lado seco ou do lado húmido. As fotografias de microscópio electrónico (Scanning Electron Microscope SEM) também são uma ajuda pois permitem visualizar a estrutura, possibilitando uma análise qualitativa da mesma. No capítulo 4, referente à caracterização do material compactado, será dada importância a estas duas ferramentas. 12

35 De acordo com Mitchell e Soga (2005), do ponto de vista da engenharia existem alguns princípios que relacionam a fábrica, a estrutura dos solos e as suas propriedades mecânicas. Estas propriedades é que explicam os diferentes comportamentos dos solos compactados do lado seco (estrutura floculada) e dos solos compactados do lado húmido (estrutura dispersa). São apresentados de seguida alguns desses princípios: Sob uma determinada tensão de consolidação um solo compactado do lado seco é menos denso que o mesmo solo compactado do lado húmido; Para o mesmo índice de vazios um solo compactado do lado seco, com as partículas orientadas aleatoriamente, é mais rígido que o mesmo solo compactado do lado húmido (esta rigidez explica-se pela existência de sucções maiores no lado seco); Uma vez atingida a máxima tensão de pré-consolidação, incrementos futuros de tensão causam maiores modificações na estrutura dos solos compactados do lado seco do que na estrutura de solos compactados do lado húmido; O diâmetro médio dos poros e a variação de diâmetros de poros é menor nos solos compactados do lado húmido do que nos solos compactados do lado seco; Duas amostras de um solo compactado podem ter estruturas diferentes para o mesmo estado de tensão efectiva e índice de vazios, se forem compactados do lado seco ou do lado húmido. Nesse caso o comportamento tensão-deformação das duas amostras vai também diferir, podendo ser medido através do OCR (grau de sobreconsolidação) que será abordado na secção sobre compressibilidade e resistência do solo do presente capítulo. É a partir destas características dos solos argilosos compactados que se podem tecer comentários acerca do seu comportamento mecânico e hidráulico. Assim, tendo em conta o tipo de compactação e a estrutura que esta induz ao solo, será feita uma análise relativamente à influência no comportamento mecânico da forma como as partículas de argila se dispõem, nomeadamente em termos de variações volumétricas (expansibilidade), resistência, rigidez, permeabilidade e retenção de água COMPACTAÇÃO DO LADO SECO E DO LADO HÚMIDO Como já se percebeu, o solo compactado do lado seco é diferente do solo compactado do lado húmido. Para um mesmo valor do peso volúmico/índice de vazios, as características de resistência, deformabilidade, permeabilidade e retenção de água podem ser bastante diferentes. Começando por se analisar a resistência ao corte do solo, caso este seja compactado do lado seco, uma vez que uma grande parte dos vazios fica preenchida por ar e apenas uma diminuta percentagem deles que se encontra junto às partículas sólidas são preenchidos por água, 13

36 surgem fenómenos de capilaridade que correspondem a forças de sucção relevantes que tendem a aproximar as partículas sólidas. Verifica-se assim um aumento da resistência. Em parte é explicada pela estrutura e outra parte pela sucção elevada. Quando a compactação se realiza no lado húmido, as forças de sucção tendem a ser sucessivamente menores, anulando-se para graus de saturação muito elevados. A resistência será, à partida, inferior à do mesmo solo compactado do lado seco. Além do mais, como irá ser referido adiante, a deformabilidade dos aterros aumenta com o teor em água, pelo que, nestas condições, mesmo com solicitações que não sejam muito elevadas, essas deformações podem fazer surgir tensões neutras positivas que vão reduzir as tensões efectivas instaladas e, deste modo, diminuir ainda mais a resistência do material. Nos solos argilosos colocados em obra com um elevado teor em água e a um ritmo de construção elevado como é o caso dos núcleos das barragens de aterros, essas tensões neutras positivas geradas têm dificuldade em se dissiparem (devido à baixa permeabilidade do material) podendo, no limite, colocar em causa a estabilidade do aterro. Na Figura 2.9, encontra-se representada a curva de estabilidade, que reflecte a diminuição da resistência com o aumento do teor em água medida em ensaios CBR (California Bearing Ratio). Figura 2.9 Variação da resistência do solo com o teor em água da curva de compactação (Bastos, 2010) Relativamente à deformabilidade já foram tecidas as considerações necessárias para perceber que o solo compactado do lado seco, em virtude de ter forças de sucção instaladas que garantem uma maior coesão entre partículas, possui menor compressibilidade logo tem uma deformabilidade menor que o solo compactado do lado húmido. Por fim, a estrutura induzida no processo de compactação afecta também o comportamento hidráulico do solo que se descreve através da permeabilidade saturada ou condutividade hidráulica e da curva de retenção. Relativamente à permeabilidade saturada, tendo em conta 14

37 as características da estrutura de um solo compactado do lado seco ou do lado húmido, o primeiro, por ter uma estrutura mais floculada, caracteriza-se pela presença de poros maiores. Já o segundo, dada a sua estrutura dispersa, tem poros de menores dimensões. Espera-se então que a permeabilidade seja inferior no lado húmido que no lado seco. Relativamente à curva de retenção, esta consiste na relação entre a sucção e o teor em água ou grau de saturação do solo. Depende do seu índice de vazios logo da sua densidade. Conhecendo-se esta relação é possível saber qual a sucção instalada num solo compactado e de que forma esta varia com a sua molhagem e secagem induzindo por isso variações de volume, que se encontram descritas na secção 4 (expansibilidade) do presente capítulo. As curvas de retenção são obtidas submetendo uma amostra de solo a um ciclo de secagem e molhagem por aplicação de níveis crescentes e depois decrescentes de sucção. Num ciclo secagem-molhagem a curva exibe uma resposta histerética, pelo que a relação entre a sucção e o teor em água não é biunívoca, ou seja, para uma dada sucção, o teor em água depende do caminho hídrico percorrido para chegar à sucção em questão (Maranha das Neves, 2007). Enquanto a humidade relativa do ar dos vazios do solo é independente do tipo de solo, a sucção já não o é pois está associada a um dado teor em água que equilibra essa humidade e que depende da estrutura e da mineralogia do solo em causa. Assim, as curvas de retenção de materiais compactados com o mesmo índice de vazios mas com teores em água diferentes, como têm estruturas diferentes serão também diferentes. No capítulo sobre a caracterização do material compactado será apresentada a curva de retenção do solo em estudo, compactado do lado seco e do lado húmido da curva de compactação. As curvas de retenção têm uma importância enorme para a caracterização dos solos pois, como estão associadas a variações de volume com a molhagem e secagem, traduzem o seu comportamento. A incorporação destas curvas na definição de modelos constitutivos para solos não saturados está ainda em fase de investigação EXPANSIBILIDADE A expansibilidade pode ser entendida como uma característica dos solos finos argilosos que se traduz numa variação do seu volume na molhagem. É um fenómeno que se manifesta apenas quando ocorre um aumento do teor em água e a sua amplitude traduz o potencial expansivo do solo. A explicação do fenómeno associado à expansibilidade do material é complexa já que essas variações volumétricas estão relacionadas com várias propriedades dos materiais argilosos tais como: a superfície específica, a capacidade de troca catiónica, a natureza dos iões de troca, o 15

38 grau de consolidação, o teor em matéria orgânica e a presença de agente de cimentação entre partículas (Mitchell & Soga, 2005). Quando ocorrem sob tensão de confinamento constante, as variações de volume podem também ser interpretadas como uma resposta do solo a variações de sucção visto que um solo compactado é um solo não saturado. Mesmo os solos argilosos pouco expansivos tais como os usados na construção de aterros podem sofrer variações de volume. Em aterros rodoviários é uma preocupação sobretudo quando a drenagem é insuficiente, ocorre ascensão do nível freático ou há absorção de água por capilaridade infiltrando-se no solo compactado provocando deformações irreversíveis. No caso de barragens o seu dimensionamento já prevê esse efeito e o solo é compactado do lado húmido para que a molhagem não seja tão prejudicial. Na secção 6 deste capítulo (importância do processo de compactação para o tipo de aterro) é analisado o efeito da molhagem no lado seco ou lado húmido da curva de compactação, permitindo uma melhor compreensão deste fenómeno. Em função do tipo de comportamento do solo na molhagem, dependendo do nível de tensão instalado e das condições de compactação, as variações de volume podem ser classificadas de empolamento (ocorre aumento de volume sob tensão baixa) e de colapso (ocorre diminuição de volume sob tensão alta). Como se observa na Figura 2.10, onde se representa um mapa de variações volumétricas de uma amostra compactada de areia argilosa de plasticidade média quando saturada, para além do nível de tensão instalado, a amplitude de deformação devido ao efeito da molhagem depende também da estrutura do solo, ou seja, depende se este foi compactado do lado seco ou do lado húmido da curva de compactação (secção 3 do presente capítulo). Figura 2.10 Mapa de deformações volumétricas ao saturar amostras com diferentes condições de compactação. Areia argilosa de plasticidade média (SC) saturada sob tensão vertical constante de 400 kpa (Lawton et al., 1989, citado por Alonso, 2004) 16

39 Na Figura 2.10, as deformações volumétricas positivas correspondem a empolamento enquanto as negativas se referem a colapso. A R.C. crítica diz respeito à linha de compactação relativa crítica que corresponde à compactação necessária para que o solo não apresente deformações volumétricas para uma dada tensão aplicada (neste caso 400 kpa). Com a análise da figura consegue-se perceber que os fenómenos de expansibilidade são mais evidentes do lado esquerdo da curva de saturação de 80%. Estas diferenças explicam-se pelo facto de a estrutura do solo compactado ser diferente consoante a energia e teor em água utilizados no processo de compactação. Como foi referido na secção 3 deste capítulo (solos compactados), os valores óptimos da curva de compactação conseguem-se para valores próximos desse grau de saturação, pelo que o problema das variações de volume na molhagem toma contornos mais preocupantes do lado seco. De facto, a maioria das curvas de expansibilidade ou colapso situam-se à esquerda (menores teores em água) da curva do grau de saturação óptimo. Pela análise da Figura 2.10, para uma dada densidade a deformação por empolamento ou colapso na saturação cresce ao aumentar a sucção (diminuir o teor em água). O gráfico da figura altera-se ligeiramente quando o mesmo material é molhado sob tensões verticais diferentes, sabendo-se que com o aumento da tensão de confinamento a amplitude do colapso aumenta e a do empolamento diminui. Os gráficos da Figura 2.11 ilustram melhor do que a Figura 2.10 que a variação de volume do material depende da sua densidade. Esta figura mostra esquematicamente o comportamento de três pontos: A, B e C, com densidades decrescentes, localizados convenientemente no lado seco para que as variações de volume sejam maiores. Para uma tensão intermédia o ponto A, mais denso, apresenta empolamento enquanto o C, menos denso, já apresenta colapso. Relacionando, de uma forma simplificada, estrutura com índice de vazios (maiores pesos volúmicos ( ) implicam menores índices de vazios ( )), solos mais densos têm tendência para sofrer aumento de volume. Tal explica-se por possuírem uma estrutura com menores volumes de vazios e que, portanto, não podem diminuir mais se ocorrer molhagem. Pelo disposto até agora, entende-se que o empolamento e o colapso são denominações convenientes para um processo complexo que é controlado pelo peso volúmico (associado a um índice de vazios e a uma dada estrutura dos solos) e pela tensão aplicada e a sucção. Para teores em água muito altos, próximos da curva de saturação, o solo compactado tende a ser inerte, desaparecendo as deformações ao saturar. A razão é clara: a sucção inicial nesses casos é muito pequena e a saturação não introduz alterações significativas no estado de tensões internas do solo. 17

40 Figura 2.11 Esquema da tendência da alteração de volume ao saturar amostras compactadas do lado seco com diferentes densidades e influência da tensão de confinamento (Alonso, 2004) Segundo Alonso (2004) e de acordo com as Figura 2.10, e Figura 2.11, é possível concluir o seguinte relativamente à expansibilidade: A expansibilidade tem menor expressão do lado húmido da curva de compactação; Para um dado peso volúmico seco, ao saturar, a expansibilidade (empolamento ou colapso) aumenta com o aumento da sucção (aumenta com a diminuição do teor em água de compactação); Para um dado teor em água, ao saturar, o empolamento aumenta com o peso volúmico seco de compactação enquanto o colapso aumenta com a diminuição do peso volúmico seco; O peso volúmico seco crítico (para o qual não há variação do volume) aumenta com o aumento da tensão aplicada. Para baixas tensões aplicadas o solo tende a empolar e para valores elevados a molhagem leva ao colapso (dependendo do peso específico seco do solo para um mesmo valor de teor em água) Este comportamento do solo na molhagem para tensões verticais diferentes pode ser reproduzido numericamente pelo Barcelona Basic Model (BBM) (Alonso et al.,1990), que será abordado no capítulo seguinte (modelação do comportamento de solos não saturados) COMPRESSIBILIDADE E RESISTÊNCIA DO SOLO As características de compressibilidade e resistência de um solo compactado podem ser determinadas em laboratório a partir da realização de ensaios edométricos ou de ensaios triaxiais. Estes ensaios têm limitações, vantagens e inconvenientes, cuja discussão aprofundada não será abordada no presente trabalho. No entanto, serão tecidas algumas considerações acerca dos mesmos na apresentação dos resultados. 18

41 A compressibilidade e resistência do solo são características que variam consoante o tipo de compactação, encontrando-se relacionadas entre si. Começando pela compressibilidade, a energia de compactação induz uma estrutura à qual está associado um dado valor de tensão de cedência do solo ( ). Para um solo compactado do lado húmido ou do lado seco (com o mesmo peso volúmico seco), a sua tensão de cedência, caso o solo seja saturado, admite-se que vai ser igual. Apesar de não se terem encontrado referências que comprovam esta afirmação, existem no entanto referências que apontam para que a tensão média de cedência saturada ( ) dependa do valor do índice de vazios do solo e peso volúmico seco (Alonso, 2004). Deste modo e até por uma questão de maior facilidade de comparação do comportamento do solo compactado do lado seco ou do lado húmido, as análises deste trabalho partem desse princípio. Por outro lado, caso o solo não seja saturado, o solo compactado que tiver menor teor em água (compactado do lado seco) será o que tem um valor de tensão de cedência superior. A Figura 2.12 mostra as rectas W e D que unem as tensões de cedência medidas em ensaios edométricos realizados em solos compactados do lado húmido (W) e seco (D), em amostras com sucções diferentes retratando os aspectos referidos. Fixando uma dada sucção, a Figura 2.12 mostra que um solo compactado do lado húmido apresenta tensões de cedência inferiores (ponto 1) às medidas no solo compactado do lado seco (ponto 2). Fazendo uma analogia com a sobreconsolidação dos solos, pode-se afirmar que, para a mesma sucção, o solo compactado do lado húmido se encontra menos sobreconsolidado que o do lado seco. s Figura 2.12 Superfície de cedência de amostras de argila siltosa de Barcelona do lado seco (D) e do lado húmido (W) da curva de compactação (Alonso & Pinyol, 2008) O grau de sobreconsolidação (OCR) de um solo consiste na razão entre a tensão de cedência de um solo ( ) e a tensão efectiva vertical actual ( ), de acordo com a Eq (Eq. 2.12) 19

42 Considerando o solo saturado, como se observa na Figura 2.13, consoante tivesse sido compactado do lado seco ou do lado húmido, a estrutura induzida ao solo é diferente. Apesar do índice de expansibilidade (C S ) ser semelhante para ambos os casos (Alonso & Pinyol, 2008), o valor do índice de compressibilidade (C C ) será diferente. É de esperar que, uma vez atingida a cedência (igual para ambos os casos caso o índice de vazios inicial seja o mesmo, conforme as referencias de Alonso (2004)), o valor do índice de compressibilidade do lado seco (C 2 C ) seja inferior ao do lado húmido (C 1 C ) já que, apesar da molhagem e consequente destruição de alguma estrutura do solo, este continua a ser mais rígido. Deste modo, o índice de vazios final é diferente para a mesma variação de tensão caso o solo tenha sido compactado do lado seco ou do lado húmido. É de ressalvar mais uma vez que não foi possível verificar na bibliografia que de facto, após saturação, C 2 C <C 1 C. A interpretação não é fácil uma vez que após a molhagem, devido ao colapso que ocorre, o valor deste índice dependerá de vários factores tais como a energia da compactação, a mineralogia ou o teor em água. Não se pode portanto generalizar a afirmação. No entanto, para efeitos da análise que se faz neste trabalho, considera-se válida. e Solo saturado 1 Lado húmido 2 Lado seco C S e 2 C C 2 e 1 C C 1 Espaço elástico inicial y 1 = y 2 final Figura 2.13 Efeito da compactação do lado seco e do lado húmido trajectória tensões do solo (C S representa o índice de expansibilidade e C C o índice de compressibilidade) log Considerando agora o solo com teor em água da compactação (sucções diferentes), como se observa na Figura 2.14, o solo compactado do lado seco, por ser mais rígido porque a sucção é maior, vai ter menor compressibilidade (índice de compressibilidade do lado seco, C 2 C, é menor do que do lado húmido C 1 C ). Para o mesmo incremento de tensão, o solo compactado do lado seco terá menores variações volumétricas que o solo compactado do lado húmido. Do ponto de vista do comportamento em regime elástico, pode considerar-se que o comportamento não difere muito para os dois casos (índice de expansibilidade, C S, idêntico para os dois teores em água de compactação). 20

