Parâmetros de Resistência ao Cisalhamento para Estudos de Encostas e Taludes: Ensaios de Laboratório

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1 Parâmetros de Resistência ao Cisalhamento para Estudos de Encostas e Taludes: Ensaios de Laboratório Fernando A. M. Marinho Universidade de São Paulo, São Paulo, Brasil, fmarinho@usp.br RESUMO: A determinação de parâmetros geotécnicos quer por meio de ensaios de campo ou através de ensaios de laboratório, enfrenta em geral forte resistência no meio administrativo da engenharia e também no meio técnico. O uso da literatura é paradoxalmente sugerido em substituição aos ensaios da obra específica. Este artigo aborda aspectos relacionados com a determinação dos parâmetros de resistência ao cisalhamento, tecendo considerações sobre amostragem e especificações de ensaios. O artigo aborda a determinação dos parâmetros de resistência e as envoltórias associadas aos diversos ensaios. Alguns aspectos sobre a determinação dos parâmetros para solos no estado não saturado são também apresentados, com o objetivo de desmistificar o uso da abordagem do problema sob a ótica da mecânica dos solos não saturados. O objetivo do artigo é apresentar ao leitor uma sugestão de como programar, solicitar e interpretar os ensaios de laboratório. PALAVRAS-CHAVE: Parâmetros geotécnicos, ensaios de laboratório, resistência ao cisalhamento, solos não saturados. 1 INTRODUÇÃO Em uma tradução livre do que escreveu Sir Benjamin Baker em 1881, podemos vislumbrar o que ainda hoje percebemos: Autoridades e mais autoridades têm simplesmente rejeitado o desafio das investigações experimentais assumindo que alguns dos elementos que afetam a estabilidade de obras de terra são incertos, e assim justificam suas rejeições. Bishop & Bjerrum (1960) enfatizam que em geral todas as forças e cargas que atuam em um talude são razoavelmente conhecidas. A maior incerteza está na resistência ao cisalhamento, sendo, portanto, importante se investigar as variáveis que controlam a resistência ao cisalhamento. Os parâmetros do solo, como veremos, podem ser obtidos por meio de ensaios adequadamente selecionados e especificados. Restará ainda a determinação da mais difícil grandeza envolvida que é a pressão da água dos poros. Esta grandeza tanto pode ser devida a aspectos ambientais (nível de água, variação sazonal, fluxo, etc.), ou depende das tensões atuantes que geram a instabilização (construção, escavação e outros carregamentos). Bishop & Henkel (1962) no seu livro clássico sobre ensaios triaxiais, além de citar Baker, resalta que: O engenheiro civil no desafio de enfrentar problemas práticos surgidos pelo uso de solos, tanto como material natural como material de construção, se depara com a dicotomia entre a necessidade de realizar cuidadosas investigações experimentais e a necessidade de simplificar. A decisão dependerá da própria experiência do engenheiro e da magnitude, ou novidade, do problema específico. A dificuldade em atingir a decisão aumenta com a incerteza de qual procedimento de ensaio é o mais apropriado e factível em cada caso. Mais recentemente Duncan & Wrigth (2005) destacaram que para uma análise de estabilidade de taludes (ou encosta) ter utilidade ela requer: domínio dos princípios da mecânica dos solos, conhecimento da geologia do local e suas condições de campo e o conhecimento das propriedades dos solos in situ. Existem três maneiras de se definir as propriedades dos solos: experimentalmente por meio de ensaios de campo, por meio de ensaios de laboratório e utilizando formulações empíricas. Levando em conta que a última delas necessita de acúmulo de conhecimento, é razoável assumir que este procedimento exigiu algum experimento seja de campo ou de laboratório, associado a observações de 119

2 situações de obras e problemas, ou seja, a experiência do profissional. O fato é que o que nos interessa (como engenheiros e cidadãos) é manter a integridade dos taludes e encostas de forma econômica. Um aspecto simples e fundamental para entendermos o problema é olharmos para o peso das coisas. Mas antes disto a massa. Quando nos referimos a pesar algum objeto estamos de fato determinando sua massa. Isto acontece tanto quando usamos uma balança como a usada por Anubis na pesagem dos corações, ilustrada na Figura 1, como quando usamos uma balança digital que é calibrada no local do seu uso e, portanto determinando a massa. Em laboratório a balança é fundamental desde os ensaios de granulometria até os triaxiais. No segmento da curva granulométrica no qual fazemos uso da equação de Stokes é necessária a determinação da massa específica dos grãos (NBR 6508). Cabe aqui uma observação relativa ao uso de picnômetros de 1000 ml para determinação de massa específica de solos argilosos. Nestes solos a remoção do ar é muito difícil e o uso de picnômetros de 50 ml é mais recomendado, como sugere a norma britânica (BS.1377 part 2). Figura 1 Pesagem do coração feita por Anubis (Metropolitan Museum of Art) No interessante livro de Cherman & Mendonça (2010) pode-se ter uma dimensão do por que as coisas caem, e isto vai muito além dos fatos relacionados com estabilidade de encosta, mas ao mesmo tempo todos os fenômenos estão intimamente relacionados. No caso especifico de taludes e encostas as coisas caem por um conjunto de fatores e as causas nem sempre podem ser atribuídas a um único elemento ou fenômeno. Para nos precaver de problemas relacionados com responsabilidade técnica é prudente realizar investigações geológico/geotécnicas nas áreas de estudo. Uma parte desta investigação é feita em laboratório com amostras representativas de todos os solos que podem participar do mecanismo de comportamento previsto. Este artigo aborda aspectos relacionados com ensaios de laboratório e sugere procedimentos de interpretação para ensaios não saturados. Não é objetivo deste trabalho apresentar procedimentos que não possam ser usados pela maioria dos laboratórios comerciais. Exceção aos ensaios com solos não saturados que serão apresentados com o objetivo de desmistificar a sua execução, interpretação e uso. 2 QUALIDADE DA AMOSTRAGEM Não pode haver retirada de amostras sem uma prévia investigação de campo. Isto vale tanto para amostras deformadas (aquelas que não mantêm a estrutura do solo) como para as indeformadas (as que mantêm a estrutura e teor de umidade do solo no momento da retirada). A falta de cuidado no processo de retirada de blocos indeformados é uma das causas da inutilidade de muitos resultados. Além deste aspecto o transporte e a estocagem do bloco em laboratório exigem procedimentos rigorosos. É lugar comum enfatizar que o transporte deve ser feito sem vibrações ou trancos. A armazenagem do bloco no laboratório no entanto está associada a um mito. É o mito da câmera úmida. Blocos indeformados de solo não precisam de câmera úmida. O que é necessário é um local com temperatura constante. A boa proteção do bloco com o uso de filme plástico, filme de alumínio e tela ou gaze de amarração e posterior parafina garantem o isolamento com o meio externo. A eventual movimentação de água dentro do bloco pode acontecer apenas por variação de temperatura. 3 AMOSTRAS REPRESENTATIVAS Como disse George Bernad Shaw, com uma certa ironia: nenhuma questão é tão difícil de ser respondida como aquela para a qual a 120

