Sondagens SPT e SPT-T no Contexto dos Solos Tropicais

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1 Sondagens SPT e SPT-T no Contexto dos Solos Tropicais Renato Cabral Guimarães Furnas e Universidae Estadual de Goiás, Goiânia, Brasil, renatocg@furnas.com.br Márcia Maria dos Anjos Mascarenha Universidade Federal de Goiás, Goiânia, Brasil, marciamascarenha@gmail.com José Camapum de Carvalho Universidade de Brasília, Brasília, Brasil, camapumdecarvalho@gmail.com RESUMO: Quase que independentemente da finalidade da sondagem SPT, algumas informações adicionais deveriam integrar o laudo de sondagem de modo a oferecer maiores subsídios ao projetista e ao executor da obra. Hoje, constam do laudo de sondagem apenas informações gerais sobre o cliente e local da obra, o número de golpes por camada, o respectivo gráfico do perfil de solo na sondagem, o tipo de solo descrito de forma tátil-visual e o nível d água freático. Informações sobre a umidade e nível de intemperização do solo seriam relevantes. Tendo em vista que o manto de intemperismo em regiões tropicais encontra-se geralmente em condição não saturada, conhecer o perfil de umidade e situá-lo no contexto da distribuição anual das precipitações pluviométricas torna-se relevante na avaliação do comportamento do solo, sendo sua importância ampliada se forem conhecidas curvas características típicas dos perfis de solo regionais. Conhecer a umidade do solo abaixo do nível d água é igualmente relevante, pois permite estimar a porosidade do solo. Destaca-se ainda que, embora não seja prática corrente, a realização do ensaio SPT-T conjugado ao ensaio SPT pode ajudar no entendimento do comportamento dos solos tropicais profundamente intemperizados e mesmo auxiliar na definição de coeficientes de eficiência do ensaio segundo o tipo de solo e condições de umidade. Apesar de já não levar em conta a coesão do solo cuja estrutura fora quebrada pela cravação do amostrador SPT, índices de torque elevados colocam em evidencia o melhor comportamento do solo no ensaio de torque que no ensaio SPT. Neste contexto, o artigo discutirá os resultados de ensaios SPT e SPT-T realizados em um perfil de intemperismo do Distrito Federal. Quando da realização desses ensaios foram determinados os perfis de umidade e curvas características para o perfil de solo. Provas de carga estáticas realizadas no local sobre estacas escavadas mostram a importância de se considerar a sazonalidade e, por consequência, a umidade do solo quando da realização dos ensaios SPT e SPT-T. O artigo propõe uma técnica para estimativa da eficiência do ensaio SPT a partir dos resultados de ensaios SPT-T. PALAVRAS-CHAVE: Ensaios de Campo, Solos Tropicais não Saturados, Umidade. 1 INTRODUÇÃO O ensaio SPT realizado em perfis de solo profundamente intemperizados geralmente subavalia o comportamento, pois de um modo geral, possuindo esses solos estrutura metaestável, os golpes aplicados durante a cravação do amostrador atuam destruindo a estrutura do solo e conduzindo a pequenos valores de número de golpes. Destaca-se que a classificação sugerida para os solos quanto à consistência com fundamento no SPT, de um modo geral não traduz bem o comportamento dos solos tropicais profundamente intemperizados. Esse é um problema mais atrelado às características do ensaio que à classificação quanto à consistência propriamente dita. Essa classificação quanto à consistência do solo em perfis de intemperísmo já aponta para a subavaliação da capacidade de carga de fundações implantadas em perfis de