43 e Solo com sucções diferentes 1 Lado húmido 2 Lado seco C S e C e 1 C C C Espaço elástico inicial y 1 Figura 2.14 Efeito da compactação do lado seco e do lado húmido (diferentes teores em água logo, diferentes sucções) na trajectória de tensões do solo y 2 final log Conforme o referido na secção anterior e de acordo com Figura 2.14, a tensão de cedência do solo compactado do lado seco, 2, é superior à do lado húmido, 1. Deste modo, de acordo com a Eq. 2.12, entende-se e justifica-se que o solo compactado do lado seco é mais sobreconsolidado que o do lado húmido. Tal conclusão corresponde a dizer que quanto maior a sobreconsolidação de um solo, maior a dimensão do seu espaço elástico. Do disposto neste capítulo percebe-se que, para o mesmo tipo de carregamento, os solos compactados do lado seco exibem menores variações de volume uma vez que apresentam uma trajectória em regime elástico maior do que os solos compactados do lado húmido. Isto confirma o que tinha sido dito anteriormente para os materiais compactados ou seja, que se consegue maior rigidez se se fizer a compactação do lado seco. Em relação à resistência ao corte, tendo em conta o teor em água de compactação, um solo compactado do lado seco tem maior sucção logo é mais resistente do que o compactado do lado húmido. De facto, a sucção confere resistência ao solo (ângulo de resistência ao corte em termos de tensões efectivas ( ) e coesão ( )) pois a presença de água nos meniscos corresponde a forças de capilaridade. Tal corresponde a uma coesão aparente. No entanto a estrutura resultante do processo de compactação poderá afectar a resistência saturada. A existência de estrutura afecta sobretudo o estado de pico visto, no estado crítico, se admitir que ocorreu a rotura de todas as possíveis ligações. O andamento de um ensaio de corte reflecte a influência da estrutura do material e a forma como é alterada durante o corte. Mitchell e Soga (2005) enunciam alguns princípios que relacionam as alterações da estrutura dos solos durante a fase de corte: Deformações de corte orientam geralmente as partículas com os seus eixos maiores na direcção de corte (porque há estrutura que está a ser perturbada pelo processo de corte); 21

44 Tensões de consolidação anisotrópica tendem a alinhar as partículas planares com os seus eixos maiores no plano principal; As tensões não são geralmente distribuídas uniformemente por todas as partículas ou agregados destas. Algumas partículas ou agregados podem estar livres de tensão como resultados do efeito de arco gerado pelos elementos circundantes da estrutura; As variações volumétricas internas (ao nível da estrutura) determinam o desenvolvimento das pressões intersticiais durante a deformação não drenada; Mudanças na estrutura de solos saturados a volume constante são acompanhadas por mudanças na tensão efectiva. Estas mudanças na tensão efectiva são imediatas; Mudanças na estrutura de solos saturados a tensão efectiva constante são necessariamente acompanhadas por mudança no índice de vazios. A variação do índice de vazios não é imediata, mas depende do tempo que a água leva a entrar ou a sair do solo IMPORTÂNCIA DO PROCESSO DE COMPACTAÇÃO PARA O TIPO DE ATERRO Para aterros tradicionais, tais como os de barragens de solo-enrocamento ou homogéneas e os aterros de vias de comunicação, o estudo que se apresenta pode ter grande utilidade como se explica em seguida. Com base no comportamento de solos compactados descrito anteriormente, interessa relacionar as suas características induzidas pelo processo construtivo com as propriedades que têm de garantir nas estruturas geotécnicas nos quais são utilizados. A escolha do processo de compactação e, em particular, do intervalo de teor em água em que esta é efectuada prende-se, naturalmente, com a resistência e rigidez que se pretende para cada tipo de aterro em toda a fase de exploração. É comum adoptar-se compactação leve do lado húmido para os núcleos das barragens e compactação pesada do lado seco para os aterros de vias de comunicação. Em seguida vai-se justificar esta escolha considerando o que foi mencionado anteriormente sobre as características do solo para cada tipo de compactação e as exigências de cada caso. No caso de a estrutura geotécnica não permanecer durante o seu tempo de vida útil sempre com o mesmo grau de saturação pode ser importante analisar o efeito que a molhagem devido a infiltração pode ter no comportamento do aterro consoante este seja compactado de um lado ou do outro da curva de compactação. 22

45 Como já se explicou anteriormente, no caso dos solos compactados do lado húmido as forças de sucção têm pouca importância, podendo até quase não existir. Deste modo, percebe-se que uma molhagem no solo não afectaria substancialmente a sua resistência devido à sucção. A compactação do lado húmido também está associada à redução da permeabilidade (mínimo no ponto óptimo), o que é fundamental para as barragens de aterro. Assim, explica-se porque é que os aterros das barragens são compactados neste intervalo. Além do mais, tendo em conta o facto de a sucção ser menor, a molhagem não provoca uma diminuição tão significativa das características de rigidez e deformabilidade que resultam dessa sucção instalada. Ainda para o solo compactado do lado húmido, este tem uma deformabilidade superior à do lado seco, que é tanto maior quanto maior é o teor em água. À medida que o teor em água aumenta, o solo torna-se mais plástico podendo suportar deformações apreciáveis sem entrar em rotura, exibindo um comportamento dúctil. Este comportamento é fundamental em barragens de terra-enrocamento em que há grande contraste de rigidez das várias zonas. Este comportamento dúctil já não se consegue se se compactar do lado seco, em que os aterros têm características de materiais frágeis com roturas relativamente bruscas para pequenas deformações e tanto mais bruscas quanto menor for o teor em água. Esta deformabilidade é uma vantagem quando se compactam os núcleos de barragens de terra-enrocamento pois permite que ocorram deformações no núcleo sem fendilhação. O aparecimento de fendas iria comprometer a função de impermeabilização para o qual o núcleo é concebido. No caso dos solos compactados do lado seco estes têm, em princípio, resistências mais elevadas que os solos compactados do lado húmido e também menores compressibilidades. Por essa razão é que se compactam os aterros de vias de comunicação no lado seco da curva e com energias elevadas para aumentar a resistência diminuindo o índice de vazios. Como uma parte significativa dessa resistência se deve ao fenómeno da sucção é natural que uma molhagem, ao diminuir a presença destas forças, diminua significativamente a resistência do solo. Assim, aquela que outrora parecia ser a melhor solução poderá, porém, revelar-se prejudicial para o comportamento em serviço de um aterro. Por este motivo é que é fundamental prever sistemas de drenagem eficientes de modo a evitar que o solo compactado entre em contacto com a água, seja por infiltração como por ascensão capilar. Relativamente à deformabilidade, como foi abordado anteriormente, aterros construídos no lado seco são menos deformáveis que os construídos no ramo húmido. Como foi explicado, as forças devidas aos fenómenos de capilaridade, como tendem a aproximar as partículas, tornam as estruturas mais rígidas. Os efeitos provocados pela molhagem de um aterro de solos argilosos compactados dependem muito da natureza dos minerais argilosos presentes na sua constituição e do nível de tensão instalado. Sob tensões baixas a tendência geral inicial é para um aumento de volume dada a diminuição de tensão efectiva devido à molhagem mas poderá haver colapso importante sob tensões elevadas. No entanto as amplitudes das deformações são diferentes 23

46 para os dois ramos da curva. A explicação deste fenómeno é que após a compactação no ramo seco existe uma grande parte de vazios preenchidos com ar. A estrutura floculada apresenta vazios com dimensões grandes (macrovazios) pelo que, a redução das tensões efectivas pela molhagem dará origem não só ao empolamento dos agregados argilosos, mas também ao aparecimento de condições de instabilidade do rearranjo dos agregados. As ligações entre os agregados de argila que outrora eram fortes e davam boas características de resistência ao solo deixam de existir ou tornam-se mais fracas, acarretando fenómenos de colapso estrutural que podem originar reduções volumétricas bruscas e significativas (independentemente de poder haver aumento de volume dos agregados de argila). Do lado húmido pode haver também empolamento ou colapso mas não terá tanto efeito do ponto de vista do rearranjo dos agregados de argila porque a estrutura é dispersa. Deste modo, explica-se sumariamente as características que a compactação de um ou de outro lado da curva de compactação induz ao solo compactado e os motivos que levam em projecto de aterros tradicionais a optar por uma ou outra solução. A previsão do comportamento, em termos de deformabilidade, dos solos compactados é um assunto extremamente complexo e depende de vários factores como por exemplo o tipo de solo e comportamento dos minerais constituintes quando em contacto com a água, tipo de compactação utilizada, desvio em relação ao teor em água óptimo e estado de tensão a que o aterro se encontra submetido. Este último depende da altura do aterro. Para aterros especiais (muito altos ou construídos com materiais não tradicionais, por exemplo), aconselha-se a realização de ensaios laboratoriais que consigam avaliar a influência da estrutura induzida pelo processo de compactação no seu comportamento e em particular considerando a molhagem como acção (variação de sucção) para além dos efeitos do carregamento. 24

47 3. MODELAÇÃO DO COMPORTAMENTO DE SOLOS NÃO SATURADOS 3.1. BREVES CONSIDERAÇÕES SOBRE SOLOS NÃO SATURADOS Neste capítulo será feita uma breve alusão a alguns conceitos dos solos não saturados com vista a uma melhor compreensão do funcionamento do modelo constitutivo que pretende representar o seu comportamento. A Eq. 3.1 representa o princípio das tensões efectivas definido para solos saturados segundo o qual a tensão efectiva ( ) é igual à tensão total ( ) subtraída da pressão intersticial ( ): (Eq. 3.1) Tendo em conta a Eq. 3.1, sempre que ocorre molhagem do solo há um incremento no valor da pressão intersticial. Espera-se assim que a tensão efectiva do solo diminua e que, como tal, ocorra uma descompressão do solo e consequente empolamento. Na verdade, pelo disposto no capítulo 2, percebe-se que para a molhagem sob tensões baixas ocorre empolamento enquanto na molhagem para tensões altas ocorre colapso. Deste modo, o princípio das tensões efectivas não é valido para solos não saturados. Neste sentido, compreende-se que a lei das tensões efectivas apresentada não é válida para explicar o comportamento dos solos não saturados sendo necessária outra lei. Nessa lei terá que considerar-se uma outra variável para a compreensão do comportamento do solo, a sucção, que será abordada de seguida. Será ainda feita uma breve alusão a um modelo constitutivo elastoplástico que permite o cálculo de deformações para variações de tensão e de sucção para os solos não saturados, o Barcelona Basic Model (BBM) (Alonso et al.,1990) SUCÇÃO A sucção resulta de forças entre partículas de origem capilar que dão origem à coesão capilar ou coesão aparente. Estas forças actuam como se fossem ligações entre partículas mas com a particularidade de se anularem com a saturação, daí a designação de coesão aparente (Maranha das Neves, 2007). 25

48 Nos solos existem vários tipos de sucção. A sucção total pode ser dividida em duas componentes principais: matricial e osmótica. No entanto, neste capítulo apenas se fará referência à primeira por ser a mais significativa nos solos compactados. A sucção matricial é definida pela Eq. 3.2 em que traduz a pressão da água. representa a pressão no ar dos vazios e (Eq. 3.2) Como se pode observar na Figura 3.1, a sucção varia com a saturação e também com a densidade seca e o teor em água. Comprova-se assim o referido anteriormente no capítulo 2 (secção sobre solos compactados), ou seja, que um solo compactado é um solo não saturado em que a sucção é induzida pelo processo de compactação pois está associada à estrutura do solo e à quantidade de água existente nos seus vazios. s Figura 3.1 Compactação estática da argila de Boom e influência do teor em água na sucção (Alonso, 2004) 3.3. BARCELONA BASIC MODEL, BBM MODELO CONSTITUTIVO PARA SOLOS NÃO SATURADOS Como referido na secção 1 deste capítulo, quando há molhagem, o facto de se medir empolamento ou colapso sob tensões baixas ou elevadas, respectivamente, faz com que o 26

49 princípio das tensões efectivas deixe de ser válido para solos não saturados. Este tipo de comportamento pode ser modelado através de modelos de comportamento aplicados a solos não saturados. De acordo com Alonso et al. (1990), o Barcelona Basic Model (BBM) é um modelo constitutivo para solos não saturados com baixa expansibilidade definido num regime elastoplástico com endurecimento, que incorpora o efeito da sucção no comportamento do solo. O modelo pretende descrever o comportamento tensão-deformação de solos não saturados sendo que no estado limite, em que o solo se encontra saturado, o modelo torna-se um modelo de estados críticos convencional (Cam Clay Modificado, CCM) SUPERFÍCIES DE CEDÊNCIA As considerações que se seguem recorrem às condições de tensão e deformação do solo submetido a compressão isotrópica e com sucção controlada, pois é essa trajectória de tensões que permite observar o comportamento volumétrico, tal como a adoptada na parte experimental deste trabalho e que se explica no capítulo 4. É de referir, no entanto, que nos ensaios edométricos só se aplicam tensões verticais ( ). Para se poder aplicar o modelo, estas foram convertidas para tensões médias de compressão ( ) admitindo que as tensões horizontais geradas no carregamento correspondem a metade das tensões verticais. A superfície de cedência do modelo vem definida em função das variáveis sucção ( ) e excesso de pressão média sobre a pressão atmosférica ( ). Relativamente à sucção, já foram tecidos os comentários necessários à sua compreensão na secção anterior. Quanto à tensão média, esta pode ser calculada a partir da primeira parcela da Eq. 3.3 em que, e correspondem às tensões principais segundo as direcções 1, 2 e 3 respectivamente. (Eq. 3.3) De acordo com Maranha das Neves (2007), a proposta para a função de cedência é de natureza axiomática mas bem suportada pela experiência com os solos saturados uma vez que estes acabam por impor uma condição limite dos solos não saturados. Os aspectos de comportamento observados a partir de ensaios de laboratório permitem também aferir a validade do comportamento na cedência. A equação Eq. 3.4 representa o comportamento do solo quando submetido pela primeira vez na sua história de carregamento a uma compressão isotrópica com sucção constante: 27

50 (Eq. 3.4) em que: Volume específico ( 1 ) Índice de compressibilidade elastoplástico quando é aplicada uma variação isotrópica de tensão sob sucção constante. Tensão de referência para a qual Volume específico para Na descarga-recarga, os solos não saturados têm comportamento elástico, com uma rigidez (índice de compressibilidade elástica para variações isotrópicas de tensão) que se convenciona ser igual à que exibe o mesmo solo com sucção nula (solo saturado), conforme se observa na Figura 3.2 (Maranha das Neves, 2007). Do mesmo modo, observando a mesma figura, caso seja atingida a tensão de cedência do solo, o seu comportamento passa a ocorrer segundo a linha de compressão normal (LCN) observando-se assim deformações elásticas e plásticas. As variações volumétricas, devidas a variação de tensões sob sucção constante, podem ser calculadas de acordo com a Eq. 3.5, em que corresponde às variações volumétricas elásticas (ocorrem para valores de tensão inferiores à tensão de cedência), diz respeito às variações volumétricas elastoplásticas (para valores de tensão superiores à tensão de cedência) e refere-se às variações volumétricas plásticas (deformações irreversíveis devidas à tensão aplicada). Pela análise das equações presentes na Eq. 3.5, percebe-se que a base da sua formulação é a mesma, ou seja, que a partir da Eq. 3.4 são deduzidas as restantes. Como se verá mais adiante, a Eq. 3.4 trata-se no fundo de uma espécie de lei estado a partir da qual se conseguem descrever os vários comportamentos de um solo quando sujeito a um dado carregamento. (Eq. 3.5) { Pela análise da Figura 3.2, verifica-se também que a rigidez aumenta com a sucção porque o índice de compressibilidade elastoplástico ( ) é maior quanto menor for a sucção, o que está de acordo com o mencionado anteriormente no capítulo 2. 28

