3.2 FORMULAÇÃO ANALÍTICA PARA O DIMENSIONAMENTO DE CONTENÇÃO EM SOLOS NÃO SATURADOS

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1 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados FORMULAÇÃO ANALÍTICA PARA O DIMENSIONAMENTO DE CONTENÇÃO EM SOLOS NÃO SATURADOS As formulações foram desenvolvidas seguindo a mesma trajetória de empuxos proposta por Fredlund; Rahardjo (1993) e baseando-se no critério do equilíbrio limite para desenvolvimento do método de cálculo da ficha para solos não saturados. Com base na teoria de Rankine expandida para solos não saturados, é necessário considerar a coesão aparente, que é a soma da coesão efetiva e o acréscimo de resistência devido à sucção. Nesta pesquisa trabalhou-se com formulações em termos de uma função genérica para a coesão aparente, de forma a permitir a consideração de diferentes equações para envoltórias de ruptura, como a envoltória linear e não linear. No caso mais simples, da envoltória linear, adotou-se a equação proposta por Fredlund et al. (1978), segundo a Equação (2.2) exposta no capítulo anterior. No caso de incrementos de resistência não lineares e função da quantidade de água nos poros do solo, tem-se a proposta de Fredlund et al. (1996), bem como a equação hiperbólica proposta por Vilar (2007), conforme as equações expressadas na revisão bibliográfica, seção 2.4. A Figura 3.22 apresenta esquematicamente os modelos que podem ser utilizados. Figura 3.22 Modelos de previsão de resistência ao cisalhamento para solos não saturados. Linear Fredlund (1978) 1 1 / Critérios de envoltórias de resistência ao cisalhamento Fredlund et al. (1996) 1 1! " 1 Não linear Vilar (2007) 1. /. M. F. ROCHA Capítulo 3

2 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 112 Definido os modelos de previsão adotou-se a representação do perfil de sucção, entre as quais duas opções foram consideradas: Opção 1 : sucção constante ao longo do perfil, obtendo as distribuições de pressões ativas e passivas conforme as Figura 3.23 e Figura Opção 2 : proposta realizada por Fredlund; Rahardjo (1993), com sucção matricial variando linearmente com a profundidade, obtendo as distribuições de pressões ativas e passivas conforme a Figura 3.25 e Figura Figura 3.23 Componentes das pressões ativa com sucção constante. Figura 3.24 Componentes das pressões passiva com sucção constante. M. F. ROCHA Capítulo 3

3 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 113 Figura 3.25 Componentes das pressões ativa com sucção variando linearmente com a profundidade. Figura 3.26 Componentes das pressões passiva com sucção variando linearmente com a profundidade. ƒ ` #* 1 0 Definido tais características parte-se da teoria do equilíbrio limite para o dimensionamento da estrutura, onde trabalha-se com o estudo do equilíbrio da contenção sob a ação das tensões ativas e passivas, visando o cálculo do comprimento da ficha (F) necessário. Neste método as tensões são determinadas através de duas equações; uma de equilíbrio de forças horizontais e outra de equilíbrio de momentos ao pé da ficha. Devido a isso necessita-se de uma pré- M. F. ROCHA Capítulo 3

4 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 114 estimativa do comprimento de ficha partindo para um método de tentativa e erro, iniciando como sugere Clayton et al. (1993) um valor na qual se tenha uma relação com a altura de escavação correspondente a 0,4. Como uma segunda alternativa tem-se a distribuição dos empuxos expressa em função de um comprimento de ficha desconhecido, F. Levando a condição de equilíbrio de forças a uma equação de segundo grau, expressa em: œ r S,5 Onde A, B e C são coeficientes numéricos conhecidos. Caso a estrutura tenha uma linha de tirante o equilíbrio dos momentos é realizado na linha de aplicação do tirante e obtem-se uma equação cúbica, conforme expresso abaixo. œ ž r S ˆ,6 3.3 METODOLOGIA PARA ANÁLISE NUMÉRICA DO PERFIL DE SUCÇÃO Para a determinação do perfil de sucção dos três solos analisados, foi necessária a obtenção de dados pluviométricos, sendo adotados duas estações, uma da cidade de Goiânia para os solos Furnas e João Leite e outra da cidade de Brasília para o solo Brasília. Obtendo os dados pluviométricos iniciou-se a determinação da geometria do problema, bem como as condições de contorno e situações a serem analisadas. Tendo tudo definido iniciou-se a modelagem do problema com o auxílio da ferramenta numérica FlexPDE Determinação da precipitação Foram analisadas uma estação pluviométrica na região do município de Goiânia e outra em Brasília-DF. Os dados foram obtidos com consulta na ANA (2001). Todas as séries históricas são de dados diários, conforme apresentado na Tabela 3.4. Coletados os dados utilizou-se da ferramenta numérica MATLAB R2010a para auxílio no tratamento dos dados pluviométricos. Os dados foram obtidos no formato txt sendo selecionados e passados para o Excel onde preliminarmente foi necessário proceder-se à detecção de erros grosseiros nas observações, originados normalmente de: i) registros em dias que não existem (30 de fevereiro, por M. F. ROCHA Capítulo 3