2 intemperísmo quando se usa ensaios SPT no dimensionamento. Os resultados das análises de capacidade de carga de estacas apresentados por Abreu (2013) mostram que a capacidade de carga por atrito lateral em perfis de solo profundamente intemperizados pode atingir até valores superiores a quatro vezes aqueles estimados pelo método Décourt-Quaresma (1978) com base em resultados de SPT. Abreu (2013) mostrou ainda que na medida em que se aprofunda no manto de intemperísmo em direção aos solos jovens, solos pouco intemperizados, essa diferença entre o valor calculado e o real diminui, apontando assim para o fato de que a subavaliação do comportamento se amplia com o nível de intemperização do solo. É evidente que outros fatores como estrutura, composição química e mineralógica, textura e umidade vão intervir na relação entre a capacidade de carga real da fundação profunda e aquela estimada com base no SPT. Cabe aqui lembrar a conclusão que chegou Alonso (2000) após avaliar a estimativa da capacidade de carga para regiões distinta: Qualquer método de previsão de carga de estacas deve ser aplicado apenas aos solos da região onde esse método foi estabelecido, visto que em engenharia de solos não existem métodos universais. Sendo a subavaliação da capacidade de carga a partir do ensaio SPT marcante nos solos profundamente intemperizados sobresai como relevante a busca de ajustes e correções apenas para o atrito lateral, pois em solos profundamente intemperizados normalmente a capacidade de carga da ponta é despresível e quando se atinge os solos pouco intemperizados os resultados de SPT passam a avaliar relativamente bem o comportamento mecânico do solo. Na literatura pátria existem métodos de dimensionamento estimativo da capacidade de carga com base tanto em ensaios SPT (Décourt- Quaresma, 1978) como em ensaio SPT-T (Ranzini, 1994 e Alonso, 1996). Nesse artigo, no entanto, buscar-se-á analisar o uso de valores de SPT corrigidos com base em coeficiente de correlação oriundo da relação entre o N SPT e os valores de torque oriundos do ensaio SPT-T. 2 PROPRIEDADES DO PERFIL DE SOLO ANALISADO 2.1 Propriedades Físicas A Tabela 1 apresenta as propriedades físicas do perfil de solo a ser analisado nesse artigo. A partir desses dados observa-se que o solo encontra-se muito agregado até 8 m de profundidade, marcando o manto de solo profundamente intemperizado. Tabela 1. Resultados dos ensaios de caracterização (Guimarães, 2002). Parâmetro Profundidade (m) γ s (kn/m 3 ) 26,86 26,78 26,11 25,97 26,94 25,75 26,52 26,25 27,15 27,62 γ d (kn/m 3 ) 10,32 10,41 11,49 11,46 11,96 11,98 12,82 13,86 13,84 13,29 n (%) 61,6 61,1 56,0 55,9 55,6 53,5 51,7 47,2 49,0 51,9 Pedregulho CD 0,2 0,2 0,7 0,8 1,4 2,1 4,3 3,6 0,6 0,0 Areia CD 41,5 41,5 41,6 33,7 31,6 25,7 22,7 33,8 10,2 3,4 Silte CD 24,9 29,2 25,7 26,3 26,5 22,9 24,6 27,4 80,4 93,2 Argila CD 33,4 29,1 32,0 39,2 40,5 49,3 48,4 35,2 8,8 3,4 Pedregulho SD 0,2 0,2 0,7 0,8 1,4 2,1 4,3 3,6 0,6 0,0 Areia SD 56,2 56,2 53,2 53,0 49,2 34,9 30,1 42,0 10,2 1,4 Silte SD 41,4 35,9 34,2 43,1 48,6 61,4 61,9 51,9 86,8 79,5 Argila SD 2,2 7,7 11,9 3,1 0,8 1,6 3,7 2,5 2,4 19,1 w L (%) w P (%) IP (%) Ia 0,29 0,33 0,30 0,29 0,26 0,21 0,21 0,21 2,00 4,71

3 O índice de plasticidade do solo mantem-se entre 9 e 12% até 8,0 m, passando a 18% a 9 m de profundidade, o que igualmente marca um divisor entre o solo profundamente intemperizado e o solo pouco intemperizado. Observa-se ainda que a 10 m de profundidade o teor de argila sem defloculante (SD) é superior ao com defloculante (CD), o que ocorre quando da presença de ilita, que na região tende a flocular quando em presença do hexametafosfato de sódio. Esse efeito elevou artificialmente o coeficiente de atividade de Skempton (Ia) nessa profundidade. Figura 1. Agregado presente a 5 m de profundidade. 2.2 Propriedades mineralógicas A Tabela 2 mostra, considerando-se em especial os teores de gibbsita, caulinita e ilita, que o solo é profundamente intemperizado até 5 m de profundidade, perdendo em grau de intemperização a partir daí até tornar-se pouco intemperizado a 9 m de profundidade, quando o teor de gibbsita torna-se nulo. Tabela 2. Características mineralógicas (Carvalho, 1995) Profundidad e (m) gibbsita caulinit a Mineral (%) quartzo goethita ilita 1 39,2 8,3 32,5 3,5 0,0 2 41,7 6,9 29,4 3,4 0,0 3 38,7 5,4 37,6 4,7 0,0 4 43,3 8,7 22,1 4,4 0,0 5 36,6 11,7 29,4 0,0 0,0 6 27,1 17,5 15,7 0,0 6,9 7 9,1 27,1 28,9 0,0 5,7 8 3,7 41,1 9,4 0,0 7,9 9 0,0 30,9 27,6 0,0 7,1 10 0,0 37,1 22,5 0,0 11,2 2.3 Características Estruturais O solo até a profundidade de 8 m encontra-se estruturalmente formado por agregados, possuindo microporos em seu interior (Figura 1) e macroporos entre eles (Figura 2). A