3 resposta é obvia. Não tem sentido realizar ensaios em materiais que não representem aqueles que serão ou estejam envolvidos no problema. Todas as amostras devem ser representativas do problema associado ao local de sua retirada, independentemente de ser deformada ou indeformada. Uma amostra não representativa não tem interesse técnico para o projeto ou para o estudo. A representatividade da amostra deve ser avaliada por um engenheiro geotécnico, de preferência com o acompanhamento de um geólogo de engenharia. A especificação de ensaios em solos residuais, argilas fissuradas ou solos com heterogeneidades, não é uma tarefa fácil. Não menos difícil será a interpretação do resultado obtido. Desta forma deve-se compreender bem o significado e a importância, em cada caso, da estrutura e do grau de heterogeneidade. Eventualmente pode-se optar por amostras remoldadas ou reconstituídas, optando-se assim por parâmetros residuais. Neste caso o fator de segurança a ser adotado para a análise de equilíbrio limite deve ser reavaliado. 4 OS ENSAIOS E OS PARÂMETROS A redução da resistência ao cisalhamento ou o aumento das solicitações são os principais responsáveis pela instabilização de encostas e taludes. Contudo nenhum deles acontece por si só, e dependem de vários tipos de ações e fenômenos. As ações deliberadas são antrópicas e os fenômenos de origem natural. Individualmente ou conjugados criam as condições para a ruptura. É fundamental compreender a fenomenologia das rupturas para que se possa agir ou prevenir acidentes. Vários autores estudaram especificamente estes fenômenos (e.g. Popescu, 2001; Hungr et al., 2001, entre outros). O uso de ensaios de caracterização de solos é fundamental para qualquer programação de ensaios que envolvam a determinação de parâmetros mecânicos, hidráulicos ou de deformabilidade. Os aspectos de natureza e estado do solo permitem uma definição mais adequada do tipo de ensaio possibilitando ainda uma melhor especificação para o mesmo. Os parâmetros mais importantes nas análises de estabilidade são os de resistência ao cisalhamento. Em geral se utiliza o critério de Mohr-Coulomb, que nos fornece dois parâmetros: a coesão e o ângulo de atrito. Um dos ensaios mais utilizados, e de acordo com Schofield (2005) menos compreendido, é o que determina o limite de liquidez do solo O ensaio, realizado no aparelho de Casagrande nada mais é do que a simulação da ruptura de um talude. Esta ruptura, induzida de forma não drenada, reflete a resistência do material nesta condição de drenagem. Dos estudos apresentados por Skempton & Northey (1953) observa-se que o aumento da resistência não drenada de um solo normalmente adensado é de aproximadamente 100 vezes quando ele sai do teor de umidade no limite de liquidez para o limite de plasticidade. Deste exemplo pode-se perceber que a análise cuidadosa, de ensaios bem executados e simples pode-se extrair informações valiosas. No caso de solos residuais é necessária uma interpretação cuidadosa. Como é destacado por Duncan (1996) é fundamental para analise de estabilidade a definição da condição de drenagem do material. O uso do fator tempo T pode ser usado para esta finalidade, ou na ausência de parâmetros que permitam isto, pode-se usar a condutividade hidráulica do solo. A tabela 1 apresenta as sugestões de Duncan (1996). Tabela 1. Parâmetros para avaliação do processo de ruptura quanto a drenagem. Parâmetro Condição de drenagem T > 3 Drenado 3 > T > 0.01 Ambas as condições são possíveis T < 0.01 Não drenado K > 10-6 m/s Drenado K < 10-9 m/s Não drenado As análises de condições drenadas são feitas usando-se parâmetros efetivos, determinados tanto em ensaios drenados como em ensaios não drenados com medição de pressão da água. Salienta-se que ensaios em argilas em geral são realizados de forma não drenada com medição de pressão de água tendo em vista o tempo de ensaio que está associado à condutividade hidráulica do material. 121