51 v p i s 2 p i s 1 p 0 s 2 p 0 s 1 p λ s 2 λ s 1 κ κ s 1 s 1 λ s 1 p 0 s 1 s 2 λ s 2 p 0 s 2 Figura 3.2 Variação do volume específico com o excesso de tensão média sobre a pressão atmosférica e com a sucção ao longo de carregamentos virgens e de descargas-recargas (Maranha das Neves, 2007) s 2 Na Figura 3.3 apresentam-se os resultados da compressão isotrópica de um solo saturado e do mesmo solo mas não saturado. Na mesma figura é possível ver a relação entre a tensão média de cedência ( ) quando o solo tem uma dada sucção e a tensão média de cedência ( ) quando o solo está saturado. O aumento deste valor com a sucção ( > ) indica que a resistência conferida pela sucção permite ao solo ter comportamento elástico para maiores tensões. Este comportamento já havia sido referido anteriormente aquando da análise da Figura Figura 3.3 Curvas de compressão isotrópica para o solo saturado e não saturado (Maranha das Neves, 2007) A Figura 3.3 ilustra uma trajectória de estado, onde é feita uma descarga a sucção constante (do ponto 1 para o ponto 2) seguida de molhagem até atingir saturação completa (do ponto 2 para o ponto 3). Verifica-se um empolamento (deformação elástica). Na Figura 3.4 encontra-se uma curva de cedência para a trajectória da Figura 3.3 mas no plano de tensões (, ). Voltando à Figura 3.3, caso o solo tivesse sido submetido a uma trajectória de carregamento 29

52 com início no ponto 1 e saturado para uma tensão mais elevada, verificar-se-ia colapso (deformação plástica). Figura 3.4 Trajectórias de tensão indicadas na Figura 3.3 e uma curva de cedência representadas no plano de tensões (, ) (Maranha das Neves, 2007) Se os pontos 1 e 3 pertencem à mesma curva de cedência no espaço (, ), pode estabelecer-se uma relação entre a tensão média de cedência saturada e não saturada, a qual pode ser obtida relacionando os volumes específicos nos pontos 1 ( ) e 3 ( ). O valor do volume específico no ponto 3 pode ser obtido pela Eq. 3.6, em que já foi definido e corresponde à variação elástica de volume específico devido à molhagem (variação de sucção a tensão média constante). (Eq. 3.6) De 1 para 2, o valor do volume específico pode ser calculado a partir da Eq. 3.5 pois só há variação de tensão. De 2 para 3 (molhagem) está-se no domínio elástico logo ocorre uma expansão elástica que pode ser quantificada pela Eq. 3.7, em que (pressão atmosférica) consiste num artifício matemático para evitar valores infinitos para valores de sucção a tender para zero e corresponde ao índice de compressibilidade elástica para variações de sucção. (Eq. 3.7) É de notar que a molhagem que ocorre dá-se em meio elástico pelo que o comportamento observado é reversível. Caso a molhagem fosse numa zona do espaço (, ) que interceptasse a linha de Loading Collapse (será abordada no próximo parágrafo), iria ocorrer colapso logo deformação irreversível e a Eq. 3.7 não seria suficiente para o cálculo das deformações devido à molhagem. Na realidade a explicação do processo é complexa e tem em conta o endurecimento que ocorre e consequente aumento da tensão de cedência do solo no caso saturado ( ). No final da presente secção será analisado este aspecto. A partir das Eq. 3.4, Eq. 3.5 e Eq. 3.7, por substituição na Eq. 3.6 e após algumas relações entre equações, chega-se à Eq. 3.8 que permite definir um conjunto de estados de cedência 30

53 ( ) definidos para cada sucção. Esta equação refere-se à primeira função de cedência do modelo, designada por Loading Collapse (LC), em que corresponde ao índice de compressibilidade elastoplástico quando é aplicada uma variação isotrópica de tensão sob sucção nula (solo saturado). ( ) ( ) (Eq. 3.8) Como é óbvio, a rigidez não aumenta de modo ilimitado com o aumento da sucção. A Eq. 3.9 permite obter um valor máximo da rigidez, provavelmente muito próximo do comportamento real, em que é um parâmetro que controla a taxa de aumento da rigidez do solo com a sucção e é uma constante adimensional relacionada com a máxima rigidez do solo. [ 1 ] (Eq. 3.9) O solo pode também exibir deformações plásticas devido apenas a um aumento de sucção pelo que surge a necessidade de definir uma segunda função de cedência. De acordo com o modelo, sempre que o solo atinge um valor máximo de sucção previamente atingido ( ), começam a gerar-se deformações plásticas. Este conceito é semelhante ao da tensão de cedência dos solos saturados (Maranha das Neves, 2007). Surge assim uma segunda função de cedência que consiste numa recta horizontal e que se denomina Suction Increase (SI). Na Figura 3.5 encontram-se representadas as duas funções de cedência do modelo, que delimitam o domínio elástico do mesmo. s 0 Figura 3.5 Funções de cedência LC e SI (Maranha das Neves, 2007) No domínio elastoplástico, geram-se deformações plásticas (irreversíveis) sempre que as curvas SI ou LC são atingidas e deslocadas no decorrer da trajectória de carregamento. Da mesma forma que ao ocorrer incrementos de tensão a sucção constante se consegue descrever o comportamento do solo a partir da Eq. 3.4, também quando há secagem do solo e consequente aumento da sucção a tensão constante se consegue reproduzir o seu comportamento tendo por base os mesmos princípios da equação. Assim, na Eq

54 encontram-se as equações relativas ao aumento da sucção a tensão constante em que, tal como na Eq. 3.4,, e correspondem, respectivamente, às variações volumétricas elásticas, elastoplásticas e plásticas devido a variação de sucção a tensão constante e diz respeito ao índice de compressibilidade elastoplástico para variações de sucção. (Eq. 3.10) { As deduções da Eq referem-se somente ao caso em que ocorre aumento de sucção (secagem). O comportamento do solo quando ocorre molhagem é mais complexo visto que quando ocorre colapso do solo (intercepção da LC) a explicação do fenómeno é mais complicada comparativamente às situações anteriores (variação da tensão a sucção constante ou aumento de sucção a tensão constante). A Figura 3.6 tenta ilustrar a abordagem ao problema. O índice de vazios no final da trajectória a b c d e é equivalente ao da e explica o comportamento volumétrico do solo não saturado considerando o seu comportamento saturado como referência. A quantificação dessa variação de volume cujas deformações se ilustram na figura torna-se mais elucidativa se se considerarem as equações previamente definidas. s si b Domínio Elástico 1 a LC1 LC2 sf c d 2 3 e p0*1 p1 p0*2 p0 p v a) v p e b c 0) s) p0*1 p1 p0*2 p0 d 1 a v e e v p ln p v p 3 e 0) s) v b) Figura 3.6 Análise do comportamento de um solo não saturado sob tensão vertical alta de acordo com o BBm. Exemplificação do fenómeno de colapso: a) no plano (, ); b) no plano (, ) 32

55 Relativamente à componente deviatórica e respectivo comportamento do solo no plano (, ) em que diz respeito à tensão de corte aplicada, o BBM adopta o modelo Cam Clay Modificado corrigido pra considerar a resistência conferida pela sucção. No entanto o modelo considera que a sucção apenas afecta a resistência à tracção denominada ( ) pois admite que o ângulo de resistência ao corte ( ) é independente da sucção. O espaço ( ) está ilustrado na Figura 3.7. O modelo Cam Clay Modificado é do tipo elasto-plástico, baseado na teoria dos estados críticos, formulado para o plano triaxial e estendido para o plano das tensões principais. No entanto, como não é objectivo deste trabalho estudar o efeito da sucção na resistência ao corte, não será aprofundada a componente deviatórica do modelo. Desta forma, encontra-se definido o comportamento volumétrico de um solo não saturado quando sujeito a variações de tensão ou de sucção, de acordo com o modelo constitutivo elastoplástico Barcelona Basic Model. No ponto seguinte será discutido o comportamento de um solo não saturado quando submetido a tensão de corte. p s Figura 3.7 Superfícies de cedência do Barcelona Basic Model no plano ( ) (Alonso et al., 1990) LEIS DE ENDURECIMENTO NO PLANO (, ) De seguida, serão analisadas e interpretadas diversas trajectórias de tensões de um solo no plano (, ). Procurar-se-á, de forma simplificada e clara, expor os conceitos abordados tanto neste capítulo como no anterior. Das equações expostas na secção anterior definidas em termos de volume específico pode-se obter a lei de fluxo definida em termos de deformações (Eq. 3.11). { ( ) ( ) (Eq. 3.11) 33

56 Esta lei permite explicar as deformações plásticas e o mecanismo de deformação em todas as situações ilustradas nesta secção. Apresentam-se em seguida algumas trajectórias de tensões no plano (, ), que retratam as trajectórias que foram seguidas nos ensaios edométricos realizados no âmbito deste trabalho (carregamento com sucção constante efectuando molhagem sob tensões verticais diferentes). Com estas trajectórias, pretende-se analisar o comportamento do solo para diferentes situações, de forma a aferir tudo o que se referiu no capítulo 2 relativamente ao comportamento de solos compactados e importância que o processo da compactação tem para o tipo de aterro. Na Figura 3.8 encontra-se ilustrada a trajectória A B D. De A para B há molhagem do solo até atingir a saturação sob tensão vertical constante. Uma vez que a trajectória se encontra no domínio elástico e não intercepta a Loading Collapse (LC), verifica-se um empolamento do solo. De seguida, o solo é carregado de B para D a sucção constante. Como a tensão em D é superior à tensão média de cedência do solo saturado ( ), a aplicação de tensão provoca endurecimento e consequente translação da curva LC. Ao haver endurecimento na trajectória B D (devido ao aumento de tensão), ocorrem deformações volumétricas irreversíveis. s s Domínio Elástico A LC LCendur v B D p0*endur p0* p0 a) p 0) s) B A p0* p0*endur p0 D ln p Empolamento na molhagem (de A para B) e endurecimento quando p > p0* 0) s) b) Figura 3.8 Análise do comportamento de um solo saturado sob tensão vertical baixa de acordo com o BBM: a) no plano (, ) b) no plano (, ) Na Figura 3.9 a trajectória C D (molhagem do solo sob tensão vertical alta) atravessa a LC. Assim, apesar de inicialmente haver algum empolamento (até atingir a LC) mas não representado na figura, dá-se depois o colapso conforme se vê no plano (, ). A ocorrência de colapso é a indicação de que ocorreu deformação irreversível ou plástica. Este fenómeno deve-se ao facto de o solo até entrar na cedência estar no domínio elástico e a variação de sucção induzir alterações volumétricas que levam ao empolamento. No entanto, ao atingir a 34

57 superfície de cedência do modelo, dá-se um rearranjo estrutural que leva ao colapso. A amplitude do colapso é superior à do empolamento que ocorreu inicialmente e por isso é que a deformação total final corresponde a uma diminuição de volume. Se o carregamento continuasse com aumento de tensão o andamento seria igual ao da trajectória B D da Figura 3.8. s s Domínio Elástico C LC LCendur v D p0*endur p0* p0 a) p 0) s) Colapso na molhagem e endurecimento p0* p0*endur p0 Empolamento inicial seguido de colapso D C 0) s) ln p b) Figura 3.9 Análise do comportamento de um solo não saturado sob tensão vertical alta de acordo com o BBM: a) no plano (, ) b) no plano (, ) Na Figura 3.10 dá-se um aumento de tensão até atingir a tensão média de cedência para uma sucção ( ) e de seguida ocorre molhagem até saturar. Deste modo, até à cedência o solo tem um comportamento elástico de compressão e na molhagem dá-se colapso com ocorrência de deformações volumétricas irreversíveis já que é ultrapassada a superfície de cedência. Nesta trajectória ocorre endurecimento do solo pois há um aumento da tensão média de cedência para o solo saturado o que corresponde a uma translação da curva LC ( passa a endur). Esta figura retrata o contrário do ilustrado na Figura 3.9 pois não existe empolamento inicial já que a molhagem ocorre quando o solo está na superfície de cedência. 35

58 s s Domínio Elástico A LC E LCendur v p0* a) F p0 p0 p p0* p0 p0 ln p 0) s) A Comportamento elástico até atingir a cedência e colapso na molhagem E 0) s) F b) Figura 3.10 Análise do comportamento de um solo não saturado de acordo com o BBM: a) no plano (s,p) b) no plano (, ) A Figura 3.11 difere das anteriores por se continuar o carregamento a sucção constante para um valor superior ao da tensão de cedência inicial. Deste modo, ocorrem deformações volumétricas irreversíveis pois é ultrapassada a tensão de cedência. Ocorre ainda o endurecimento do solo pois há um aumento da tensão média de cedência do solo saturado ( passa a endur), o que corresponde graficamente a uma translação da curva LC. s s Domínio Elástico A LC E LCendur G p0* p0 p v a) p0* p0 ln p 0) s) A 0) Comportamento elástico até atingir a cedência e endurecimento após E p>p0 s) b) Figura 3.11 Análise do comportamento de um solo não saturado de acordo com o BBM: a) e no plano (s,p) b) e no plano (, ) 36

59 Na Figura 3.12, encontra-se uma trajectória H I que retrata as deformações plásticas devidas ao endurecimento do solo por aumento da sucção a tensão constante. Como se consegue observar na figura, as deformações volumétricas plásticas devido ao aumento de sucção ( ) são iguais às deformações volumétricas plásticas devido a variação da tensão média aplicada no solo (endurecimento) ( ). Este aspecto permite saber qual o valor da tensão média de cedência do solo após endurecimento. s SIendur I s SI H dv s p LC dv p p LCendur Domínio Elástico p0* p0*endur p Figura 3.12 Trajectória de tensões no plano (, ) de um solo não saturado de acordo com o BBM Com estas figuras, constatam-se os pressupostos evidenciados ao longo dos fundamentos teóricos. Destaca-se o facto de na molhagem a baixas tensões ( < ) dar-se empolamento enquanto que a tensões elevadas (em geral quando > ) dá-se colapso EFEITO DO TIPO DE COMPACTAÇÃO NOS PARÂMETROS DO MODELO Como se referiu no capítulo 2, a escolha do intervalo de compactação influencia a estrutura do material. Neste trabalho procura-se averiguar a sua importância comparando o comportamento mecânico e hidráulico de solos compactados com o mesmo índice de vazios (densidade) mas um compactado do lado seco e o outro do lado húmido. De acordo com a definição do Barcelona Basic Model (BBM), a susceptibilidade de um solo colapsar aumenta consoante a forma da curva de cedência Loading Collapse (LC). Quanto maior for a diferença entre a tensão de cedência para uma dada sucção e o mesmo valor saturado maior é o intervalo de tensões onde pode haver colapso na molhagem. Assim, tendo em conta tudo o que já foi abordado, esta diferença deve ser maior para os solos compactados do lado seco do que para os compactados do lado húmido para o mesmo peso volúmico. A Figura 3.13 mostra o que foi referido e possibilita observar que o domínio elástico é maior do lado seco. Na mesma figura encontra-se representada a trajectória A B C que corresponde à molhagem para dois casos diferentes: do lado húmido apenas ocorre colapso enquanto do lado seco ocorre empolamento de A para B e colapso de B para C, aspecto que no entanto já 37

60 foi descrito anteriormente na secção 3 deste capítulo. Apesar do domínio elástico ser maior do lado seco, as deformações são diferentes porque a estrutura do material (floculada (D) ou dispersa (W)) afecta os seus parâmetros de compressibilidade, e. Deste modo, as amplitudes das deformações de colapso no lado seco (D) serão maiores do que as de empolamento e o valor total (colapso) é maior do que o valor medido no lado húmido. A B C Figura 3.13 Superfície de cedência de amostras de argila siltosa de Barcelona do lado seco (D) e do lado húmido (W) da curva de compactação (Alonso & Pinyol, 2008) e representação da trajectória A B C Tendo em conta o disposto nesta secção, um aspecto interessante a reter e que será abordado no capítulo do tratamento de resultados é o facto do solo do lado seco apresentar deformações volumétricas irreversíveis superiores às do lado húmido para uma saturação sob a mesma tensão vertical APLICAÇÃO DE SUCÇÃO EM ENSAIOS DE LABORATÓRIO Como foi discutido, para calibrar o BBM na sua componente volumétrica é necessário obter informação relativa à compressibilidade para várias sucções (Eq. 3.9) e a respectiva tensão de cedência para calibrar a curva LC (Eq. 3.8). Deste modo é necessário realizar ensaios edométricos sob sucção controlada de modo a obter dados experimentais para obter os parâmetros das equações referidas. No caso dos ensaios efectuados neste trabalho, descritos no capítulo 4, aplica-se uma dada sucção através da técnica de equilíbrio de vapor, que consiste em colocar o solo numa atmosfera com humidade relativa (HR) controlada. Esta exprime-se em percentagem e consiste na relação entre a pressão parcial de vapor de água e a pressão de vapor de água que satura o ar a uma dada temperatura. 38