partir de 9 m os agregados praticamente deixam de existir dando lugar a partículas individualizadas e a pacotes de argila (Figura 3). Observa-se ao comparar as Figuras 1 e 3 que apenas um agregado correponde a centenas ou mesmo milhares de partículas nos solos pouco intemperizados, não agregados (Figura 3). Figura 2. Solo profundamente intemperizado (5 m). Figura 3. Solo pouco intemperizado (10 m). Na Figura 4 constam a dsitribuição de poros nas profundidades de 2, 5, 8 e 10 m. Esta distribuição de poros foi obtida por meio das curvas características apresentadas na Figura 5, utilizando-se a metodologia propostas por Mascarenha (2008). Os resultados corroboram com as imagens do MEV, com distribuição de poros bimodal para as profundidades de 2,5 e 8 m e distribuição monomodal para a profundidade de 10 m. Vale ressaltar que, com o avanço do perfil de intemperismo e consequente redução das agregações, os vazios da macroestrutura reduzem.

4 Figura 4. Distribuição de poros ao longo do perfil de solo. As características estruturais do solo nas duas profundidades certamente influenciam na interação solo-amostrador e solo-estrutura de fundação, assim como na distribuição de tensões quando solicitado e na condição de repouso. No caso do solo pouco intemperizado a estrutura interpartícula exerce influência marcante no comportamento hidromecânico. No entanto, no caso do solo profundamente intemperizado, a influência estrutural interpartículas sobre o comportamento passa a ser pouco relevante, pois as partículas são predominantemente integrantes dos agregados, o que conduz o solo a um comportamento similar ao das areias, ressalvada a influência das ligações cimentíceas. centímetros de coluna de água) pelo índice de vazios. Para estender essa proposta para os solos tropicais profundamente intemperizados Camapum de Carvalho et al. (2002) propôs que se levasse em conta a distribuição de poros quando da consideração do índice de vazios do solo. Campos et al. (2008) propuseram a adaptação da técnica para os solos expansivos considerando-se apena a porosidade efetiva, ou seja, despresando-se as variações oriundas da expansão da distancia interplanar basal dos minerais de argila. A Figura 5 apresenta as curvas de retenção de água obtidas por Guimarães (2002) para o perfil de solo analisado nesse artigo. Observa-se das curvas apresentadas nessa figura que o grau de saturação correspondente ao término de entrada de ar nos macroporos aumenta na medida em que se aprofunda no perfil de intemperismo sendo que para a profundidade de 10 m esses macroporos inesistem. Sucção (pf) Sucção (kpa) 2.4 Curva Característica de Retenção de água O comportamento hidromecânico dos solos está diretamente associado a suas propriedades químico-mineralógicas e físicas, aqui se inserindo a porosidade e a distribuição de poros, ou seja, suas características estruturais. A sucção matricial propriamente dita depende em grande escala de dois elementos: da umidade e do índice de vazios. Isso termina dificultando o uso da sucção na avaliação do comportamento hidráulico e mecânico na prática da engenharia, pois tanto o índice de vazios como principalmente a umidade apresentam grande dinâmica variacional ao longo do tempo e de um ponto para outro da obra ou do local de estudo. Para simplicar o uso da sucção na avaliação do comportamento dos solos Camapum de Carvalho e Leroueil (2000) propuzeram a utilização da transformação da sucção em pf (logarítmo da sucção em Sr (%) 1 m 2m 3m 4m 5m 6m 7m 8m 10m Figura 5. Curvas características de retenção de água obtidas para o perfil de solo analisado (Guimarães, 2002). Utilizando-se as curvas características da Figura 5 e os perfis de umidade obtidos a partir de amostras oriundas do ensaio SPT (Figura 6), determinou os perfis de sucção do solo em diferentes épocas do ano (Figura 7). Observa-se dessa figura que as grandes variações de sucção ocorrem para os três primeiros metros, faixa correspondente à zona ativa do solo, e a partir do nono metro de profundidade, onde tem inicío a presença de solo pouco intemperizado. Entre 3 e 6 m as variações de sucção são muito pequenas.