4 As análises em condições não drenadas, realizadas em termos de tensões totais, não requerem a estimativa das pressões de água. Assim, o uso de parâmetros obtidos na condição não drenada se aplica. Quando se trata de solos não saturados o aumento da coesão que é fruto da sucção. A condição de drenagem do carregamento em solos não saturados pode levar ao desenvolvimento de pressões positiva, embora solos residuais compactados apresentam elevada pressão de positivação (passagem da condição de sucção para poro pressão positiva). A solicitação em solos não saturados é em muitos casos sem variação de teor de umidade. Tensão Efetiva Vertical Tensão para a condição real de amostragem F G E D Moldagem e montagem do CP C Tensão insitu A B P Tensão para uma amostragem perfeita AB Perfuração BC Amostragem com tubo CD Extrusão do tubo DE Cavitação e redistribuição da água EF Moldagem e montagem do CP FG Aplicação da pressão confinante para ensaio UU 5 RETIRADA DE AMOSTRAS É importante salientar que a retirada de amostras rigorosamente indeformadas é uma situação não drenada. Sabemos, no entanto, que esta situação não acontece de forma perfeita mesmo quando é retirado bloco ou usado amostrador especial. Ladd & Lambe (1964) apresentam uma hipotese de trajetória de tensões de uma amostragem com amostrador. Observa-se na Figura 2 a trajetória de tensões do solo da condição in situ (normalmente adensado) (ponto A) até o momento do cisalhamento em um ensaio triaxial UU (ponto G). Observa-se claramente que o ensaio UU não irá representar de forma alguma a condição real do solo. Ainda não é possível acompanhar os efeitos da amostragem com instrumentação desde o início do processo. Contudo, para se ter uma ideia da agitação que um corpo de prova (CP) está submetido durante a montagem de um ensaio triaxial é apresentado na Figura 3 as variações de sucção durante a montagem de um CP. Estas medidas foram realizadas com um tensiômetro de alta capacidade (TAC) e permite uma visualização das oscilações de pressão de água. A montagem cuidadosa e as características do solo podem possibilitar o retorno da sucção ao seu valor inicial Tensão Efetiva Horizontal Figura 2 Trajetória de tensões hipotéticas para uma argila normalmente adensada durante amostragem com tubo (modificado de Ladd & Lambe (1964). Sucção do tensiômetro (kpa) Medida da sucção inicial Montagem do ensaio Solo compactado Ramo Úmido CDU Tempo (min.) Figura 3 Efeito da montagem do corpo de prova em ensaio triaxial (Modificado de Oliveira, 2004). 6 ESPECIFICAÇÃO DE ENSAIOS O objetivo dos ensaios de resistência realizados em laboratório é estudar o comportamento dos solos simulando as condições de campo. Desta forma pretende-se obter parâmetros a serem usados nas análises de estabilidade (e.g. Saada & Townsend,1981). A definição de qual ensaio deve ser utilizada para obtenção de parâmetros de resistência, e como estes devem ser especificado é 122

5 fundamental para a obtenção de parâmetros que possam ser usados no problema em estudo. Aliás, é a precisa definição do problema que irá condicionar a correta definição dos ensaios e sua interpretação. Os ensaios devem permitir a adequada definição dos parâmetros de forma que a análise de estabilidade possa refletir o comportamento real do solo. No caso de já existirem resultados de ensaios de resistência que sejam considerados representativos da área do estudo, ainda assim devem ser realizados ensaios de caracterização. 6.1 Ensaios de caracterização Os ensaios que definem a natureza do material são fundamentais para uma primeira avaliação do solo, bem como para possibilitar a adequada definição dos ensaios especiais a serem realizados. O engenheiro deve fazer uso de sua experiência para interpretar os resultados dos ensaios de caracterização, usando inclusive empirismos. Correlações entre parâmetros de caracterização (e.g. emax, emin, wl) podem ser encontrado na literatura (e.g. Skempton, 1964; Kanji, 1974; Lupini et al, 1981, Bolton, 1986). Pressões de água conhecidas Salienta-se que Kanji (1974) inclui nos seus estudos dados relativos ao contato solo-rocha. As correlações são fruto de experiência acumulada e refletem aspectos específicos de determinados solos sob condições particulares. No caso de solos residuais aspectos relacionados com a rocha, formação e consequente estrutura tornam o uso de correlações ainda mais complexo. Em todos os casos não se pode levar uma avaliação realizada com base em correlações para o projeto final sem uma justificativa sólida. 6.2 Ensaios de Resistência ao Cisalhamento Nas análises de estabilidade o conhecimento ou não das pressões de água do solo pode definir o tipo de análise a ser executada, se em termos de tensões totais ou de tensões efetivas. Da mesma forma que o comportamento esperado para a situação em análise, se drenada ou não drenada. A Figura 4 apresenta um fluxograma que ajuda na escolha do tipo de ensaio a ser executado para solos saturados. É importante salientar que a definição do ensaio deve estar associada à qualidade da amostra. Pressões de água desconhecidas Tensões Efetivas Tensões Totais Parâmetros Parâmetros c, S u Ensaios Ensaios Triaxial Cisalhamento Direto Triaxial CD Adensado e drenado CU Adensado e não drenado Drenado UU Não adensado e não drenado CU Adensado e não drenado Figura 4 Diagrama de escolha de ensaios Este aspecto é particularmente importante quando se trata de ensaios não drenados (UU e mini vane). O mini vane não será discutido neste trabalho, mas pode ser uma ferramenta interessante para obtenção de parâmetros em solos moles. 6.3 Cisalhamento Direto 123