61 O valor da sucção ( ) correspondente à humidade relativa pode ser obtido através da Eq. 3.12, que consiste na lei psicrométrica ou de Kelvin (Fredlund & Rahardjo, 1993): (Eq. 3.12) em que: Constante universal dos gases (8,31 J/(mol K)) Temperatura absoluta (Kelvin = ºC+273,15) Massa volúmica da água (998 kg/m 3 a 20 ºC) Massa molecular da água (18,018 kg/mol) Pela análise da equação Eq. 3.12, percebe-se que a sucção assim imposta é independente do tipo de solo. Apenas depende da temperatura e da humidade relativa. O que varia para cada solo é o teor em água correspondente a esta sucção/humidade relativa após o equilíbrio. No presente trabalho realizaram-se ensaios edométricos para amostras de solo com diferentes humidades relativas: Amostra com humidade relativa do laboratório (HR de aproximadamente 53%) Amostra com humidade relativa imposta por equilíbrio de vapor (HR de 75% aplicada com uma solução saturada de Cloreto de Sódio, NaCl) Amostra saturada (humidade relativa de aproximadamente 100%) A relação entre a humidade relativa aplicada e a sucção encontra-se no Quadro 3.1: Quadro 3.1 Humidade relativa e sucção para as várias amostras de solo utilizadas nos ensaios edométricos Humidade relativa (%) Sucção (MPa) Amostra com HR do laboratório Amostra com HR imposta por equilíbrio de vapor Amostra de solo saturada Na prática, a imposição da humidade relativa o que faz é forçar a que o solo fique com um dado teor em água (tanto maior quanto maior for essa humidade relativa). O valor desse teor em água obtém-se através da curva de retenção. De acordo com Maranha das Neves (2007) para valores de humidade relativa inferior a 98%, a sucção já se torna muito importante. Tal aspecto está demonstrado no Quadro 3.2 onde se encontram representados vários valores de sucção obtidos para diferentes humidades relativas. 39

62 Quadro 3.2 Relação entre a sucção e a humidade relativa de acordo com a lei psicométrica para uma temperatura de 25 ºC (Maranha das Neves, 2007) Sucção (MPa) HR (%) , , ,

63 4. CARACTERIZAÇÃO EXPERIMENTAL DO MATERIAL COMPACTADO 4.1. CARACTERÍSTICAS DO MATERIAL UTILIZADO Apesar das primeiras barragens de terra possuírem núcleo de betão ou alvenaria, a experiencia revelou que essa não era a melhor solução dada a dificuldade em compatibilizar o betão e os solos, nomeadamente na fundação (devido a fenómenos de percolação). Como alternativa a construção do núcleo passou realizar-se com solos argilosos compactados cuja rigidez e baixa permeabilidade permitem garantir caudais mínimos de percolação de água, baixa erodibilidade (arraste de finos) e alta deformabilidade (Costa & Lança, 2001). O material utilizado neste trabalho consiste na fracção do solo que passa no peneiro #4 utilizado na construção do núcleo central da barragem de Odelouca (Figura 4.1). A plasticidade do material compactado do lado húmido garante boas características de deformabilidade, limitando a possibilidade de fendilhação que pode ocorrer durante a construção e após o enchimento da barragem. Garante ainda boa resistência ao corte. No presente capítulo serão enumeradas as várias características do solo argiloso estudado, com vista a uma melhor compreensão do seu comportamento quando compactado do lado seco ou do lado húmido da curva de compactação e sujeito a variações de sucção e de tensão. Figura 4.1 Barragem de Odelouca vista de jusante 41

64 4.2. ANÁLISE MINERALÓGICA DAS ARGILAS A difracção de raios x é uma técnica que permite uma análise não destrutiva e rápida que fornece informações relativas à identificação dos minerais presentes numa argila. De uma forma sucinta, e de acordo com Cristelo (2001), a difracção consiste no espectro que os diferentes minerais argilosos desenvolvem quando bombardeados por raios x. Uma vez que cada mineral possui a sua própria estrutura e cada uma dessas estruturas responde de forma diferente aos raios emitidos, é assim possível comparar o perfil difratométrico obtido com os picos já identificados para cada um dos minerais em estudos existentes. De acordo com Mitchell e Soga (2005) o tipo de mineral argiloso presente no solo é um parâmetro importante pois controla as características superficiais da partícula assim como o seu tamanho, forma, resistência, expansibilidade e plasticidade. A análise mineralógica das argilas em estudo foi realizada no laboratório da Universidade Politécnica da Catalunha (UPC) obtendo-se o registo difratométrico observado na Figura 4.2. A figura permite observar que os minerais predominantes na amostra analisada são o Quartzo, a Sericite e a Caulinite, sendo o Rutilo um mineral acessório. Figura 4.2 Registo difratométrico de uma amostra do solo em análise A Caulinite é um mineral argiloso que se caracteriza por possuir fraca carga eléctrica e algum poder para reter água em comparação com minerais dos outros grupos (este último aspecto explica-se através do facto da reduzida distância entre camadas estruturais impedir trocas de água). Praticamente não apresenta expansibilidade e torna-se plástica para teores em água 42

65 relativamente baixos (Cristelo, 2001). O facto de ser Caulinite e não outra argila mais expansiva tem consequências no comportamento do material, como se verá mais à frente. As características deste mineral argiloso podem ser observadas e confirmadas através da realização de ensaios, tais como a determinação dos limites de consistência. Deste modo, com a determinação do índice de plasticidade e do limite de liquidez será comprovada a alta plasticidade do solo, devida sobretudo à existência de elevada percentagem de Caulinite na sua constituição CURVA DE COMPACTAÇÃO O ensaio de compactação do solo em estudo (argilas do núcleo da barragem de Odelouca) foi realizado de acordo com a especificação do laboratório nacional de engenharia civil (LNEC) E para a fracção que passa no peneiro ASTM #4 (American Society for Testing and Materials) (4,75 mm de diâmetro). O tipo de compactação adoptado foi leve (Proctor normal) em molde pequeno. Na Figura 4.3 encontra-se a curva de compactação do solo estudado, obtida de acordo com a especificação LNEC E Para a realização deste estudo, após a obtenção da curva de compactação, identificou-se o teor em água óptimo e o correspondente valor do peso volúmico seco máximo do solo para a compactação leve (Proctor normal). A partir destes dados característicos do solo (apresentados no Quadro 4.1), estudou-se o comportamento do solo e suas características para os pontos com o mesmo peso volúmico seco ( ), e portanto com o mesmo índice de vazios, mas correspondentes a um teor em água óptimo acrescido de 2% ( +2%) e reduzido de 2% ( -2%). Deste modo, pretende-se analisar o comportamento do solo caso ele seja compactado do lado húmido ou do lado seco da compactação já que, como foi explicado no capítulo 2, a sua estrutura depende da compactação, que por sua vez influencia a forma como o solo se irá comportar ao longo do tempo e suas características quer hidráulicas quer mecânicas. Quadro 4.1 Quadro resumo dos valores óptimos da curva de compactação (kn/m 3 ) (%) 17,35 18,2 0,506 43

66 d - Peso volúmico seco (kn/m 3 ) 18 17,8 17,6 17,4 17, ,8 16,6 16,4 16,2 d,máx = 17,35 kn/m 3 w ópt = 18,2 % Curva Compactação Curva Saturação ponto lado seco ponto lado húmido w - Teor em água (%) Figura 4.3 Curva de compactação do solo e pontos do lado seco e do lado húmido usados no estudo No entanto, apesar de todos os cuidados na montagem das amostras do lado seco e do lado húmido, constatou-se no final dos ensaios edométricos que as amostras não tinham sido compactadas nos pontos correspondentes ao valor óptimo +2% e óptimo -2%. Tal aspecto deve-se provavelmente ao facto da humidade relativa do laboratório ter variado bastante entre a preparação do solo e a realização da compactação para montagem das amostras. Assim, apesar de se ter mantido as amostras em saco de plástico para uma melhor homogeneização das mesmas, obtiveram-se valores diferentes dos que eram esperados. Apesar das diferenças nos pesos volúmicos secos conseguem-se obter índices de vazios (Quadro 4.2) não muito diferentes. Estando os pontos obtidos no ramo seco e no ramo húmido da curva considerou-se que as diferenças não alteram significativamente os resultados esperados. Na Figura 4.3 também é possível observar os pontos do lado seco e do lado húmido que foram usados para os ensaios edométricos. No Quadro 4.2 encontram-se os valores do peso volúmico seco e do teor em água das amostras compactadas do lado seco e do lado húmido da curva de compactação, assim como os valores que eram esperados, relativos ao teor em água acrescido ou reduzido de 2%. Quadro 4.2 Quadro resumo dos valores obtidos para as amostras do lado húmido e do lado seco da curva de compactação (valores obtidos e valores esperados) (kn/m 3 ) (%) Lado húmido 17,35 19,0 0,506 Lado seco 16,44 14,5 0,598 +2% 17,1 20,2-2% 17,1 16,2 0,532 44

67 e - índice de vazios Verifica-se um ligeiro desvio entre os valores dos índices de vazios das amostras compactadas para os ensaios e os valores pretendidos no intervalo de compactação. Optou-se por manter os valores obtidos por se considerar que as diferenças não são significativas e permitirem efectuar as comparações do comportamento do lado seco e do lado húmido pretendidas neste trabalho LIMITES DE ATTERBERG OU DE CONSISTÊNCIA Ao contrário do que acontece nos solos granulares, os solos finos apresentam características de consistência diferentes consoante os teores em água que possuem. Um modo expedito de prever certas tendências de comportamento mecânico de um solo argiloso consiste na análise da sua consistência para o teor em água que tem no momento da sua utilização. Tomando como referência um valor de teor em água para o qual o solo se comporta como um líquido, define-se o limite de liquidez ( ) como o último valor de teor em água para o qual se verifica esse comportamento. A partir desse momento o solo adquire um comportamento moldável, ou seja, conserva a forma que lhe for conferida por qualquer processo até que o teor em água seja tal que ele passe a ter um comportamento friável. A esta fronteira, dá-se o nome de limite de plasticidade ( ). Por fim, irá haver um momento em que o teor em água será tal que o solo passa a ter secagem a volume constante (deixa de haver redução do índice de vazios). A esse valor dá-se o nome de limite de retracção ( ) (Matos Fernandes, 2006). Na Figura 4.4 encontram-se definidos os limites de consistência de acordo com as características explicadas anteriormente. Secagem a volume Comportamento friável Comportamento moldável Comportamento fluido w R Figura 4.4 Definição dos limites de consistência ou de Atterberg w P w Teor em água (%) w L A determinação dos limites de consistência foi realizada de acordo com a NP-143 (1966) e os valores obtidos encontram-se no Quadro

68 Quadro 4.3 Limites de Atterberg (%) (%) IP (%) Figura 4.5 Carta de plasticidade do solo em estudo Como era expectável pela análise mineralógica do solo, a carta de plasticidade representada na Figura 4.5 indica que o solo em questão é um silte (M) com alta plasticidade (H). No entanto o ponto está na fronteira entre CL e MH logo, provavelmente será um CL, o que está de acordo com os minerais presentes no solo. Pode-se assim aplicar o Barcelona Basic Model para modelar o comportamento deste material CURVA DE RETENÇÃO De acordo com o referido no capítulo 2 (secção que aborda os solos compactados), a curva de retenção de um solo relaciona a sucção nele instalada com o teor em água correspondente. A curva de retenção desempenha um papel importantíssimo para a caracterização dos solos não saturados permitindo saber de uma forma aproximada a sucção instalada sem a necessidade de realizar ensaios laboratoriais para a sua medição. Permite também estimar a evolução da permeabilidade (condutividade hidráulica) com a variação do grau de saturação (Van Genuchten, 1980). No presente trabalho, a medição da curva de retenção foi medida na Universidade Politécnica da Catalunha. As sucções foram medidas com o equipamento WP4, Water Dewpoint Potentiometer (WP4, 2004). Cada ciclo de secagem-molhagem apresenta uma resposta histerética pelo que a relação entre a sucção e o teor em água consiste numa relação 46

69 biunívoca. Deste modo, compreende-se que a sucção obtida depende do caminho hídrico percorrido. Como referido no capítulo 2, a curva de retenção de um solo varia de um material para outro. Nas Figura 4.6 e Figura 4.7, encontram-se representados os ramos de molhagem e secagem de uma amostra compactada do lado húmido e lado seco respectivamente. Nas mesmas figuras é possível encontrar duas linhas contínuas que representam a curva de retenção ajustada de cada um desses ramos. Para a definição da curva de retenção ajustada de cada uma das amostras foi utilizada a equação sugerida por Van Genuchten (1980). A expressão utilizada encontra-se na Eq. 4.1: [1 ( ) ] (Eq. 4.1) em que: Grau de saturação tendo em conta a pressão do líquido, Sucção instalada Pressão de entrada do ar (a calibrar com os resultados experimentais) Constante (a calibrar com os resultados experimentais) No Quadro 4.4 encontram-se os valores da curva adoptados para a pressão de entrada (P) e para o parâmetro constante ( ) de cada uma das curvas de secagem e molhagem das amostras compactadas do lado seco ou lado húmido da curva de compactação. Quadro 4.4 Parâmetros adoptados para o desenho das curvas de retenção Secagem Molhagem Teor em água de P (MPa) P (MPa) saturação (%) Lado Húmido 1,99 0,40 0,65 0,36 19 Lado Seco 1,40 0,36 0,87 0,34 23 O Quadro 4.4 também apresenta os teores em água de saturação calculados com o índice de vazios das duas amostras (Quadro 4.2). 47

70 s - Sucção (MPa) s - Sucção (MPa) 1000,00 100,00 Secagem - Lado húmido Molhagem - Lado húmido Secagem - Lado húmido Molhagem - Lado húmido 10,00 1,00 0,10 0, w - Teor em água (%) Figura 4.6 Curva de retenção ajustada da amostra compactada do lado húmido 1000,00 100,00 Secagem - Lado seco Molhagem - Lado seco Secagem - Lado seco Molhagem - Lado seco 10,00 1,00 0,10 0, w - Teor em água (%) Figura 4.7 Curva de retenção ajustada da amostra compactada do lado seco É possível observar que o teor em água correspondente à saturação (sucção nula) é superior no caso da amostra compactada do lado seco (Quadro 4.4). Isto deve-se aos diferentes índices de vazios na compactação (Quadro 4.2). Pela análise da Figura 4.8, apesar da sobreposição de ambas as curvas tornar a análise menos elucidativa, percebe-se mesmo assim que a amostra do lado seco consegue obter valores de sucção para valores de teor em água superiores aos dos observados no lado húmido. Uma vez que o solo é o mesmo apesar dos diferentes índices de vazios na 48

71 s - Sucção (MPa) compactação estas diferenças explicam-se sobretudo devido à estrutura que uma e outra amostra têm e que, de acordo com o referido no capítulo 2, depende do teor em água da compactação (mesma energia). A disposição das curvas na molhagem e secagem é diferente porque os poros existentes são maiores no lado seco do que no lado húmido o que se verá nas porosimetrias mostradas na próxima secção. 1000,00 100,00 10,00 Secagem - Lado seco Molhagem - Lado seco Secagem - Lado seco Molhagem - Lado seco Secagem - Lado húmido Molhagem - Lado húmido Secagem - Lado húmido Molhagem - Lado húmido 1,00 0,10 0, w - Teor em água (%) Figura 4.8 Sobreposição da curva de retenção da amostra do lado seco e do lado húmido As diferenças nas curvas explicam-se pelas diferentes dimensões dos poros que serão analisados já em seguida nos ensaios de porosimetria por intrusão de mercúrio. Enquanto para teores em água mais baixos a curva de retenção depende sobretudo dos microporos, para teores em água mais altos ela é influenciada pela fracção macro dos poros das amostras. A separação faz-se aproximadamente a meio do troço horizontal da curva (Romero, et al., 1999). Deste modo, uma vez que os microporos se referem às partículas de argila e elas são as mesmas nas duas amostras, era de esperar que as curvas convergissem nos teores em água baixos. Por outro lado, como os macroporos são influenciados pela estrutura do solo que por sua vez é influenciada pelo processo de compactação, explica-se o facto de na amostra do lado seco o teor em água da saturação ser maior, já que é nesta que é induzida uma estrutura mais aberta POROSIMETRIA POR INTRUSÃO DE MERCÚRIO A técnica deste processo baseia-se no facto de o mercúrio ser um material que se comporta como um fluido que não molha ou não se entranha na estrutura da maior parte dos materiais e 49