5 Dos resultados apresentados nesse item, conclui-se que até 8 m de profundidade o solo apresenta-se intemperizado, e é exatamente nessa condição que o ensaio SPT não retrata bem o comportamento do solo. 3 RESULTADOS OBTIDOS NOS ENSAIOS SPT E SPT-T Figura 6. Perfis de umidade (modificado, Guimarães, 2002 e Mascarenha, 2003). b) Figura 7. Perfis de sucção: a) valores de sucção entre 0 e 3500 kpa; b) valores de sucção entre 0 e 60 kpa (Modificado - Guimarães, 2002 e Mascarenha, 2003). a) A Figura 8 apresenta os resultados de SPT e SPT-T obtidos para o perfil de solo analisado. Os índices de torque (Torque máximo/n) e as relações torque máximo/torque residual são apresentados na Figura 9. Para melhor entendimento da importância da estrutura do solo na análise comparativa entre o SPT e o SPT-T imagine que as particulas lamelares de argila ou silte compondo a estrutura de um solo residual pouco intemperizado estão dispostas em um primeiro caso horizontalmente e em um segundo verticalmente. No primeiro caso propavelmente surgirá um aporte de resistência à penetração na ponta do amostrador embora lateralmente provavelmente as energias de torque e cravação caminhem para a similaridade de valores. Já para as partículas orientadas verticalmente tal restrição à penetração passaria a ser minimizada conduzindo a maior similaridade nas energias de cravação e torque. Considerando agora o solo intemperizado a diferença de energia entre a cravação e o torque não deveria existir. No entanto, no processo de cravação, a estrutura do solo é destruida facilitando a penetração com os golpes. Já no ensaio SPT-T o lapso de tempo decorrido entre os dois ensaios permite o restabelecimento das tensões horizontais, não gerando, no entanto, a recuperação estrutural do solo. Outro elemento a ser considerado na análise comparativa dos resultados dos ensaios é a sucção presente no solo. Se comparados os perfis da relação entre o torque máximo e o torque residual (Figura 9) e de N provenientes do ensaio SPT (Figura 8) aos perfis de sucção (Figuras 6 e 7) percebe-se que o torque apresenta maior elo com a sucção que o N, sendo esse mais um aspecto que realça sua importância na avaliação da eficiência do ensaio SPT.

6 Figura 8. Resultados de SPT e de SPT-T (modificado, Guimarães, 2002 e Mascarenha, 2003). Figura 9. Resultados de índice de torque e relação Tmax / Tres (modificado, Guimarães, 2002 e Mascarenha, 2003). A Figura 10 apresenta a relação entre o índice de torque e a relação Tmax/Tres. O índice de torque tende a diminuir com o aumento da relação Tmax/Tres. Os solos de transição entre o intemperizado e o pouco intemperizado, assim como os solos mais superficiais que se submetem de modo mais intenso a ações antrópicas e bioturbações, apresentam índices de torque menores e maiores relações entre o torque máximo e o residual. A influência da estrutura do solo sobre o índice de torque é marcante em especial na camada de solo intemperizado, mas ela se faz presente também, embora em menor grau, no solo pouco intemperizado. A Figura 10 mostra que não só a relação entre esses dois ensaios, SPT e SPT-T, como a eficiência de ambos pode e deve ser avaliada à luz do perfil de intemperísmo. No âmbito desse trabalho é proposto considerar o índice de torque como parâmetro estimativo da eficiência do ensaio SPT no manto de solo profundamente intemperizado. Essa medida de eficiência será considerada multiplicando-se o número N em cada camada pelo índice de torque. Cabe salientar que esse índice de torque e, portanto, a avaliação da eficiencia do ensaio SPT com base nos resultados de ensaios SPT-T é influenciado por fatores como a sucção, porosidade e distribuição de poros do solo, conforme mostrado por Guimarães (2002).