6 O ensaio de cisalhamento direto induz a ruptura em um plano específico dentro da amostra. Em geral assume-se que a condição de drenagem é plena, devendo-se levar em conta o tipo de material a ser testado. Assume-se que a distribuição de tensões é uniforme e assim conhecemos o estado de tensão em um plano. Ou seja, a tensão normal (n) e a tensão cisalhante (). Durante o processo de cisalhamento mede-se a força cisalhante, o deslocamento horizontal e o vertical. Força Cisalhante Força Normal Cabeçote de transferência de carga Elemento poroso Corpo de prova Elemento poroso Figura 4 Desenho esquemático do equipamento de cisalhamento direto. O ensaio de cisalhamento direto tradicional não permite a medição da pressão da água do solo e assim deve ser executado com uma velocidade de deslocamento suficientemente baixa de modo a garantir a condição plena de drenagem. Este ensaio permite a obtenção de parâmetros em termos de tensões efetivas. De acordo com a norma para ensaios de cisalhamento direto da ASTM (2011) o tempo de ensaio deve ser estabelecido da seguinte forma: 50 Onde: tf = é o tempo total para a ruptura (min), t50 = é o tempo necessário para que 50% do adensamento seja atingido sob a carga aplicada. Como alternativa pode-se usar a relação: 11.6 t90 = é o tempo necessário para que 90% do adensamento seja atingido sob a carga aplicada. Estas sugestões são feitas para solos normalmente adensados, mas quando o solo possui um OCR superior a 2 deve utilizar os valores para a condição normalmente adensada do mesmo solo. Quando não se possui dados de adensamento a ASTM (2011) sugere os tempos indicados na Tabela 2. Tabela 2 Tempo estimado para ruptura (ASTM, 2011). Classificação Tempo mínimo para a ruptura (t f ) SW, SP (<5% finos) 10 min. SW-SM, SP-SM, SM (>5% finos) 60 min MH, CH 24 h A velocidade de carregamento pode ser obtida dividindo-se o deslocamento esperado para ruptura pelo tempo estimado para a ruptura. Em geral o deslocamento que leva a ruptura varia de 5 mm (solos pré-adensados) até 10mm. O ensaio de cisalhamento direto irá fornecer curvas tensão cisalhante () versus deslocamento (Figura 5a), que são usadas para se obter a envoltória de ruptura (Figura 5b). Neste exemplo não há a parcela da coesão. (a) N3 N2 N1 Figura 5 Resultados de ensaio de cisalhamento direto. É importante salientar que o ensaio de cisalhamento direto não permite a obtenção de nenhum parâmetro de deformabilidade. 6.4 Triaxial Deslocamento tan O ensaio triaxial é um dos mais utilizados e versáteis ensaios geotécnicos de laboratório (e.g. Bishop & Bjerrum, 1960). Com ele podemos não só obter parâmetros de resistência, mas também de adensamento e condutividade hidráulica. A Figura 6 ilustra esquematicamente as características básicas de um equipamento triaxial. n N1 (b) N2 N3 124

7 Controle da pressão confinante ( 3) Cabeçote Anel de vedação água Carga vertical Amostra de solo Pistão de carregamento Disco poroso Tubo flexível Membrana de borracha Figura 6 Desenho esquemático da célula triaxial. Drenagem da água ou medição da pressão da água dos poros O conhecimento das pressões de água no solo é importante para uma avaliação adequada da estabilidade de encostas e taludes. Como já mencionado anteriormente, quando não se tem conhecimento da distribuição de pressões de água (nível de água ou gerada por processo construtivo) é importante compreender as condições de drenagem do solo no momento da análise de estabilidade, de modo a escolher adequadamente os parâmetros a serem utilizados. Na Figura 7 estão apresentados os círculos de Mohr correspondentes a ensaios UU realizados com três tensões confinantes e o círculo correspondente em termos de tensões efetivas. A envoltória efetiva só poderá ser de fato definida com mais ensaios obtidos em outras profundidades do mesmo material. A realização de ensaios UU pressupõe amostras indeformadas de elevada qualidade. O ensaio assume que o estado efetivo de tensão da amostra é a tensão octaédrica de campo. Neste caso esta tensão é assumida pela água gerando uma pressão negativa no bloco ou amostra. É fácil imaginar que ao aplicarmos uma tensão confinante de forma não drenada a pressão da água irá a zero caso a pressão confinante aplicada seja igual a tensão octaédrica. Neste caso o círculo de Mohr correspondente será o mesmo círculo de um ensaio CU. Como veremos adiante resultados de ensaios CU representam uma série de ensaios UU executados em amostras retiradas de um perfil homogêneo em diversas profundidades. Como atualmente os equipamentos triaxiais possuem sistemas de medição de pressão de água, o Ensaio CU nos permite obter de forma rápida a envoltória de tensões efetivas. Para permitir uma melhor compreensão do significado, tanto dos ensaios UU quanto dos ensaios CU apresenta-se na Figura 8 uma interpretação do que seriam ensaios UU realizados com amostras indeformadas de alta qualidade obtidas de diferentes profundidades. O perfil apresentado na Figura 8a representa o estado de tensão do perfil onde foram arbitrariamente marcados os pontos A e B. A Figura 8b apresenta o perfil de resistência não drenada obtido por meio do ensaio de palheta (Vane test) realizado in situ. A realização de ensaios UU nos pontos A e B devem fornecer valores de Su (resistência não drenada) seguindo o mesmo crescimento com a profundidade. Isto se deve ao fato do índice de vazios em B ser inferior ao índice de vazios em A. O processo de adensamento nestes pontos é fruto do estado de tensão do solo. Contudo, ensaios UU realizados na mesma profundidade irão apresentar a mesma resistência não drenada independentemente da confinante aplicada. Em qualquer destes ensaios a pressão da água do solo será igual a confinante aplicada menos a pressão octaédrica. Desta forma haverá apenas uma pressão confinante que fornecerá um valor de pressão de água igual a zero antes do processo de cisalhamento. Este estado de tensão é equivalente ao de um ensaio CU realizado com a confinante igual a tensão octaédrica. 125