72 Distribuição dos poros por, dado o seu peso volúmico, permitir maiores pressões. Deste modo, ao colocar mercúrio sobre uma amostra de solo, ele não irá ser absorvido pelo material e, portanto, o seu contacto não provoca nenhuma espécie de reacção física nem química. Tendo em conta este pressuposto, compreende-se que a totalidade do mercúrio que penetra numa amostra serve apenas para preencher os seus vazios. A quantidade depende da pressão que será tanto menor quanto maiores forem os poros presentes no solo. Neste sentido, a porosimetria por intrusão de mercúrio é um método importante para o estudo das características dos solos uma vez que permite quantificar a distribuição da dimensão dos seus poros. Com o uso desta técnica, obteve-se o espectro para uma amostra de solo compactada do lado húmido e do lado seco e ainda para uma amostra desestruturada (preparada com um teor em água igual a uma vez e meia o limite de liquidez ( )), como se discutirá posteriormente. Convém salientar ainda que, em virtude da quantidade de poros de uma dada dimensão ser função da pressão necessária para que o mercúrio penetre na amostra de solo, os poros de maiores dimensões ou macroporos (por volta de nm) dizem respeito aos poros que resultam das ligações que se formam entre os agregados de partículas de argila enquanto os poros de menores dimensões ou microporos (por volta de 100 nm) são resultado dos poros dos agregados de partículas de argila. Deste modo, de acordo com o que foi referido no capítulo 2 quando se abordou a estrutura de solos argilosos compactados, é de esperar que o espectro obtido pela intrusão de mercúrio seja diferente no caso do solo compactado do lado seco ou do lado húmido ou ainda da amostra desestruturada. Na Figura 4.9 encontra-se representada a porosimetria por intrusão de mercúrio para a amostra compactada do lado húmido. Como se consegue observar, a maior parte dos poros tem dimensões pequenas e somente uma pequena parte tem poros maiores. Tal está coerente com uma estrutura dispersa. 0,6 0,5 120 nm, próximo dos 100 nm 0,4 0,3 0,2 0, Diâmetro dos poros (nm) Figura 4.9 Análise de porosimetria para uma amostra do lado húmido da curva de compactação 50

73 Distribuição dos poros Distribuição dos poros Por outro lado, analisando-se a Figura 4.10 referente à amostra compactada do lado seco, observa-se que além de existir uma grande quantidade de poros de menores dimensões (picos nos 100 nm), existe ainda uma quantidade significativa de poros com dimensões maiores (60000 nm = 0,060 mm). Esta observação vai novamente de encontro ao que foi abordado no capítulo 2 já que, conforme o que se referiu na altura, o solo compactado do lado seco tem uma estrutura induzida pela compactação caracterizada pela existência de vazios de maiores dimensôes (estrutura floculada). 0,4 0, nm 0,3 0,25 0,2 0,060 mm 0,15 0,1 0, Diâmetro dos poros (nm) Figura 4.10 Análise de porosimetria para uma amostra do lado seco da curva de compactação Relativamente à amostra de solo desestruturada (Figura 4.11), como se trata de um solo onde se eliminou a estrutura devido a qualquer processo de compactação, como era de esperar pode-se observar que apenas ocorre um único pico para as dimensões de poros pequenas (150 nm, por volta dos 100 nm). Este aspecto deve-se ao facto de os poros dizerem respeito essencialmente aos poros de agregados de partículas argilosas que não foram destruídos no processo de desestruturação. 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0, nm Diâmetro dos poros (nm) Figura 4.11 Análise de porosimetria para uma amostra desestruturada 51

74 Distribuição dos poros Fazendo uma análise a todos estes pormenores, pode-se então confirmar o que se referiu no capítulo 2 aquando da abordagem da estrutura de solos argilosos compactados. Percebe-se assim que um solo desestruturado por, como o próprio nome indica, ser caracterizado por não possuir estrutura, tal manifesta-se pela existência de um único pico de densidade de poros para pequenas dimensões. Pelo contrário, um solo compactado do lado seco já se caracteriza por possuir alguma estrutura, o que se justifica pela existência de poros de dimensões maiores, garantindo assim as características de resistência, deformabilidade e expansibilidade deste solo comparativamente aos demais. Por seu turno, um solo compactado do lado húmido tem estrutura induzida pelo processo de compactação que é mais fechada do que a da amostra compactada do lado seco e por isso a disposição das partículas de argilas é tal que a quantidade de poros de dimensões maiores é maior que no caso desestruturado (em que nem sequer existe) e menor que no caso do lado seco. Na Figura 4.12 encontra-se representada a sobreposição de todos os casos abordados, onde as diferenças descritas são bem vísiveis. 0,8 0,7 0,6 Lado húmido Lado seco Desestruturado 0,5 0,4 0,3 0,2 0, Diâmetro dos poros (nm) Figura 4.12 Análise comparativa das porosimetrias analisadas Através da análise das porosimetrias por intrusão de mercúrio de várias amostras de um mesmo solo compactado com teores em água diferentes, conseguem-se observar dois picos preferenciais de distribuição dos poros. Assim, podem distinguir-se os microporos e os macroporos. A Figura 4.12 permite observar que as 3 amostras confirmam que as dimensões dos microporos (todas têm um pico por volta dos 100 nm) são controladas pelos poros dos agregados das partículas de argila que existem naturalmente e não são afectados pelo processo de compactação. Por outro lado, na zona entre os 0,010 e o 0,10 nm, devido ao facto da compactação induzir estrutura ao solo, consegue-se observar alguns picos. No caso do lado seco, por ter mais estrutura tem maior densidade de poros de maiores dimensões. A existência de duas dimensões marcadas de poros no lado seco e a sua comparação com o lado húmido está de acordo com o descrito para a curva de retenção nos dois casos. 52

75 4.7. FOTOGRAFIAS DE MICROSCÓPIO ELECTRÓNICO Como referido no capítulo 2, as características hidráulicas e mecânicas de um solo compactado dependem da sua estrutura e dos minerais argilosos existentes. Do ponto de vista dos minerais, a área da superfície, carga e adsorção da superfície, expansão e colapso, plasticidade e coesão são características que diferem de um dado mineral para outro. Estas características influenciam a forma como as partículas de argila se organizam e dispõem (numa estrutura floculada ou dispersa) quando sujeitas a uma dada história de sucção e carregamento, fazendo com que um dado solo reaja de forma diferente de acordo com a fracção argilosa presente. O objectivo de se apresentarem as fotografias do microscópio electrónico (SEM Scanning Electron Microscope) é mostrar a coerência entre a estrutura medida e os resultados da porosimetria, que afecta as curvas de retenção e as restantes características estudadas para os dois pontos da curva de compactação. No presente trabalho foi possível visualizar a estrutura de um solo compactado do lado seco e do lado húmido através do microscópio electrónico instalado no Departamento de Materiais do Instituto Superior Técnico. Na Figura 4.13 encontra-se uma fotografia de uma amostra de solo compactado do lado húmido. Na imagem ampliada (b)), é possível observar que as partículas apresentam uma organização dispersa, com vazios pequenos, em que as partículas se orientam paralelamente umas em relação às outras. Estes aspectos estão de acordo com o que era esperado e vão de encontro ao que foi abordado na secção sobre estrutura dos solos compactados do capítulo 2 e com os resultados das porosimetrias e curvas de retenção. a) b) Figura 4.13 Fotografia de microscópio electrónico de uma amostra compactada do lado húmido (a)). Ampliação de um pormenor para melhor visualização da distribuição (estrutura) das partículas de argila (b)) A Figura 4.14 apresenta uma fotografia de uma amostra de solo compactado do lado seco. Neste caso, através da ampliação é possível observar uma estrutura do solo mais floculada, 53

76 em que se nota uma certa estrutura tipo baralho de cartas. Percebe-se assim que os vazios neste caso são maiores e estão de acordo com o referido no capítulo 2. \ a) b) Figura 4.14 Fotografia de microscópio electrónico de uma amostra compactada do lado seco (a)). Ampliação de um pormenor para melhor visualização da distribuição (estrutura) das partículas de argila (b)) As imagens obtidas na Figura 4.13 e Figura 4.14, estão de acordo com os resultados obtidos pela porosimetria por intrusão de mercúrio. Com o recurso a fotografias de microscópio electrónico pode-se ter uma melhor percepção acerca destes assuntos até porque, como se costuma dizer, uma imagem vale por mil palavras. Esta análise permite sustentar toda a teoria que está por detrás do comportamento dos solos compactados e a sua abordagem como solos não saturados e, em especial, o facto de a estrutura do solo argiloso explicar o seu comportamento ENSAIOS EDOMÉTRICOS E DE EXPANSIBILIDADE BREVES FUNDAMENTOS A compressibilidade é a propriedade de um material que permite a caracterização das deformações volumétricas sofridas quando este é submetido a um carregamento, podendo ser determinada com recurso ao ensaio edométrico. No presente trabalho, o ensaio foi realizado de acordo com a norma ASTM D Na Figura 4.15 observa-se a preparação de um ensaio e a realização de outro nos aparelhos necessários à sua realização, os edómetros, devidamente providos de um LVDT (Linear Variable Differential Transformer) para leitura automática dos deslocamentos verticais. 54

77 Figura 4.15 Preparação do ensaio edométrico No ensaio edométrico, um provete cilíndrico com 19 mm de espessura e 70 mm de diâmetro é solicitado de acordo com as hipóteses base da teoria de consolidação unidimensional de Terzaghi (Terzaghi & Peck, 1967). O solo encontra-se saturado, o solo encontra-se confinado lateralmente (anel rígido) sendo as deformações existentes apenas verticais. Tendo em conta o confinamento lateral, as deformações laterais ( ) são nulas e apenas ocorre deformação na direcção vertical ( ) que correspondende a uma deformação volumétrica ( 2 ) PREPARAÇÃO DAS AMOSTRAS No presente trabalho, realizaram-se ensaios edométricos para amostras de solo com diferentes humidades relativas de modo a poder estudar-se o comportamento do solo com sucções diferentes e também por forma a poder calibrar o modelo constitutivo para solos não saturados. Assim, foram realizadas várias amostras para que os objectivos propostos fossem atingidos e se pudessem retirar algumas conclusões. Como referido na secção 3 deste capítulo, foram compactadas amostras de um solo argiloso do lado húmido e do lado seco da curva de compactação. Para cada grupo dessas amostras podem distinguir-se três casos distintos referentes a sucções impostas diferentes e que permitem obter conclusões acerca dos fundamentos abordados nos capítulos 2 e 3. Além do mais, com o plano de ensaios estipulado, é possível obter os parâmetros necessários à calibração do modelo elastoplástico analisado, o Barcelona Basic Model (BBM). Deste modo distinguem-se as seguintes amostras: Amostra com humidade relativa do laboratório (HR de aproximadamente 53%, sucção de 85 MPa) 55

78 Amostra com humidade relativa imposta por equilíbrio de vapor (HR de 75% aplicada com uma solução saturada de NaCl, sucção de 39 MPa) Amostra saturada (humidade relativa de aproximadamente 100%, sucção nula) Na Figura 4.16 apresentam-se as trajectórias de carregamento aplicadas que incluem as variações de sucção impostas às amostras de solo. Na figura observa-se que, após a montagem, as amostras secaram ao ar (permitindo que todas tivessem uma sucção inicial igual) e de seguida seguiram caminhos diferentes de modo a atingirem sucções diferentes e, portanto, comportamentos diferentes. Cada conjunto formado pelas três trajectórias da Figura 4.16 foi adoptado para as amostras compactadas do lado seco e do lado húmido da curva de compactação para permitir a caracterização do seu comportamento não saturado. s HR laboratório (s=85 MPa) Secagem ao ar Solução de NaCl HR controlada NaCl (s=39 Montagem das amostras Saturação completa Saturado (s=0 MPa) Figura 4.16 Esquema das variações impostas às amostras de solo A montagem dos provetes de solo no anel para o ensaio edométrico não foi fácil uma vez que, após a secagem, as amostras ficaram muito secas e desagregavam-se facilmente. Na Figura 4.17 encontra-se ilustrado o processo de montagem dos provetes. a) b) Figura 4.17 Preparação dos provetes para ensaio: a) montagem do provete e b) provete pronto para ensaio Convém relembrar que, tal como se referiu na secção 3 deste capítulo, não foi possível obter as amostras compactadas nos pontos correspondentes a um teor em água óptimo acrescido de 2% ( +2%) e reduzido de 2% ( -2%) (as amostras preparadas nos dois lados da curva 56

79 foram apresentadas na Figura 4.3 e o seu índice de vazios no Quadro 4.2). Tal como referido, as diferenças no índice de vazios entre os provetes reais e os que se pretendiam idealmente serão tidas em consideração no comentário aos resultados obtidos e sua comparação. Devido às dificuldades na montagem dos anéis obteve-se índices de vazios diferentes nos dois lados e índices de vazios diferentes do que foi descrito no Quadro 4.2. Os valores reais foram medidos após a montagem de cada anel e apresentam-se no Quadro 4.5. Quadro 4.5 Índice de vazios obtidos para as várias amostras ensaiadas no edómetros após montagem nos anéis Índice de vazios Saturado HR 75% HR lab Lado húmido 0,569 0,526 0,561 Lado seco 0,872 0,853 0, ENSAIOS EDOMÉTRICOS Como referido no ponto anterior, realizaram-se ensaios edométricos para amostras do lado seco e do lado húmido da curva de compactação. Para melhor compreensão e interpretação dos resultados a apresentação dos dados irá processar-se da seguinte forma: inicialmente são apresentados os resultados do lado húmido, de seguida os do lado seco e por fim serão comparados os dois. Para a realização do ensaio estipulou-se uma trajectória de carregamento que se procurou que fosse sempre igual. No entanto, uma vez que a disponibilidade dos pesos nem sempre era a ideal, ocorreram algumas variações. No Quadro 4.6 encontram-se as trajectórias adoptadas para os vários ensaios sendo que as células azuis representam os momentos em que a amostra está saturada e as vermelhas referem-se a um acidente que ocorreu durante a execução dos ensaios, onde o peso total colocado foi excessivo e levou a que houvesse um derrubamento da pedra que sustentava os aparelhos e a consequente queda de ambos. Foi uma contrariedade que inutilizou os edómetros durante algum tempo e que inviabilizou a obtenção de alguns parâmetros nos ensaios tais como a determinação do índice de recompressibilidade e o valor da expansibilidade ou do colapso associados à amostra com humidade relativa do laboratório. Estes ensaios foram realizados para que se determinassem simultaneamente a expansibilidade e compressibilidade saturada e não saturada dos vários provetes compactados do lado seco e do lado húmido da curva de compactação. Como se verá no final desta secção, a partir de um ensaio edométrico é também possível obter uma estimativa da sua permeabilidade saturada. 57

80 Trajectória de carregamentos Quadro 4.6 Trajectória de carregamentos adoptada para os vários ensaios edométricos realizados Lado húmido Lado seco Saturado HR 75% HR lab Saturado HR 75% HR lab ,5 12,5 12,5 12,5 12,5 12,5 12,5 37,5 37,5 12,5 37,5 37,5 37,5 87,5 87,5 37,5 87,5 87,5 87,5 187, ,5 187,5 187,5 187,5 387, ,2 387,5 387,5 387,5 787, ,2 787,5 787,5 787,5 387, ,2 387,5 387,5 387,5 787, ,2 787,5 787,5 787,5 1587,5 1591,4 800,2 1587,5 1587,5 1587,5 1587,5 1591,4 1600,2 1587,5 1587,5 787,5 800, ,5 12,5 12,5 387,5 12,5 Relativamente à compressibilidade, os vários ensaios edométricos foram realizados com ciclos de carga e descarga completos, excepto no caso em que ocorreu acidente. Os resultados foram registados no espaço (, ) e calcularam-se o coeficiente de compressibilidade (C C ) e o coeficiente de expansibilidade (C S ) dos provetes. Quanto à expansibilidade, a determinação desta característica do solo fez-se através da medição das deformações obtidas na molhagem efectuada sob tensão vertical constante. Tanto a medição destes parâmetros como a interpretação do comportamento do solo serão analisados de seguida RESULTADOS DO ENSAIO EDOMÉTRICO INTERPRETAÇÃO DOS ENSAIOS Num ensaio edométrico são obtidas as leituras da altura da amostra ao longo do tempo para cada carregamento. A partir destes resultados é assim possível obter uma trajectória no plano (, ) em que representa a variação da altura da amostra e refere-se ao tempo decorrido desde o início do ensaio, conforme ilustrado na Figura