7 poderá mudar em função da estrutura do solo. A Tabela 3 apresenta os resultados obtidos nas provas de carga (PC) (Guimarães, 2002 e Mascarenha, 2003), os calculados segundo Décourt e Quaresma (1978) (DQ) e os oriundos dos cálculos realizados segundo a metodologia aqui proposta (Neq). Cabe salientar que as provas de carga 2 e 3 foram submetidas a carregamentos cíclicos crescentes e o valor apresentado foi estimado segundo De Beer (1968) usando nos gráficos carga x recalque a escala log x log. O valor da carga de ruptura corresponde ao ponto de inflexão da curva. Figura 10. Relação entre índice de torque e a relação Tmax/Tres (Guimarães, 2002 e Mascarenha, 2003). 4 AVALIAÇÃO DA CAPACIDADE DE CARGA DAS ESTACAS ENSAIADAS Na avaliação foram calculadas as capacidades de carga de fundações com comprimento variando entre 7,25 e 7,85 m situadas, portanto, apenas no manto de solo profundamente intemperizado. Os cálculos foram efetuados segundo Décourt e Quaresma (1978), não se adotando ajustes quanto ao tipo de solo, e considerando-se o método proposto onde se leva em conta o N equivalente (Neq), dado pela multiplicação do número N pelo índice de torque dado por Tmax/N. Esses resultados serão comparados aos resultados obtidos em provas de cargas estáticas. Cabe destacar que essa medida de eficiência proposta corresponde à sugestão já feita por Décourt (1991) que propõe simplesmente substituir o N do SPT diretamente pelo torque no método Décourt-Quaresma (1978), resalvando que em solos residuais os valores do coeficiente k devem ser acrescidos de (T/N) 0,5. Em 1991 Décourt sugere o uso do conceito de Neq, sendo este parâmetro obtido da razão entre o torque medido e uma constante. Para a bacia sedimentar terciária da cidade de São Paulo, o autor propõe uma constante igual a 1,2. No caso do perfil de solo estudado, mantendo-se a ideia de se ajustar o N por meio do índice de torque, essa constante seria aproximadamente igual a 1,5. Cabe salientar que mesmo dentro de uma região esse valor Tabela 3. Resultados obtidos em provas de carga, Método Décourt e Quaresma (1978) e Neq. Ensaio PC DQ Neq DQ/PC Neq/PC ,44 0, ,40 1, ,32 0, ,53 0, ,47 0, ,65 1, ,46 0, ,55 1,05 Média ,52 0,99 Os resultados das provas de carga instrumentadas realizadas por Guimarães (2002) mostraram ausência de contribuição de ponta nos ensaios, portanto os cálculos levaram em conta apenas a contribuição do atrito lateral. Mascarenha (2003) verificou relação entre os resultados de provas de carga e o índice de umidade e, portanto, com a sucção atuante no solo. A Figura 11 mostra que o índice de torque (TR), diminui com o aumento de pf/e (logarítmo da sucção em cm de coluna de água dividido pelo índice de vazios), ou seja, com o aumento da sucção e com a redução do índice de vazios. Se excluídos os pontos da camada superficial mais afetada por efeitos climáticos e bioturbação a relação pode ser considerada muito boa, tendo em vista que os valores de índice de vazios são valores médios ao longo do perfil e que os valores de sucção foram obtidos a partir de curvas características de retenção de