8 Tensões Efetivas (1, 2 e 3) Tensões Totais S u c ' u ' u Figura 7 Resultados de ensaios UU e o estado efetivo obtido (modificado de Bishop & Bjerrum, 1960). Figura 8 Resultados esquemáticos de ensaios UU em um perfil de argila normalmente adensada. Em muitos casos a envoltória de ruptura não é linear. A maioria das análises de estabilidade assumem retas para a obtenção dos parâmetros da envoltória. A interpretação dos dados visando à obtenção dos parâmetros c e ' deve ser feita considerando-se o nível de tensão do problema. Quando o ensaio escolhido for UU é necessário que se tenha confiança que as amostras sejam indeformadas. Salienta-se que a heterogeneidade dos materiais é um limitador para a definição adequada dos parâmetros. Solos residuais, argilas fissuradas são exemplos de materiais que devem sofrer uma análise cuidadosa quando da amostragem. A presença de um engenheiro geotécnico no local da amostragem e durante a moldagem dos corpos de prova é fundamental. Nas análises de estabilidade as envoltórias de ruptura que devem ser usadas são as efetivas (c e ) e a não drenada ( = 0). Contudo, é comum se fazer uso dos resultados dos ensaios CU em termos de tensão total, definindo o que se chama de envoltória CU. Bishop & Henkel (1957) e 126

9 Bishop & Bjerrum (1960) já chamavam atenção para os problemas associados a esta prática. A envoltória denominada CU depende da trajetória de tensões. A Figura 9 ilustra o problema associado ao uso da envoltória CU. Em geral os ensaios triaxiais são executados adensando o corpo de prova com uma tensão confinante (3 = p) e em seguida é induzinda a ruptura sob condição não drenada aumentando a tensão axial. Nesta condição 3 na ruptura mantêm-se constante e igual a p, e a tensão principal maior na ruptura vale 1 CU. A envoltória obtida é a identificada por CU (ver Figura 9a). Esta envoltória, que representa a relação entre a tensão cisalhante e a tensão normal total, só pode ser usada se houver, no entorno da superfície de escorregamento a igualdade imposta no ensaio entre a pressão de adensamento e a tensão principal menor (Bishop & Bjerrum, 1960). Segundo Bishop & Henkel (1957) este é o caso de empuxo passivo. Caso a ruptura aconteça de modo que 1 se mantenha constante e igual a p, e a tensão principal menor 3 seja reduzida a resistência não drenada se mantêm igual, mas uma envoltória radicalmente diferente será obtida, conforme ilustra a Figura 9b. Neste caso a relação entre a tensão cisalhante e a tensão total normal será semelhante ao estado empuxo ativo. Desta forma, muito cuidado deve ser tomado quando for adotado este procedimento de análise. Trajetória de ruptura por aumento de 1 ' Tensão efetiva ensaio CD (a) Tensão efetiva ensaio CU CU Tensão total ensaio CU ' CU Trajetória de ruptura por decréscimo de 3 Tensão total ensaio CU = p CU CU CD CU ' (b) Tensão efetiva ensaio CU CU CU = p CD ' CU u CU (negativo) Tensão efetiva ensaio CD Figura 9 Ensaio CU em argila normalmente adensada saturada em termos de tensões totais e efetivas (a) ruptura por aumento de s1 (b) ruptura por aumento de s3. (modificado de Bishop & Henkel, 1957). Voltando aos ensaios drenados é interessante comentar sobre as diferenças entre resultados 127