81 1 2 Figura 4.18 Output do ensaio edométrico com a respectiva trajectória (, ) As deformações calculadas troço a troço ( ) podem ser obtidas pela Eq. 4.2, a partir da qual se consegue obter a Eq. 4.3 que permite estimar a variação do valor do índice de vazios,, em cada instante. Nas equações diz respeito à altura inicial do provete (19 mm) e refere-se ao valor inicial do índice de vazios. (Eq. 4.2) 1 (Eq. 4.3) Tendo em conta o que se referiu acima, é possível traçar os resultados do ensaio no plano (, ) ou (, ), sendo obtidas as trajectórias calculando as variações do índice de vazios a partir dos deslocamentos verticais sempre em função do índice de vazios na montagem. Como se observa na Figura 4.18, a partir da representação do ensaio no plano (, ) é possível obter o índice de compressibilidade, C C (declive do ramo virgem), e o índice de expansibilidade ou recompressibilidade, C S (declive dos ramos de recarga ou descarga), do provete analisado. As Eq. 4.4 e Eq. 4.5 permitem o seu cálculo. Figura 4.19 Output do ensaio edométrico no plano (, ) e representação do cálculo dos índices de compressibilidade e expansibilidade (Eq. 4.4) 59

82 (Eq. 4.5) Por outro lado, pela análise da Figura 4.20, a partir da representação do ensaio no plano (, ) é possível determinar o coeficiente de compressibilidade ( ), o módulo de compressibilidade volumétrica ( ) e o módulo edométrico ( ), calculados para os troços em que há incremento de carga. As Eq. 4.6, Eq. 4.7 e Eq. 4.8 traduzem essas grandezas. Estas equações apenas serão úteis para o cálculo do coeficiente de permeabilidade ( ). Figura 4.20 Output do ensaio edométrico no plano (, ) e representação do cálculo do coeficiente de compressibilidade (Eq. 4.6) (Eq. 4.7) (Eq. 4.8) A máxima tensão efectiva vertical a que um solo já esteve submetido designa-se por tensão de cedência ( ), marcando o ponto da curva - a partir do qual as deformações do solo crescem mais significativamente com a tensão efectiva vertical (ramo virgem). Assim, analisando novamente a representação do ensaio edométrico no plano (, ), aplicando o método de Casagrande (Maranha das Neves, 2006) é possível obter a tensão de cedência da amostra em análise. A Figura 4.21 ilustra o processo de cálculo da tensão de cedência, onde inicialmente se identifica o ponto A que corresponde ao ponto da maior curvatura no gráfico e se traça a recta horizontal R1 a passar nesse ponto. De seguida é traçada a recta R2 tangente à curva no ponto A e calcula-se a bissectriz entre as rectas R1 e R2, obtendo-se R3 que passa em A. Por fim é traçada a recta R4 que é tangente ao troço mais inclinado da curva e obtém-se 60

83 o ponto Y correspondente à intersecção das rectas R3 e R4. Esse é o ponto correspondente à tensão de cedência. Figura 4.21 Output do ensaio edométrico no plano (, ) com representação do cálculo da tensão de cedência pelo método de Casagrande A partir do ensaio edométrico é também possível obter o coeficiente de consolidação ( ), que consiste num parâmetro do solo que determina o tempo de consolidação. Deste modo, em cada ensaio edométrico são obtidas tantas curvas (, ) quantos os níveis de carga utilizados já que cada um desses níveis permite estimar um valor, em geral, diferente para o coeficiente de consolidação. Assim, percebe-se que o coeficiente de consolidação não é um parâmetro característico do solo já que depende do índice de vazios (tal como o coeficiente de permeabilidade). No presente trabalho foi estimado o valor do coeficiente de consolidação a partir do método de Casagrande. A Figura 4.22 representa um troço de carregamento (tensão vertical constante) onde se ilustra esquematicamente o método de Casagrande para obtenção do coeficiente de consolidação. Segundo o método, traça-se uma recta R1 tangente ao troço mais inclinado e uma recta R2 tangente ao troço final em que a inclinação é mais suave. De seguida identifica-se o ponto B (quando R1 intersecta a curva) e o ponto C que corresponde à intersecção da recta R1 com a recta R2. Sabendo que é igual a 4 obtém-se o ponto A e a partir do ponto C identifica-se o valor. O próximo passo consiste em calcular sabendo que é a diferença entre o deslocamento medido no ponto A,, e o deslocamento medido em B. Obtém-se já que é igual a. De seguida calcula-se que é igual a e identifica-se o ponto X que fica na curva na posição correspondente ao deslocamento ( 2). Obtém-se assim que é o tempo do ponto X. Sendo U=50% no ponto X, sabe-se que o factor tempo para consolidação ( ) é 0,196. Obtém-se assim o coeficiente de consolidação através da Eq. 4.9 em que é o e é metade da altura do provete no início desse troço de carregamento. (Eq. 4.9) 61

84 Figura 4.22 Output de cada nível de carregamento do ensaio edométrico no plano (, ) e representação esquemática do método de Casagrande para determinação do coeficiente de consolidação Podem ainda ser obtidos os parâmetros e que estão directamente relacionados com os parâmetros C C e C S. Enquanto os primeiros correspondem a variações de tensão isotrópicas em ( ), os segundos correspondem a variações de tensão verticais (ou unidimensionais) em ( ). As Eq e Eq traduzem a relação entre esses parâmetros: 2 3 (Eq. 4.10) 2 3 (Eq. 4.11) É ainda necessário obter qual o valor da tensão média de cedência ( ) do solo. Assim, admitindo-se que no ensaio edométrico se tem que, de acordo com a Eq vem: (Eq. 4.12) De seguida será feita uma análise aos resultados obtidos nos ensaios efectuados para os vários provetes, sendo discutidos todos os aspectos relevantes, tendo em conta os objectivos desta dissertação LADO HÚMIDO Neste ponto serão analisados os ensaios efectuados para as amostras compactadas do lado húmido da curva de compactação. As variações positivas de altura correspondem a aumento de volume enquanto as negativas correspondem a diminuição. 62

85 e - índice de vazios h (mm) Na Figura 4.23 encontra-se a trajectória de carregamentos adoptada para o provete saturado (com sucção nula) representada no plano (, ). Como era de esperar, de acordo com o abordado nos capítulos 2 e 3, quando ocorre molhagem a tensão vertical baixa (12,5 kpa) ocorre um empolamento da amostra já que a tensão vertical é inferior à tensão de cedência. De seguida, à medida que vai havendo incremento nas cargas verticais aplicadas, a amostra vai diminuindo a sua altura até que ocorre um ciclo carga/descarga e há uma pequena descompressão da amostra. Por fim volta-se a incrementar a carga até que ocorre um acidente e interrompe o ensaio. 0,5 0,3 0,1-0,1-0,3-0,5-0,7-0,9-1,1-1,3-1, Saturação (empolamento) 1ª Descarga Acidente t - tempo (s) Figura 4.23 Trajectória das deformações sofridas ao longo do tempo para a amostra saturada Na Figura 4.24 observa-se o comportamento do solo explicado pela análise da Figura 4.23 mas em termos de índice de vazios e tensão vertical aplicada. A molhagem do provete a tensão vertical baixa corresponde no fundo ao caso da Figura 3.8 analisada no capítulo 3. 0,6 0,58 Empolamento na Saturação 0,56 0,54 0,52 0,5 0,48 0, log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Saturado Figura 4.24 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra saturada 63

86 e - índice de vazios h (mm) Relativamente à amostra mantida em equilíbrio de vapor com solução de NaCl a uma humidade relativa de 75%, a Figura 4.25 mostra o provete a diminuir a sua altura ao longo do tempo até que é feito um ciclo de carga/descarga para uma tensão vertical de 787,5 kpa. À tensão vertical de 1587,5 kpa dá-se a saturação do solo verificando-se colapso já que, como era de esperar, a tensão no solo é superior à tensão de cedência. Por fim o provete é descarregado. 0-0, ,4-0,6-0,8-1 -1,2-1,4 1º descarga Saturação (colapso) t - tempo (s) Figura 4.25 Trajectória das deformações sofridas ao longo do tempo para a amostra com HR de 75% Mais uma vez, na Figura 4.26 é possível observar o comportamento descrito no parágrafo anterior em termos de índice de vazios e tensão vertical aplicada. Tal como no caso anterior, também este tipo de molhagem a tensão elevada foi abordado no capítulo 3 quando se analisou a Figura ,53 0,51 0,49 0,47 0,45 Colapso na Saturação 0,43 0, log σ - logarítmo da tensão vertical (kpa) Humidade relativa 75% Figura 4.26 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR de 75% 64

87 e - índice de vazios h (mm) A amostra com humidade relativa do laboratório (53%) tem a sua trajectória de deformações ao longo do tempo ilustrada na Figura É possível observar que existe uma diminuição da altura do provete à medida que se vai incrementado a tensão vertical aplicada, havendo um ciclo de carga/descarga para uma tensão vertical de 790 kpa. Quando a amostra é saturada verifica-se colapso, não sendo possível aferir a sua dimensão já que este ensaio decorria em conjunto com o da amostra compactada do lado húmido que foi saturada no início do ensaio e que sofreu um acidente. 0-0, ,4-0,6-0,8-1 -1,2 1ª Descarga Saturação (colapso) e acidente t - tempo (s) Figura 4.27 Trajectória das deformações sofridas no tempo para a amostra com HR do laboratório (53%) A Figura 4.28 ilustra o comportamento explicado no parágrafo anterior mas em termos de índice de vazios e tensão vertical aplicada. Como não foi possível obter a variação de altura associada à molhagem, não se encontra representado o colapso. De qualquer forma, tal como no caso anterior, o colapso justifica-se devido ao facto de a tensão à qual ocorre molhagem ser superior à tensão de cedência, conforme o que foi abordado nos capítulos 2 e 3. 0,57 0,56 0,55 0,54 0,53 0,52 0,51 0,5 0,49 0, log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Humidade relativa 53% Figura 4.28 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR do laboratório (53%) 65

88 e - índice de vazios e - índice de vazios Nas Figura 4.29, Figura 4.30 e Figura 4.31 encontram-se representados os ensaios edométricos das amostras compactadas do lado húmido, com humidades relativas de 100% (saturada), 75% e 53% respectivamente. As figuras ilustram o comportamento do solo no plano (, ) e apresentam algumas características de cada amostra tais como o índice de compressibilidade (C C ), o índice de expansibilidade (C S ) e a tensão de cedência das amostras ( ). O cálculo da tensão de cedência foi efectuado com recurso ao método de Casagrande. 0,6 0,58 0,56 0,54 0,52 0,5 0,48 0, Saturado Declive Cc log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Declive Cs tensao cedência Figura 4.29 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra saturada, respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem 0,53 0,51 0,49 0,47 0,45 0,43 0, Humidade relativa 75% Declive Cc log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Declive Cs tensão de cedência Figura 4.30 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR de 75%, respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem 66

89 e - índice de vazios 0,57 0,56 0,55 0,54 0,53 0,52 0,51 0,5 0,49 0, Humidade relativa 53% Declive Cc log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Declive Cs tensão de cedência Figura 4.31 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR do laboratório (53%), respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem Pela análise das figuras percebe-se que o comportamento das amostras ensaiadas é diferente. Tal como se esperava, uma vez que a humidade relativa de cada amostra era diferente, as sucções instaladas também o eram (tanto maiores quanto menores as humidades). Para uma melhor discussão destes resultados, apresenta-se no Quadro 4.7 os valores dos parâmetros obtidos nos vários ensaios edométricos. Quadro 4.7 Valores dos parâmetros obtidos nos vários ensaios edométricos Lado Húmido C S C C (kpa) (kpa) s=0 MPa (saturado) 0,0189 0, ,45 0,0082 0, ,96 s=39 MPa (HR=75%) 0,0089 0, ,93 0,0039 0, ,29 s=85 MPa (HR=53%) 0,0113 0, ,80 0,0049 0, ,20 Analisando o Quadro 4.7, o índice de expansibilidade (C S ) reflecte o comportamento elástico do solo logo deveria ser independente da sucção (Alonso et al., 1990). A interpretação de C S não é clara porque aumenta quando a sucção desce mas para 85 MPa o valor é maior que C S para 39 MPa, sendo no entanto ambos próximos de 0,010. O valor de C S (saturado) é aproximadamente o dobro de C S (sucção não nula). Este comportamento é típico de materiais cuja estrutura depende da sucção, daí que não se verifique um valor constante deste índice quando medido nos provetes saturados. Quanto mais seco o solo, mais rígido ele fica. Como se referiu no parágrafo anterior, para o comportamento elástico, como são pequenas deformações, geralmente o C S não varia com a sucção a não ser que ocorram alterações estruturais. Neste caso, julga-se que tal comportamento se deve ao facto de haver agregados (torrões) que se desfazem com a molhagem justificando o comportamento verificado. Quanto ao índice de compressibilidade 67

90 elastoplástico (C C ), é de esperar que em função do aumento da rigidez do solo a sua compressibilidade diminua e que, deste modo, o valor de C C seja menor à medida que a sucção aumenta. O facto de C C (sucção de 39 MPa) ser menor que C C (sucção de 85 MPa) pode ser explicado pelo facto de não se ter conseguido atingir a cedência para o solo mais seco sendo necessário aplicar mais tensão vertical. Tal também explica o facto de a tensão de cedência para a sucção de 85 MPa ser menor do que para a sucção de 39 MPa. Este resultado é muito comum em solos não saturados para sucções altas (Alonso & Pinyol, 2008). Pode-se assim admitir um patamar vertical na curva Loading Collapse (LC) com início na sucção de 39 MPa correspondendo a uma tensão média de cedência ( ) de 135 MPa, valor válido também para a sucção de 85 MPa. Relativamente aos parâmetros do Barcelona Basic Model (, e ), a sua discussão é idêntica à dos C C, C S e pois dependem destes como discutido no ponto anterior LADO SECO Neste ponto serão analisados os ensaios efectuados para as amostras compactadas do lado seco da curva de compactação. Tal como no ponto anterior, as variações positivas de altura correspondem a aumento de volume enquanto as negativas correspondem a diminuição. Começando por analisar o comportamento da amostra saturada, é possível observar a trajectória do ensaio em termos de variação de altura ( ) e tempo ( ) na Figura Após a molhagem inicial do provete dá-se uma ligeira diminuição de altura. Ao contrário do que se verifica no caso da amostra compactada do lado húmido, observa-se colapso da amostra e não empolamento sob tensão vertical baixa (12,5 kpa). Comparando o comportamento na molhagem sob tensão baixa da amostra compactada do lado seco e do lado húmido constata-se imediatamente que a tensão de cedência saturada é muito diferente. Esta observação aparentemente contradiz a Figura 2.12, mas foi explicado oportunamente que isto só é válido se a amostra tiver sido compactada com o mesmo índice de vazios (mesmo peso volúmico específico), independentemente de ser no ramo seco ou no ramo húmido, o que não é o caso. Mesmo que o valor da tensão de cedência saturada para a amostra do lado seco seja bastante menor do que para o lado húmido, para a molhagem sob uma tensão vertical tão baixa era de esperar que na amostra do lado seco também se verificasse empolamento. O facto de se ter obtido um valor tão baixo para o lado seco pode ser explicado pela preparação da amostra. Como se explicou neste capítulo quando se abordou a curva de compactação, as amostras do lado seco e do lado húmido não foram compactadas com o mesmo índice de vazios (portanto não nos pontos idealizados), sendo que do lado seco, por se ter um índice de vazios maior tem-se uma estrutura mais aberta logo maior propensão para o colapso e uma tensão de cedência menor. Deste modo, apesar de a saturação ter sido aplicada a uma tensão 68

91 e - índice de vazios h (mm) baixa, esta já era superior à de cedência, explicando assim o fenómeno de colapso observado na amostra compactada do lado seco sob tensão vertical tão baixa. Retomando a análise do ensaio, a seguir à saturação da amostra aumentaram-se as tensões verticais aplicadas, realizando-se um ciclo de carga/descarga aos 800 kpa. -0, ,2-2,2 Saturação (colapso) -3,2-4,2 1ª Descarga -5,2 t - tempo (s) Figura 4.32 Trajectória das deformações sofridas ao longo do tempo para a amostra saturada Na Figura 4.33 é possível observar o comportamento da amostra saturada no plano (, ). Pela análise desta figura, a concavidade da curva aparenta ser típica de materiais granulares onde há esmagamento dos grãos ou de agregados secos de argila. De acordo com o que foi estudado por Koliji (2008), pode-se admitir que, de facto, o que se supôs anteriormente acerca da saturação provocar a destruição dos agregados (torrões) de argila é verdade. 0,9 0,8 Colapso na Saturação 0,7 0,6 0,5 0,4 0, log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Saturado Figura 4.33 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra saturada 69