5 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 115 exemplo); ii) registros de quantidades absurdas; etc. Somente após a identificação e correção destes erros é que os dados foram prontos para o tratamento estatístico. Tabela 3.4 Descrição das estações hidrológicas analisadas. Código Nome Bacia Responsável Operadora Latitude Goiânia Brasília Rio Paraná Longitude Altitude INMET INMET -16:40:25-49:15:50 741,78 Rio Paraná INMET INMET -15:47:24-47:55: ,54 Período de dados dados 01/ / / /2012 Depois desse procedimento os dados foram transportados para o MATLAB apenas os valores das precipitações diárias de todos os anos. A ferramenta numérica foi utilizada a fim de facilitar a obtenção dos valores máximos de precipitações para cada ano conforme a duração pré-definida. A análise de frequência dos dados foi feita considerando a série anual (i.e constituída por alturas pluviométricas máximas de cada ano) com os valores de precipitação média máxima com intervalos de duração de 1 dia (chuva máxima de um dia em cada ano medido) e 30 dias (chuva máxima de 30 dias em cada ano medido). O código do programa encontra-se no Apêndice C. Com base nessa série de valores ajustou-se uma distribuição de extremos que melhor se ajustou aos valores. Utilizam-se, normalmente, as distribuições Pearson tipo III, log-pearson tipo III, Gumbel e log-normal para eventos extremos. Nesta pesquisa utilizou-se log-normal para a determinação do período de retorno com os dados medidos. Na construção da curva i-d-f (intensidade-duração-frequência) foi necessário ajustar a distribuição estatística aos maiores valores anuais de precipitação para cada duração escolhida; a) para cada duração foi obtido às precipitações máximas anuais com base nos dados pluviométricos; b) para cada duração mencionada foi ajustada uma distribuição estatística; c) dividindo a precipitação pela sua duração obteve-se a intensidade; d) as curvas resultantes são a relação i-d-f (TUCCI, 1993). M. F. ROCHA Capítulo 3

6 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados Análise paramétrica Para realização das análises paramétricas além dos três solos adotados foram estipuladas diferentes geometrias e condições de contorno para o problema em análise. Foram adotadas três profundidades de escavações sendo de 3, 6 e 9 m. Para cada escavação trabalhou-se com duas profundidades do N.A (raso e profundo). Quando há evento de chuva, a velocidade de avanço da água, representada pela condutividade hidráulica é tanto menor quanto menor o grau de saturação do solo. Este avanço é conhecido como frente de molhagem e depende do grau de saturação do solo antes da infiltração, do índice de vazios, da intensidade e duração da chuva. Silva (2007) realizou monitoramento do lençol freático da região de Goiânia nos anos de 2004, 2005 e 2006 com estações localizadas em pontos estratégicos com previsão de obras subterrâneas, juntamente com os dados de precipitação fornecidos pelo INMET. O autor concluiu que o comportamento do lenço freático é função direta da ocorrência de chuvas, variando o N.A nesse período de 3 a 10 m de profundidade. A partir desse estudo e de literatura técnica tentou-se trabalhar com N.A raso e outro profundo. Sendo adotado como raso no nível do fundo de cada escavação e profundo equivalente a 12 m. Além da variação da geometria do problema propôs-se analisar diferentes intensidades de chuva trabalhando-se com dois valores de tempo de retorno, para cada duração de chuva definido no item anterior. Com os dados oferecidos pelo INMET conseguiu-se obter um T.R (período de retorno) até 65 anos para a cidade de Goiânia e 53 anos para Brasília-DF, sendo escolhido para a pesquisa de 5 e 50 anos. Utilizando-se a distribuição log normal consegue-se extrapolar esses valores para obtenção de TR mais elevados. Durante essa extrapolação observou-se que a precipitação não teve um aumento considerável no seu valor, conforme pode-se observar no Apêndice D Programa FlexPDE Para obtenção dos perfis de sucção utilizou-se a ferramenta numérica FlexPDE Version 5 (PDE Solutions, 2008). A utilização da ferramenta é relativamente simples, inicia-se com um roteiro de equações diferenciais parciais que governam o problema físico, constrói-se um modelo de elemento finito, com as respectivas condições iniciais e de contorno e resolve-se o M. F. ROCHA Capítulo 3