10 obtidos no ensaio de cisalhamento direto e no triaxial. Lee (1970) apresenta dados que indicam que a resistência obtida no ensaio de cisalhamento direto pode se apresentar maior ou menor do que os obtidos nos ensaios triaxiais. Taylor (1948) menciona que o nível de tensão pode fazer com que o resultado do ensaio de cisalhamento direto apresente valores maiores, por outro lado a ruptura progressiva observada neste ensaio pode também induzir a um menor valor para a resistência. O fato do plano de ruptura no ensaio de cisalhamento direto ser préestabelecido pode causar importantes diferenças em solos com heterogeneidades. O uso do cisalhamento direto ou triaxial permite uma adequada definição dos parâmetros desde que alguns dos aspectos anteriormente mencionados sejam observados, em particular a representatividade da amostra e sua qualidade. Resultados obtidos por Maccarini (1994), e apresentados na Figura 10, ilustram as variações obtidas entre ensaios realizados no equipamento de cisalhamento direto e no triaxial para um solo residual de gnaisse. Pode-se verificar a variabilidade dos resultados e a impossibilidade de definir a tendência de um ou outro ensaio. A perfeita retirada de amostra e a adequada escolha e especificação do ensaio não garantem a correta obtenção dos parâmetros se os fenômenos associados com o problema não forem compreendidos. A título de exemplo podemos mencionar o estudo apresentado por Skempton (1970) sobre ruptura em argilas préadensadas. A presença de fissuras induz a um comportamento associado com o tempo (condutividade hidráulica), que não será tratado aqui. Do ponto de vista de envoltória de ruptura o comportamento do solo é o representado pela Figura 11, onde tem-se resultados de ensaios de cisalhamento drenados. Este exemplo nos permite chamar atenção para a forma de obtenção da envoltória. Na Figura 11a tem-se a curva tensão deslocamento para uma argila préadensada e outra curva para a mesma argila no esatdo normalmente adensado (e.g. reconstituída). Na Figura 11b tem-se as envoltórias obtidas no caso de se adotar a resistência de pico da argila pré-adensada ( p) a resistência máxima da argila normalmente adensada ( na) e a envoltória residual ( r). Skempton chama atenção que a envoltória que se deve adotar para argilas pré-adesadas fissuradas deve ser aquela igual a da argila normalmente adensada e associa este valor com um ponto chamado de ponto de amolecimento. Desta forma Skempton (1970) sugere que a adoção da resistência de pico para a análise de estabilidade não é adequada. Este raciocínio, aqui apresentado de forma simplificada, nos permite concluir que a interpretação dos ensaios comanda a ligação entre os ensaios de laboratório e sua aplicação prática. Coesão (kpa) Ângulo de atrito (o) Cisalhamento direto 10 Triaxial Índice de vazios Cisalhamento direto Triaxial Índice de vazios Figura 10 Parâmetros de um solo residual de gnaisse obtidos por cisalhamento direto e triaxial (dados de Maccarini,1994). 128

11 Tensão cisalhante Pico argila pré adensada amolecida Pico normalmente adensada Tensão cisalhante p na = a r c p Residual Deslocamento Tensão efetiva normal (a) (b) Figura 11 Resistência ao cisalhamento de argilas pré-adensadas (modificado de Skempton,1970). 7 O SOLO NÃO SATURADO Em geral os projetos e análises de encostas e taludes são realizados com parâmetros do solo obtidos na condição saturada. Nesta condição a coesão apresenta seu menor valor e desta forma tem-se uma condição mais conservadora e segura. Contudo em muitas situações a condição não saturada é que mantém a encosta ou talude estáveis. Sendo assim, é necessário e prudente se conhecer a contribuição da sucção para que se possa realizar um diagnóstico e intervenção corretos. Ensaios com sucção controlada (e.g Fredlund et al., 2012) ou com medição de sucção (e.g. Oliveira e Marinho, 2010) exigem uma maior capacitação dos laboratórios do que se observa na maioria dos laboratórios comerciais no momento. Contudo, é possível avaliar o efeito da não saturação nos parâmetros por meio de ensaios simples e/ou aplicando modelos. A aplicação de modelos não faz parte do escopo deste trabalho e não será abordada. Para podermos avaliar o comportamento do solo na condição não saturada o uso da curva de retenção de água (CRA) é muito importante. A CRA indica a relação entre a quantidade de água (em volume ou massa) que o solo retém quando sujeito a uma sucção. Pode-se expressar esta curva usando o teor de umidade gravimétrico, volumétrico ou o grau de saturação. A Figura 12a apresenta uma curva de retenção (em termos de grau de saturação) esquemática de dois solos. O solo 1 é um solo mais fino do que o solo 2. O solo 2 possui uma distribuição de poros mais uniforme do que o solo 1. Devido a combinação destes fatores o solo 1 apresenta uma sucção de entrada de ar (ponto b1) maior que a do solo 2 (ponto b2). A consequência em termos de resistência é apresentada na Figura 12b. A envoltória em termos de tensão efetiva está indicada, tanto para o solo com coesão como para o solo não coesivo. A linha tracejada que segue a envoltória até um pouco antes do ponto b1 e b2 são obtidas em ensaios com controle ou medição de sucção. Quando o solo dessatura a sucção perde a capacidade de ser responsável pelo aumento da resistência da mesma forma que a tensão efetiva. No caso do solo não coesivo pode haver uma perda de resistência pelo aumento da sucção. A resistência passa a crescer com o aumento da sucção com uma relação dada pelo ângulo b. A contribuição da sucção para a resistência é um fenômeno de atrito, ou seja, a resistência aumenta com o aumento da tensão normal entre as partículas e este aumento é devido ao aumento da sucção (Gan & Frendlund, 1996). Como mencionado e observado na Figura 12a o solo pode possui sucção e manter-se saturado. Nesta condição o princípio das tensões efetivas de Terzaghi é válido. O processo de perda de água pode levar a dessaturação do solo e a partir deste ponto a variação de resistência devido ao aumento da sucção não corresponde ao mesmo 129