92 e - índice de vazios h (mm) Na Figura 4.34 encontra-se a trajectória das deformações sofridas ao longo do tempo para a amostra com humidade relativa de 75%. Para uma tensão vertical de 787,5 kpa é feito um ciclo de carga/descarga e a uma tensão de 1587,5 a amostra é saturada verificando-se colapso do solo. De referir ainda que, tal como nos casos das amostras com sucção compactadas do lado húmido, verificou-se colapso devido ao facto de se ter efectuado a molhagem a uma tensão superior à de cedência. 0-0,5-1 -1,5-2 -2,5-3 -3,5-4 -4, ª Descarga Saturação (colapso) t - tempo (s) Figura 4.34 Trajectória das deformações sofridas ao longo do tempo para a amostra com HR de 75% Na Figura 4.35 encontra-se a trajectória (, ) da amostra com humidade relativa de 75%, podendo ser observados os comportamentos explicados no parágrafo anterior. 0,9 0,85 0,8 0,75 0,7 0,65 0,6 0,55 0,5 0,45 0,4 Colapso na Saturação log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Humidade relativa 75% Figura 4.35 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR de 75% A Figura 4.36 ilustra a trajectória no plano (, ) para o ensaio edométrico da amostra com humidade relativa de 53% (laboratório). A saturação da amostra dá-se a uma tensão vertical de 1587,5 kpa, verificando-se colapso do solo, pois a tensão a que se dá a molhagem é superior à 70

93 e - índice de vazios h (mm) tensão de cedência. De salientar ainda que se efectua um ciclo carga/descarga para a tensão efectiva de 787,5 kpa. 0,1-0,4-0,9-1,4-1,9-2,4-2,9-3,4-3,9-4, ª Descarga Saturação (colapso) t - tempo (s) Figura 4.36 Trajectória das deformações sofridas no tempo para a amostra com HR do laboratório (53%) A Figura 4.37 ilustra a trajectória da amostra com humidade relativa do laboratório compactada do lado seco, no plano (, ). 0,9 0,85 0,8 0,75 0,7 0,65 0,6 0,55 0,5 0,45 0,4 Colapso na Saturação log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Humidade relativa 53% Figura 4.37 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR do laboratório (53%) Nas Figura 4.38, Figura 4.39 e Figura 4.40 encontram-se representados os ensaios edométricos das amostras compactadas do lado seco, com humidades relativas de 100% (saturada), 75% e 53% respectivamente. As figuras ilustram o comportamento do solo no plano (, ) e apresentam algumas características de cada amostra tais como o índice de compressibilidade (C C ), o índice de expansibilidade (C S ) e a tensão de cedência de cada 71

94 e - índice de vazios e - índice de vazios amostra ( ). O cálculo da tensão de cedência foi efectuado com recurso ao método de Casagrande descrito anteriormente. 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0, Saturado Declive Cc log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Declive Cs tensão de cedência Figura 4.38 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra saturada, respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem 0,9 0,85 0,8 0,75 0,7 0,65 0,6 0,55 0,5 0,45 0, Humidade relativa 75% Declive Cc log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Declive Cs tensão de cedência Figura 4.39 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR de 75%, respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem 72

95 e - índice de vazios 0,9 0,85 0,8 0,75 0,7 0,65 0,6 0,55 0,5 0,45 0, Humidade relativa 53% Declive Cc log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Declive Cs tensão de cedência Figura 4.40 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaio edométrico da amostra com HR do laboratório (53%), respectiva tensão de cedência e linha de compressão elástica e troço de compressão virgem Os resultados dos ensaios edométricos sob sucção diferente realizados nas amostras compactadas do lado seco foram tratados de uma forma idêntica aos das amostras do lado húmido. Estes resultados apresentam-se no Quadro 4.8. Quadro 4.8 Valores dos parâmetros obtidos nos vários ensaios edométricos Lado Seco C S C C (kpa) (kpa) =0 MPa (saturado) 0,0278 0, ,36 0,0121 0,1030 9,57 =39 MPa (HR=75%) 0,0160 0, ,86 0,0070 0, ,57 =85 MPa (HR=53%) 0,0130 0, ,83 0,0056 0, ,22 Analisando o Quadro 4.8, no que diz respeito ao índice de expansibilidade (Cs), os comentários efectuados na análise anterior relativa aos resultados dos ensaios compactados no lado húmido são idênticos já que C S não é independente da sucção. Tal como explicado para o lado húmido, este comportamento é típico do comportamento de materiais cuja estrutura depende da sucção, daí que não se verifique um valor constante deste índice. Julga-se que tal comportamento se deve ao facto de haver agregados (torrões) que se desfazem com a molhagem justificando o comportamento verificado. Visto a diferença nos valores não ser significativa, admite-se que o Barcelona Basic Model é válido. No entanto, contrariamente ao observado para o lado húmido, os valores de C S para o lado seco obedecem a uma ordem que depende claramente da sucção. Pode ser porque os torrões são mais bem definidos no lado seco devido à estrutura floculada. Quanto ao índice de compressibilidade, é de esperar que em função do aumento da rigidez do solo a sua compressibilidade diminua e que, deste modo, o valor de C C seja menor à medida 73

96 que a sucção aumenta. No entanto, tal não se verifica pois C C (saturado) menor que Cc (sucção de 39 MPa) mas ambos são muito próximos de 0,24. Uma explicação possível é que o valor de C C (saturado) possa ter sido mal calculado pois a curva de compressibilidade é de difícil interpretação devido à destruição dos agregados de argila. O valor de C C (saturado) será com certeza maior do que o valor medido para sucção de 39 MPa mas pode considerar-se o valor de 0,24. Quanto à tensão de cedência, tal como para as amostras compactadas do lado húmido, era de esperar que esta fosse maior à medida que a sucção também o fosse. No entanto, e uma vez mais, não se deve ter atingido a tensão de cedência ( ) do solo na amostra com sucção de 85 MPa. Explica-se assim a existência de um valor mais baixo que na amostra com sucção de 39 MPa que não deve ser considerado no cálculo. Mais uma vez, relativamente aos parâmetros calculados para calibração do Barcelona Basic Model (, e ), como são linearmente independentes dos demais, compreende-se que a sua discussão seria redundante LADO HÚMIDO VERSUS LADO SECO Tendo em conta o que foi abordado nos capítulos 2 e 3, era de esperar que as amostras de solo compactadas do lado seco tivessem melhores características de deformabilidade. Era portanto de acreditar que os índices de compressibilidade (C C ) e expansibilidade (C S ) fossem menores que os do lado húmido, o que não se verificou. No entanto verifica-se que a tensão de cedência não saturada é maior para as amostras no lado seco, o que confirma que a estrutura induzida ao solo pelo processo de compactação tem influência sobre estas características. Para uma melhor interpretação dessas características apresenta-se no Quadro 4.9 a comparação entre esses parâmetros e no Quadro 4.10 os valores finais adoptados para o caso saturado e o caso não saturado (seco). Pelo facto de para humidades relativas de 75% ou de 53% o solo já ser seco demais para que seja possível observar diferenças nos agregados, os valores estipulados para o caso não saturado (seco) correspondem a uma interpretação dessas duas humidades relativas. Quadro 4.9 Comparação dos valores dos parâmetros obtidos nos vários ensaios edométricos Lado Húmido Lado Seco C S C C (kpa) C S C C (kpa) =0 MPa (saturado) 0,0189 0, ,45 0,0278 0, ,36 =39 MPa (HR=75%) 0,0089 0, ,93 0,0160 0, ,86 =85 MPa (HR=53%) 0,0113 0, ,80 0,0130 0, ,83 74

97 Quadro 4.10 Valores finais admitidos dos parâmetros obtidos nos ensaios edométricos Lado Húmido Lado Seco C S C C (kpa) C S C C (kpa) Solo saturado 0,020 0, ,030 0,24 14 Solo não saturado 0,010 0, ,015 0, A explicação de se ter obtido maior compressibilidade do lado seco pode ser justificada por ter a ver com o facto de o índice de vazios na preparação ser maior e de a estrutura ser naturalmente floculada. Deste modo, os agregados de argila das amostras do lado seco são maiores e desfazem-se mais na molhagem do que as do lado húmido, fazendo com que este índice tome valores superiores. Tal aspecto até parece ser bastante plausível já que as amostras mais secas (sucção de 85 MPa) têm valores de C S muito próximos mas, à medida que ocorre molhagem, observa-se que do lado seco a influência da presença de humidade é mais significativa para a destruição desses agregados que no caso do lado húmido e tanto maior quanto maior a presença de água. Relativamente à tensão de cedência, como se pode verificar apenas no caso das amostras saturadas é que o valor é inferior do lado seco. Tal deve-se ao facto de o índice de vazios da montagem do lado seco ser inferior ao do lado húmido, pelo que a tensão de cedência acaba por ser menor. Como se referiu no capítulo 3, a Loading Collapse da amostra compactada no lado seco define um espaço elástico maior do que a do lado húmido pelo que, apesar de a tensão de cedência saturada no caso seco ser menor, existe um ponto no qual as linhas de cedência de um e outro caso se cruzam e a partir do qual a curva do lado seco passa a ter maiores tensões de cedência para uma mesma sucção. A Figura 4.41 pretende representar esquematicamente o tipo de superfície de cedência que se obteve. Inclui o patamar vertical que se admite ser realista visto as HR de 53% e 75% serem já ambientes demasiados secos para se ver diferenças nos agregados. Na figura encontra-se uma representação possível para a curva esperada do lado seco caso a amostra compactada neste lado da curva tivesse o mesmo índice de vazios que a do lado húmido e se a tensão média de cedência saturada fosse igual. Como tal não sucedeu, houve uma translação da curva para o ponto correspondente ao novo valor da tensão de cedência saturada da amostra do lado seco. Posteriormente no capítulo 5 vai-se averiguar se será apenas uma translação da curva toda ou só a alteração do valor da tensão de cedência saturada. 75

98 e -índice de vazios s - sucção (MPa) Lado húmido admitido Lado seco admitido Lado seco esperado p - tensão média de cedência (kpa) Figura 4.41 Representação esquemática da curva de cedência (Loading collapse LC) no plano de tensões (, ) para as amostras compactadas do lado seco e do lado húmido De seguida apresentam-se as Figura 4.42 e Figura 4.43 onde se encontram sobrepostos os gráficos dos ensaios edométricos no plano (, ) para as amostras do lado húmido e do lado seco, respectivamente. 0,65 Lado húmido 0,6 0,55 0,5 0,45 0, Saturado lado húmido Humidade relativa 75% log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Humidade relativa 53% Figura 4.42 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaios edométricos de amostras com vários valores de HR, compactadas do lado húmido Quanto à Figura 4.43, os comentários são em tudo semelhantes aos anteriores, já que neste caso também as curvas das amostras de maior sucção estão muito próximas, sendo válidos os mesmos comentários. Quanto às amostras saturadas, pela comparação das curvas com as da amostra desestruturada é evidente que a água teve alguma contribuição para a destruição dos agregados de argila conforme já explicado anteriormente. 76

99 e - índice de vazios e - índice de vazios 1 Lado Seco 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0, Saturado lado seco Humidade relativa 75% log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Humidade relativa 53% Figura 4.43 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaios edométricos de amostras com vários valores de HR, compactadas do lado seco Na Figura 4.44 encontra-se representada no plano (, ) a trajectória da amostra desestruturada ensaiada, juntamente com as amostras saturadas compactadas do lado seco e do lado húmido. No Quadro 4.11 encontram-se os valores dos índices de compressibilidade (C C ) e de expansibilidade (C S ) da amostra desestruturada, obtidos através do ensaio edométrico. Quadro 4.11 Valores dos parâmetros de compressibilidade obtidos no ensaio edométrico da amostra desestruturada Desestruturada C S C C 0,055 0,25 1,8 1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0, Saturado lado húmido Desestruturada log σ - logaritmo da tensão vertical (kpa) Saturado lado seco Figura 4.44 Trajectória (, ) do solo obtida a partir de ensaios edométricos de amostras saturadas compactadas do lado seco, do lado húmido e da amostra desestruturada 77

100 As perdas de estrutura na molhagem vêm-se pela comparação dos declives da amostra desestruturada com as amostras compactadas saturadas (Vaughan et al., 1988). No caso da amostra compactada do lado seco, o declive (C C ) saturado é muito próximo do valor obtido para a amostra desestruturada (valor de 0,25 muito próximo de 0,24) o que confirma que esta amostra sofreu alterações estruturais na molhagem. As diferenças entre a amostra desestruturada e a amostra compactada do lado húmido saturado não são assim tão evidentes mas também permitem verificar que houve alguma desestruturação na molhagem MEDIÇÃO DA EXPANSIBILIDADE Um ensaio edométrico permite não só caracterizar a compressibilidade de uma amostra mas também a sua expansibilidade. Como é natural, tendo em conta os fundamentos abordados no capítulo 2, a expansibilidade consiste na variação de volume observada quando se procede à saturação do solo por embebição a tensão constante. Deste modo, no plano de carregamentos efectuado foram previstas molhagens completas da amostra a tensão vertical constante de modo a verificar o comportamento do solo na saturação. Nos Quadro 4.12, Quadro 4.13 e Quadro 4.14 encontram-se representados os valores correspondentes à tensão vertical na molhagem ( ), ao tipo de comportamento verificado nessa mesma molhagem, ao índice de expansibilidade elástica para variações de sucção ( ) e ao valor da deformação volumétrica devido à variação de sucção ( ), para as várias amostras ensaiadas. A Eq é a expressão utilizada para o cálculo de, em que corresponde à altura inicial do provete analisado (19 mm). (Eq. 4.13) No Quadro 4.12 analisam-se as amostras compactadas no lado húmido que foram carregadas com a trajectória definida na Figura O mais importante a retirar com estes ensaios já foi discutido na análise dos ensaios edométricos das amostras compactadas do lado húmido, salientando-se o empolamento para saturações a tensão vertical baixa e colapso a tensões elevadas. No lado húmido não foi possível observar a amplitude de colapso, não sendo portanto possível aferir se de facto, tal como se explicou no capítulo 2, quanto maior a amplitude da molhagem maior a degradação das propriedades do solo e, consequentemente, maior a amplitude de colapso. No entanto, analisando o índice de expansibilidade para variações de sucção adoptado ( ), verifica-se que este possui um valor bastante superior quando a tensão vertical é maior, podendo assim justificar que a molhagem a tensões mais elevadas tem um efeito mais pronunciado no comportamento do solo. Como é natural, este 78

101 índice ( ) no caso de deformações exclusivamente elásticas (empolamentos) refere-se no fundo ao índice de compressibilidade elástica para variações de sucção ( ) abordado no capítulo 3. No entanto adoptou-se o índice para simplificar a interpretação dos resultados. Quadro 4.12 Comportamento na molhagem das amostras compactadas no lado húmido Lado Húmido (kpa) Comportamento na molhagem =0 MPa (saturado) 0,0202 0, ,5 Empolamento =39 MPa (HR=75%) 0,0354 0, ,5 Colapso =85 MPa (HR=53%) Acidente ,4 Colapso No Quadro 4.13 apresenta-se o comportamento na molhagem de duas amostras teste preparadas posteriormente, compactadas no lado húmido e ensaiadas com sucções de 39 e 85 MPa só para medir o colapso. Uma vez que ambas apresentam colapso para uma tensão vertical de 187,5 kpa, compreende-se que a tensão de cedência saturada do solo ( ) é inferior a esse valor. De facto obteve-se 121 kpa (Quadro 4.7). Relativamente à amostra com HR de 75%, é possível fazer alguns comentários já que se tem dados devido à molhagem (neste caso a amplitude de variação de sucção é a mesma) a tensões verticais diferentes. Assim, observa-se que, tal como se referiu na análise ao Quadro 4.12, a amplitude de colapso é tanto maior quanto maior a tensão vertical a que se dá a molhagem. Mais uma vez, o facto do índice de expansibilidade devido a variações de sucção ser maior no caso em que a tensão vertical é maior justifica-se, em parte, pelas maiores amplitudes observadas nesse caso. Quadro 4.13 Comportamento na molhagem de duas amostras teste compactadas no lado húmido Lado Húmido (kpa) Comportamento na molhagem =39 MPa (HR=75%) 0,011 0, ,5 Colapso =85 MPa (HR=53%) 0,0278 0, ,5 Colapso No Quadro 4.14 encontram-se resumidos os comportamentos observados na molhagem das amostras compactadas no lado seco. Neste caso, tal como se explicou aquando da interpretação destes ensaios edométricos, todas as variações de sucção devido à molhagem provocaram colapso. Analisando o caso em que a tensão vertical da molhagem é a mesma, verificou-se que apesar de a amplitude da variação de sucção ser maior, não se verificou uma maior amplitude de deformação mas estão muito próximas entre si. Tal pode explicar-se pelo facto de HR de 75% já corresponder a um estado muito seco que não sofre grandes alterações se secar ainda mais. Quadro 4.14 Comportamento na molhagem das amostras compactadas no lado seco Lado Seco (kpa) Comportamento na molhagem =0 MPa (saturado) 0,004 0, ,5 Colapso =39 MPa (HR=75%) 0,1242 0, ,5 Colapso =85 MPa (HR=53%) 0,1227 0, ,5 Colapso 79