8 água utilizando-se as umidades medidas durante os ensaios SPT e SPT-T e não diretamente controlados. Esse gráfico reflete a coerência dos resultados e análise realizada. Figura 11. Relação TR x pf/e. Nessa relação entre TR e pf/e há ainda que ser considerado o efeito da cimentação em solos profundamente intemperizados e da estrutura do solo nos pouco intemperizados. Embora a metodologia proposta para avaliação da capacidade de carga considerandose o Neq não substitua a necessidade de realização de provas de carga, aparentemente ela propicia melhor aproximação entre as capacidades de carga das estacas estimadas por meio de cálculo daquelas determinadas por meio de provas de carga. 4 CONSIDERAÇÕES FINAIS O artigo mostra a importância de se considerar o perfil de intemperismos nos cálculos de capacidade de carga de fundações profundas com base nos resultados de SPT e SPT-T. As discussões e análises dos resultados também mostraram à importância de se considerar a sucção e a estutura do solo quando se estima a capacidade de carga a partir dos resultados dos ensaios SPT e SPT-T. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem ao CNPq e à CAPES pelo apoio no desenvolvimento da pesquisa. REFERÊNCIAS Abreu, P.S.B. (2013). Execução de estacas em solos lateríticos. Dissertação de Mestrado, Publicação G.DM-235/13, Programa de Pós-Graduação em Geotecnia, UnB, Brasília, DF, 122 fls. Alonso, U.R. (1996). Estacas hélice contínua com monitoração eletrônica previsão da capacidade de carga através do ensaio SPTT. SEFE III, São Paulo, SP, 2: Alonso, U.R. (2000). Reavaliação do método de capacidade de carga de estacas hélice contínua proposto por Alonso em 96 para duas regiões geotécnicas distintas. SEFE IV, São Paulo, SP, 2: Camapum de Carvalho, J. & Leroueil, S. (2000). Modelo de Normalização da Curva Característica. 32º Reunião Anual de Pavimentação, Brasília, 1: Camapum de Carvalho, J., Guimarães, E.M., Lima, M.C & Ribeiro, M.O. (2002). Variação do comportamento térmico da caolinita de uma cobertura superficial no Distrito Federal. XII COBRAMSEG, São Paulo, SP, 1: Carvalho, M.N (1995). Seminário da Disciplina Geotecnia dos Solos Tropicais. Programa de Pós- Graduação em Geotecnia, UnB, Brasília, DF, 6p. Campos, I.C.O., Guimarães, E.M. & Camapum de Carvalho, J. (2008). Busca de entendimento da curva característica de materiais expansivos. Búzios: XIV COBRAMSEG. 8 p., CD. De Beer, E. E. (1968). Proefondervindlijke bijdrage tot de studie van het grensdraag vermogen van zand onder funderingen op staal. Tijdshift der Openbar Verken van Belgie, No. 4, 5, and 6. Décourt, L. & Quaresma Filho, A.R. (1978). Capacidade de carga de estacas a partir de valores de SPT. VI COBRAMSEG, ABMS, l: Décourt, L. (1991). Previsão dos deslocamentos horizontais de estacas carregadas transversalmente com base em ensaios pressiométricos. SEFE II, São Paulo-SP, 2: Ranzini, S.M.T. (1994). SPTF: 2 a Parte. Solos e Rocha, 17 (3): Guimarães, R.C. (2002). Análise das propriedades e comportamento de um perfil de solo laterítico aplicada ao estudo do desempenho de estacas escavadas. Dissertação de Mestrado, Publicação G.DM-091A/02, Programa de Pós-Graduação em Geotecnia, UnB, Brasília, DF, 183fls. Mascarenha, M.M.A. (2003). Influência do Recarregamento e da Sucção na Capacidade de Carga de Estacas Escavadas em Solos Porosos Colapsíveis. Dissertação de Mestrado, Publicação n o G.DM-098A/03, Programa de Pós-Graduação em Geotecnia, UnB, Brasília, DF, 141 fls. Mascarenha, M.M.A. (2008). Influência da Microestrutura no Comportamento Hidro-mecânico de uma Argila Siltosa não Saturada Incluindo Pequenas Deformações. Tese de Doutorado, Publicação G.TD-056/08, Programa de Pós- Graduação em Geotecnia, UnB, Brasília, DF, 158 fls.