12 efeito que a variação da tensão confinante efetiva. Em outras palavras, nos solos mais secos a pressão negativa da água (sucção) não é transferida integralmente aos grãos e isto resulta em uma menor contribuição para o aumento da resistência ao cisalhamento. S 100 b 2 b 1 resultados de ensaios em solos na condição não saturada. Contudo, para permitir a aplicação de conceitos da mecânica dos solos não saturados entende-se que seja necessária a simplificação dos ensaios sem perda de qualidade dos resultados. Para isto é necessária a compreensão dos fenômenos envolvidos no processo de ruptura nos solos não saturados, que possui semelhança com os processo no solo saturado Ensaio 1 Sucção 201 kpa (a) S 100% ' Sucção ' b Tensão Cisalhante (kpa) kpa 122 kpa c 2 S 100% Sucção Figura 12 (a) Curva de retenção de água (b) envoltória em termos de sucção. Na literatura encontram-se resultados de ensaios de resistência, com controle de sucção, realizados em solos indeformados (e.g. Fonseca, 1991; De Campos & Carrilo, 1995; Röhm & Vilar, 1995, Sousa e Machado, 2007, entre outros). Na Figura 13 está apresentado um dos resultados obtidos por Fonseca (1991) realizado em um equipamento de cisalhamento direto. O solo utilizado foi um solo residual de gnaisse próximo a lagoa Rodrigo de Freitas (RJ). Neste ensaio foi utilizada apenas uma amostra para os três valores de sucção (ensaio em estágios múltiplos). Os ensaios apresentados na Figura 13 foram realizados com equipamentos que permitem controlar ou medir a sucção por meio da técnica da translação de eixos (e.g. Fredlund et al. 2012). Esta técnica ainda não é usada pela maioria dos laboratório comerciais. O uso desta técnica deve ampliar a capacidade e a qualidade dos (b) Deslocamento horizontal (mm) Figura 13 Resultados de ensaios de cisalhamento direto com múltiplo estágios (Modificado de Fonseca, 1991). Na Figura 14 estão apresentadas três curvas de retenção de um mesmo solo (silte argiloso) obtidas por Croney and Coleman (1954). Uma das curvas foi obtida com o solo na condição natural (indeformada), outra a partir de uma amostra moldada acima do limite de liquidez (lama) e a terceira curva na condição chamada de continuamente perturbada. Esta última condição se refere a um estado equivalente ao do estado crítico e, portanto na ruptura. A curva referente ao solo preparado no estado de uma lama serve como referência para o que seria uma amostra normalmente adensada. Com base nas curvas apresentadas na Figura 14 podemos observar que a lama apresenta uma relação w/sucção mais elevada em relação a amostra no estado indeformado. Este comportamento é semelhante ao que se observa nas curvas de adensamento de solos saturados. A curva que representa a condição continuamente perturbada intercepta a curva indeformada e é aproximadamente paralela a curva do solo a partir de lama. Para 130

13 interpretar estas curvas em termos de geração de sucção vamos considerar uma amostra indeformada deste material que possua um teor de umidade de aproximadamente 23%. Na ruptura esta amostra deve aumentar sua sucção. Já outra amostra com teor de umidade de aproximadamente 16% deve diminuir a sucção na ruptura, como indicado na Figura 14. Nos dois casos considera-se o teor de umidade constante durante o ensaio Este exemplo serve como orientação sobre o que pode ocorrer durante o processo de cisalhamento. Caso não haja monitoramento ou controle da sucção a interpretação dos dados pode ser difícil. Ensaios com medição direta de sucção em solo residual compactado obtidos por Marinho et al., (2013) indicam que pode haver variações de até 150 kpa de sucção na ruptura e que quanto maior a sucção maior sua variação até a ruptura em relação a sucção inicial Aumento da sucção na ruptura Indeformado Lama Continuamente perturbado Tero de Umidade (%) Redução da sucção na ruptura Sucção (kpa) Figura 14 Curvas de retenção de água de um silte argiloso indeformado e continuamente perturbado (dados de Croney & Coleman, 1954). Na Figura 15 estão apresentados valores de sucção inicial e na ruptura para ensaios de compressão simples e triaxial com umidade constante (CW), obtidos em amostras de um solo residual compactado. No caso dos ensaios triaxiais estão apresentados os valores de sucção antes do confinamento e após a aplicação da tensão confinante. Analisando os resultados dos ensaios triaxias com base na sucção antes do confinamento verifica-se uma significante redução da sucção na ruptura. Contudo, se tomarmos a sucção após o confinamento observa-se que a redução é da mesma ordem dos ensaios de compressão simples. Constata-se que para sucções de até 100 kpa o valor da sucção na ruptura apresenta pouca variação. Após 100 kpa há uma tendência de apresentar valores menores na ruptura. Esta informação nos permite usar dados de ensaios sem medição de sucção para interpretar a envoltória de resistência, desde que tenhamos a curva de retenção de água. Usando a sucção no teor de umidade de ensaio é possível se obter a envoltória de ruptura em termos de sucção. Este 131