102 δε V S - deformações volumétricas Uma vez que se efectuou a molhagem de amostras compactadas do lado húmido com humidade relativa de 75% a tensões verticais diferentes, é possível traçar um gráfico no plano (, ) onde os valores positivos correspondem a empolamento e os negativos a colapso (Figura 4.45). Esta curva traduz o efeito que a molhagem tem no comportamento do solo tendo em conta a tensão vertical a que é realizada. 0,02 0,01 0-0,01 Swelling Pressure (72,6 kpa) ,02-0,03 y = -0,01159ln(x) + 0, ,04 σ v - tensão vertical (kpa) Lado Húmido HR 75% (s=39 MPa) Figura 4.45 Representação no plano (, ) do comportamento na molhagem de amostras compactadas do lado húmido com HR de 75% A curva da Figura 4.45 foi extrapolada a partir da função linha de tendência disponível no programa Excel com recurso aos dois pontos indicados. Pela análise da curva é possível constatar que existe uma tensão para a qual a molhagem não provoca nem empolamento nem colapso. A esse valor dá-se o nome de swelling pressure e, no presente caso, corresponde à tensão vertical de 72,6 kpa. Com esta análise relativa à expansibilidade, é possível ter uma noção mais quantitativa do comportamento de um solo compactado quando sujeito a um dado carregamento. Deste modo, comprova-se a importância do estudo adequado de um solo tendo em vista a sua aplicabilidade em obra. Cada solo reage de uma determinada maneira a um dado carregamento e o conhecimento das suas características mecânicas e hidráulicas é fundamental MEDIÇÃO INDIRECTA DA PERMEABILIDADE A partir de um ensaio edométrico é também possível medir o coeficiente de permeabilidade ( ) do solo. De acordo com Maranha das Neves (2006) este parâmetro pode ser obtido a partir do cálculo do coeficiente de consolidação ( ) e do módulo de compressibilidade volumétrica ( ) de acordo com o referido no ponto sobre resultados do ensaio edométrico abordados nesta secção. Assim, a partir da Eq é possível obter a permeabilidade do solo para os vários troços de carregamento de um solo. 80

103 k - coeficiente de permeabilidade (m/s) k - coeficiente de permeabilidade (m/s) (Eq. 4.14) Desta forma, obtiveram-se os valores do coeficiente de permeabilidade das amostras saturadas compactadas do lado seco e do lado húmido, para os vários troços de carregamento em condições saturadas. Na Figura 4.46 encontram-se os valores do coeficiente de permeabilidade obtidos para a amostra compactada do lado húmido. Pela sua análise é possível observar que à medida que há aumento de carregamento (diminuição do índice de vazios) ocorre uma diminuição da permeabilidade do solo. O ponto fora do alinhamento pode ser explicado eventualmente porque o solo não estava completamente saturado já que se trata do primeiro ponto correspondente ao carregamento após a saturação. 1,4E-09 1,2E-09 1E-09 8E-10 6E-10 4E-10 2E ,5 0,52 0,54 0,56 0,58 0,6 0,62 e - índice de vazios Lado húmido Figura 4.46 Valores do coeficiente de permeabilidade da amostra compactada do lado húmido em função do índice de vazios (várias fases de carregamento) Do mesmo modo, na Figura 4.47 encontram-se representados no espaço (, ) os valores do coeficiente de permeabilidade para a amostra compactada do lado seco, sendo válidos os mesmos comentários relativos à figura anterior. 2E-08 1,8E-08 1,6E-08 1,4E-08 1,2E-08 1E-08 8E-09 6E-09 4E-09 2E ,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 e - índice de vazios Lado seco Figura 4.47 Valores do coeficiente de permeabilidade da amostra compactada do lado seco em função do índice de vazios (várias fases de carregamento) 81

104 k - coeficiente de permeabilidade (m/s) Através da sobreposição das figuras anteriores, de acordo com a Figura 4.48 é possível observar que a permeabilidade da amostra compactada do lado húmido toma valores inferiores à da amostra compactada do lado seco. Admitindo que a água circula essencialmente nos vazios de grandes dimensões (macroporos) quanto maiores forem as suas dimensões maior será o coeficiente e permeabilidade ( ). Assim, o valor de reflecte a estrutura do material compactado. Esta análise vai de encontro ao que foi abordado no capítulo 2 onde se referiu que, devido ao tipo de compactação, a estrutura do solo será diferente podendo nuns casos ser mais aberta (lado seco) e noutros mais fechada (lado húmido). 2E-08 1,8E-08 1,6E-08 1,4E-08 1,2E-08 1E-08 8E-09 6E-09 4E-09 2E ,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 e - índice de vazios Lado húmido Lado seco Figura 4.48 Sobreposição dos valores do coeficiente de permeabilidade de ambas as amostras em função do índice de vazios (várias fases de carregamento) Deste modo, justifica-se que a estrutura do solo seco, por ser mais aberta ou floculada, é caracterizada pela presença de poros maiores daí que a percolação de água neste tipo de solos seja mais fácil e portanto seja superior ao caso da amostra compactada do lado húmido. Na realidade os valores obtidos são os que se esperavam para solos argilosos (Maranha das Neves, 2006) e vão de encontro ao que se referiu aquando da análise da porosimetria por intrusão de mercúrio ou mesmo das fotografias de microscópio electrónico, onde havia sido feita referência a estes aspectos. Não obstante a sua aplicabilidade e importância para o dimensionamento de uma estrutura geotécnica, o coeficiente de permeabilidade acaba também por ser mais um meio que valida tudo o que se abordou ao longo da tese acerca da estrutura de um solo compactado. 82

105 4.9. ENSAIOS TRIAXIAIS CONSIDERAÇÕES INICIAIS Um ensaio triaxial permite a determinação dos parâmetros de resistência ao corte do solo: coesão não drenada ( ), ângulo de resistência ao corte ( ) e a caracterização do comportamento tensão-deformação desses materiais em condições drenadas e não drenadas. É um dos ensaios mais utilizados e mais versáteis uma vez que permite um controlo completo dos estados de tensão total e efectiva, da pressão intersticial, do estado de deformação das amostras e a aplicação de diferentes trajectórias de tensão. Na Figura 4.49 encontra-se um provete de solo na câmara de ensaio triaxial. Como se pode observar, um ensaio triaxial tira partido da simetria radial das amostras cilíndricas de modo a que apenas seja necessário aplicar uma tensão axial (correspondente à tensão principal ) e uma tensão radial (tensões intermédias ). A variação de tensão axial é aplicada através de um êmbolo e a tensão radial é a tensão isotrópica ou pressão de confinamento aplicada com pressão de água (através da utilização de um controlador de pressão da GDS). A tensão que permite levar o solo à rotura por corte designa-se por tensão deviatórica ( ) e corresponde à diferença entre as duas tensões principais aplicadas:. Figura 4.49 Provete de solo na câmara para o ensaio triaxial Dos vários tipos de ensaio possíveis, optou-se pela realização de ensaios consolidados não drenados (CU) por serem ensaios cuja fase de corte é relativamente rápida. Trata-se de um ensaio em que se aplica uma tensão de confinamento mantendo aberta a válvula de drenagem e permitindo a consolidação do solo sob essa pressão. Durante a fase de corte (aplicação da tensão deviatórica, ou seja, incremento da tensão axial) a válvula de drenagem é mantida 83

106 fechada. Obtêm-se assim resultados em termos de tensões totais, podendo calcular-se as tensões efectivas já que se conhecem os valores das pressões intersticiais durante o ensaio. Os ensaios triaxiais realizados neste trabalho estão de acordo com o disposto na norma ASTM D PREPARAÇÃO DAS AMOSTRAS Como referido, os provetes de ensaio são cilindricos e têm uma relação altura/diâmetro igual a 2, com uma altura de 140 mm e um diâmetro de 70 mm e foram compactados com a mesma energia que os provetes analisados nos ensaios edométricos. Foram compactados três provetes do lado húmido da curva de compactação e outros três do lado seco, nos pontos correspondentes a um teor em água óptimo acrescido de 2% ( +2%) e reduzido de 2% ( -2%). Tendo em conta os problemas obtidos na montagem das amostras para ensaio edométrico, teve-se o cuidado de fazer um controlo mais rigoroso do teor em água do solo que iria ser preparado no dia anterior à montagem, de modo a que no dia da preparação dos provetes se soubesse qual a quantidade exacta de água a adicionar ao solo, obtendo-se o ponto da curva de compactação pretendido. Deste modo foi possível compactar os provetes com teores em água muito próximos do desejado, conforme o apresentado no Quadro 4.15 que resume os valores do peso volúmico seco e do teor em água obtidos, assim como aqueles que eram esperados para esses mesmos provetes. Corrigiu-se assim o erro efectuado na montagem dos edómetros. Quadro 4.15 Quadro resumo dos valores obtidos para os provetes do lado húmido e do lado seco da curva de compactação (valores obtidos e valores esperados) Lado húmido Lado seco Provete (kn/m 3 ) (kn/m 3 ) (%) (%) 1 17,5 20,4 2 17,6 17,6 20,1 3 17,6 20,1 1 17,4 16,3 2 17,3 17,3 16,1 3 17,3 16,3 20,2 16,2 +2% ,1-20,2-2% ,1-16,2 Na Figura 4.50 encontra-se ilustrada a montagem do provete na câmara triaxial. Como se observa na figura, a amostra foi colocada sobre uma placa porosa situada na base da câmara, com diâmetro igual ao do pedestral e sendo depois colocada uma outra pedra porosa no topo junto com o cabeçal. Foi colocada por vácuo uma membrana impermeável para isolar o provete da câmara com água, ficando presa com quatro O rings. 84

107 Figura 4.50 Colocação do provete na câmara triaxial Ao colocar a câmara teve-se o cuidado de ajustar ligeiramente a posição do provete de modo a assegurar que este se encontrava concêntrico com o êmbolo. Por fim apertam-se os parafusos que ligam a câmara à base e inicia-se o enchimento da câmara com água, garantindo-se que não ocorrem perdas. A válvula do topo da câmara deve estar aberta durante o processo de enchimento de modo a deixar sair o ar. Deve-se ainda ter sempre o cuidado de garantir que no final não existem bolhas de ar no seu interior. Analisando novamente a Figura 4.49 observa-se um provete pronto para iniciar o ensaio REALIZAÇÃO DO ENSAIO O ensaio triaxial é composto por três fases: fase de saturação, fase de consolidação e fase de corte. Como é natural, a fase de consolidação só existe nos ensaios consolidados e é sempre drenada. A fase de corte é drenada nos casos em que o ensaio é drenado. A fase de saturação é obrigatória em ensaios saturados. Dada a dificuldade em realizar ensaios não saturados pois não existem medidores de sucção no laboratório de geotecnia do Instituto Superior Técnico (IST) e são necessários para a interpretação dos resultados, no presente trabalho apenas se fizeram ensaios saturados. O solo tem que estar totalmente saturado (ou com grau de saturação superior a 95%) de modo a garantir que a presença de bolhas de ar não afecte os resultados. A saturação foi conseguida através da imposição de uma contrapressão (aplicação de uma pressão de água no interior do provete) e de uma pressão na câmara com recurso ao controlado GDS. A verificação da saturação foi realizada através da medição do parâmetro de Skempton (Skempton, 1954) pois este parâmetro é semelhante ao grau de saturação para valores superiores a 90%. Na Eq encontra-se a expressão de Skempton, onde e são os parâmetros de Skempton, é a variação de 85

108 pressão intersticial e e são as variações de tensão vertical e de confinamento, respectivamente. ( ) (Eq. 4.15) O parâmetro pode ser medido através da medição da variação da pressão intersticial causada pela aplicação de uma pequena variação de pressão de confinamento ( ), de acordo com a Eq. 4.16, sendo que, para o solo estar completamente saturado, a variação da pressão intersticial medida tem que ser igual à variação da pressão de confinamento. (Eq. 4.16) Deste modo, no caso em que o provete está completamente saturado, toda a variação de tensão no solo deve ser absorvida pelo estado líquido, de tal modo que e toma o valor unitário. É de salientar que esta fase é muito demorada já que depende da permeabilidade do solo. Deve-se ainda ter cuidado para que, durante a saturação da amostra, o valor da pressão aplicada no interior do provete (contrapressão) não seja superior à pressão de confinamento aplicada na câmara já que isso pode levar à sua destruição. Após a saturação da amostra (valor de de Skempton superior ou igual a 0,95) procedeu-se à consolidação isotrópica das amostras de um e do outro lado da curva de compactação para três tensões efectivas diferentes, conforme será referido na apresentação dos resultados. O objectivo desta fase consiste em definir o estado de tensão inicial do solo em termos de tensões efectivas. Uma vez que o solo está completamente saturado, assegura-se que a tensão aplicada (tensão total) é também a tensão efectiva já que é permitida a drenagem de água, logo dissipando-se o excesso de pressão intersticial (as pressões intersticiais são medidas com células de pressão colocadas numa das válvulas de drenagem). Quando o excesso de pressão intersticial se anula a fase de consolidação está completa. O facto de se consolidarem três provetes com tensões efectivas diferentes tem como objectivo obter três círculos de Mohr com a respectiva envolvente Mohr-Coulomb e o consequente ângulo de resistência ao corte efectivo ( ). Procurou-se aplicar as mesmas tensões de consolidação para os provetes compactados do lado seco e do lado húmido mas os valores finais divergiram um pouco devido a problemas técnicos com o equipamento. Relativamente ao corte, nesta fase a pressão na câmara deve ser mantida constante à medida que vão sendo aplicados à amostra incrementos de carga axial até atingir a rotura. A aplicação do corte faz-se por controlo da deformação, impondo-se uma taxa de deformação constante no 86

109 tempo (no presente trabalho a velocidade de deformação foi 0,025mm/min). Como se referiu, efectuou-se um ensaio triaxial não drenado pelo que as tensões medidas directamente são totais. No entanto, como existe registo das pressões intersticiais, pelo princípio das tensões efectivas (estamos no caso saturado logo é válido) podem-se determinar as tensões efectivas. A força aplicada na fase de corte para produzir a tensão axial é medida através de uma célula de carga instalada dentro da câmara entre o êmbolo e o solo e teve de ser convertida em tensão através da divisão da força aplicada pela área da superfície de corte. Esta superfície de corte, como se percebe, não é constante ao longo do ensaio uma vez que o provete se deforma apesar de manter o volume constante (ensaio não drenado). Como se observa na Figura 4.51, a rotura do solo analisado é dúctil (este aspecto será analisado no ponto seguinte) e dá-se um aumento do diâmetro da amostra que, como é óbvio, implica que a força aplica se distribua por uma área maior, ou seja, permite ao provete absorver mais carga. Deste modo, surge a necessidade de corrigir a área para o cálculo correcto da tensão vertical. No corte são medidos dois tipos de deformações: axiais,, com recurso a um LVDT e volumétricas, ( = 2 ) através da medição da variação do volume do provete. Esta variação de volume seria igual à variação de volume da água da câmara (medida pelo GDS) caso não existissem perdas, bolhas de ar, etc. e após descontar a variação de volume da câmara sob pressão. De acordo com a teoria, as deformações volumétricas durante o corte devem ser nulas pois este é efectuado em condições não drenadas. Deste modo, o valor das deformações radiais ( ) é igual a metade das deformações axiais ( ). Obtém-se assim o acréscimo de diâmetro que a amostra sofre no ensaio. Analisando a Figura 4.51 é possível observar o fenómeno de deformação radial típico das amostras com rotura dúctil. Figura 4.51 Provete de solo após um ensaio triaxial consolidado não drenado 87