14 raciocionio pode ser usado para otimizar a aplicação do modelo sugerido por Vilar (2006, 2007). É possivel ainda se obter a curva de retenção para condições em que o solo esteja submetido a um confinamento (e.g. Vanapalli et al, 1999). Interpretações de ensaios sem levar diretamente em conta a sucção foram apresentadas por Leroueil et (1992); Marinho & Oliveira (2012) e Leroueil & Hight (2012). São resultados e interpretações feitas para solos compactados por meio de ensaios de compressão simples com teor de umidade constante. A Figura 16 apresenta a relação entre o índice de liquidez (definido tanto com o limite de plasticidade como com o teor de umidade ótimo) versus a resistência não drenada obtidas para um solo residual compactado. O comportamento observado na Figura 16 indica que entre o teor de umidade correspondente a aproximadamente o limite de plasticidade (ou teor de umidade ótimo) observase que o ganho de resistência reduz-se gradualmente. Para valores de IL inferiores a - 0,5 a resistência não drenada mantém-se praticamente constante. Este comportamento está de acordo com o fato mencionado anteriormente de que para solos mais secos a sucção não consegue ser transferida para os grãos e não contribui mais da mesma forma para o aumento da resistência ao cisalhamento. De acordo com Leroueil & Hight (2012) no teor de umidade ótimo a resistência não drenada varia de 80 a 200 kpa com uma média de 140 kpa. Na Figura 17 é apresentado de forma esquemática o efeito da não saturação (ou da sucção) na envoltória de resistência da forma como ela é muitas vezes apresentada na prática da engenharia atual (sem alusão à sucção). Obviamente que a determinação das envoltórias para a condição não saturada, objetivando a determinação de b, só é possível quando se tem valores conhecidos de sucção inicial dos corpos de prova ou adotando a hipótese de sucção constante durante o ensaio, obtendo a sucção por meio da curva de retenção de água. Sucção na Ruptura (KPa) Dados de Oliveria (2004) Compressão Simples Triaxial - sucção antes do confinamento Triaxial - sucção após o confinante Sucção Inicial (kpa) Figura 15 Relação entre a sucção inicial e na ruptura para um solo residual compactado. Resistência Não Drenada, S u (kn/m 2) I C RS - Test Serie 2 Wood (1990) Leroueil et al (1992) Leroueil et al (1992) Como compactada Teor de umidade ótimo ou limite de plasticidade Wood (1990) - I L Solo saturado limite de liquidez (w-wot.)/ip ou I L Figura 16 - Resistência não confinada versus índice de estados de liquidez (modificado de Marinho & Oliveira, 2012). Ensaios realizados com umidade constante devem ser realizados com velocidades baixas, já que nesta condição a condutividade hidráulica é baixa. Salienta-se ainda que estes ensaios, sem medida de sucção, só devem ser realizados em amostras com grau de saturação que garantam a continuidade do ar (e.g. S < 80%). 132

15 c ' S 100% S 100% brasileira sempre avaliou o comportamento dos solos na condição não saturada em diversos projetos de barragens. Foi sugerido o uso de ensaios de cisalhamento direto, compressão simples ou triaxial, todos com teor de umidade constante (CW) e drenados ao ar, para permitir a determinação da envoltória de resistência na condição não saturada. Para isto é necessária a determinação da curva de retenção de água do solo que deve ser usada na interpretação dos resultados. Figura 17 Efeito da não saturação nas envoltórias de ruptura. 8 CONSIDERAÇÕES FINAIS Na engenharia geotécnica a experiência e consequente sensibilidade, para determinar e avaliar parâmetros a serem usados para análise de estabilidade, exige mais do que simples percepção. Ela exige, já no primeiro momento, o conhecimento dos mecanismos envolvidos com o problema. A engenharia geotécnica lida diretamente com a natureza e esta obedece a regras que não conhecemos completamente e desta forma temos que modestamente buscar respostas em experimentação, tanto de campo quanto de laboratório. Este artigo apresentou considerações fundamentais sobre a determinação de parâmetros de solos usando ensaios de resistência ao cisalhamento direto e triaxial. Estes ensaios são meras ferramentas para a obtenção dos parâmetros a serem usados nas análises de estabilidade. Salientou-se que a adequada determinação dos parâmetros depende da amostragem, escolha do ensaio e sua especificação e interpretação dos resultados. Para possibilitar eventuais aplicações de conceito poucos utilizados na prática da engenharia foram também apresentados aspectos associados aos solos não saturados. Foram dadas sugestões para a simplificação dos procedimentos dos ensaios com solos não saturados de modo a possibilitar o uso destes conceitos na prática da engenharia. Esta prática não é recente e a comunidade geotécnica AGRADECIMENTOS O autor agradece ao CNPq pelo suporte as pesquisas que o autor desenvolve e a FAPESP pelo financiamento à participação do autor no evento, além de financiamentos anteriores que permitiram a formação do conhecimento apresentado aqui. Agradeço ainda a Universidade de São Paulo pelo apoio dado. REFERÊNCIAS American Society for Testing and Materials, (2011). Designation: D 3080/D 3080M-11, Standard Test Method for Direct Shear Test of Soils Under Consolidated Drained Conditions. Annual Book of ASTM Standards, Vol Baker, M.B. (1881). The actual lateral pressure of earthwork. Minutes of the Proceeding of the Institute of Civil Engineering. Reprinted from Van Nostrand s Magazine. 180p. Bishop, A.W. & Bjerrum, L. (1960). The relevance of the triaxial test to the solution of stability problems. Proceedings, ASCE Research Conference on Shear Strength of Cohesive Soils. Bolton, M. D. (1986). The strength and dilatancy of sands. Géotechnique, Volume 36, Issue 1, 01 March Croney, D. and Coleman, J.D. (1954). Soil structure in relation to soil suction pf. J. Soil Sci., 5: De Campos, T. M. P. & Carrilo, C. W. (1995). Direct shear testing on na unsaturated soil from Rio de Janeiro. Proceedings of the First International Conference on Unsaturated Soils. Paris.vol Fonseca, E. C. (1991). Ensaio de cislahamento direto com sucção controlada em solos não saturados. Dissertação de mestrado, PUC/RJ. 173 p. Fredlund, D.G., Rahardjo, H. & Fredlund, M.D. (2012).Unsaturated Soil Mechanics in Engineering Practice. Wiley. p Gan, J.K.M. & Fredlund, D.G. (1996). Direct shear and triaxial testing of a Hong Kong Soil under saturated 133

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