7 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 117 sistema. Os resultados são apresentados de forma gráfica com diagramas de contorno e gráficos de variação das propriedades medidas em uma direção especificada. A Figura 3.24 mostra o local de edição do script e um exemplo de saídas gráficas. O FlexPDE pode resolver problemas de primeira ou segunda ordem, equações diferenciais parciais cartesianas ou eixo-simétrico; geometria bidimensional ou tridimensional. O sistema pode ser estacionário ou dependente do tempo e equações múltiplas podem ser vinculadas em um único problema. As equações diferenciais parciais podem ser linear ou não linear. Sistemas não lineares são resolvidos através da aplicação de um processo modificado de Newton-Raphson. Qualquer número de equações simultâneas pode ser resolvido, sujeito às limitações de processamento do computador em que o FlexPDE é executado e estas equações são resolvida pelo método dos elementos finitos (GITIRANA JR., 2005). A malha do problema foi definida conforme a Figura 3.27, onde Ddom = profundidade do domínio; Ldom = comprimento do domínio; eficha = espessura da ficha; Desc = profundidade da escavação; Dficha = profundidade da ficha e wt = altura do nível d água. Figura 3.27 Geometria do problema. M. F. ROCHA Capítulo 3

8 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 118 Figura 3.28 FlexPDE; a) tela do editor do programa; b) dados de saída. (a) (b) M. F. ROCHA Capítulo 3

9 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 119 Para a definição dos casos a serem analisados, foi considerado a variação da profundidade da escavação, o nível do lençol freático, o tempo de duração da chuva e o período de retorno. A Tabela 3.5 mostra as análises realizadas. As equações que podem governar o problema foram apresentadas no Capítulo 2 sendo adotados para o estudo as de Gitirana Jr. e Fredlund (2004) para previsão da CCSA conforme as equações 2.12, 2.13 e 2.15; a equação de Brooks e Corey (1964) para previsão da condutividade hidráulica não saturada segundo a Tabela 2.2 e para análise do fluxo transiente a equação Quanto às condições de contorno buscou-se o conservadorismo aplicando nas laterais e na parte inferior do problema o fluxo zero (i.e. toda água que chegar ao N.A será absorvida, como se não houvesse capacidade para escoar e irá armazená-la, dando a condição de flutuação do N.A). Já no limite superior a condição aplicada foi de precipitação. Diferentes quantidades de precipitação foram selecionadas, a fim de produzir diferentes quantidades de infiltração e de escoamento (caso houver). Como mostra a Figura Solos Brasília João Leite Furnas Prof Escavação D Tabela 3.5 Análises realizadas. Duração chuva t (dias) Período de retorno T (anos) Profundidade do NA wt M. F. ROCHA Capítulo 3

10 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 120 Figura 3.29 Condições de contorno adotadas. M. F. ROCHA Capítulo 3

11 CAPÍTULO 4 ANÁLISES DE RESULTADOS Neste capítulo são apresentados os resultados e discussões dos ensaios laboratoriais realizados como o solo João Leite, bem como os ajustes matemáticos realizados das propriedades dos solos não saturados (CCSA, condutividade hidráulica,, entre outros). Tendo como foco principal a obtenção de parâmetros necessários para realização das simulações numéricas no intuito da obtenção dos perfis de sucção, para posterior análise do comprimento de ficha para cada escavação simulada. Os outros materiais, solo Furnas e solo Brasília não foram realizados ensaios complementares. Inicialmente apresentam-se os ajustes matemáticos realizados nos solos estudados por Borges (2010) solo Furnas e Santos (2007) solo Brasília para a obtenção de uma curva característica única que representasse todo o perfil para posterior previsão da condutividade hidráulica não saturada. Na sequência tem-se os resultados de uma bateria de ensaios complementares do solo João Leite, material este que foi estudado por Angelim (2010), onde realizou-se a técnica do papel filtro, o ensaio de compressão diametral e o ensaio utilizando o equipamento WP4C. A seguir são derivadas e apresentadas às formulações matemáticas, pelo método de equilíbrio limite, para enfim realizar os dimensionamentos de contenções em solos não saturados, considerando o perfil de sucção do solo. São apresentado também os perfis de sucção obtidos através da ferramenta numérica FlexPDE Para os três tipos de solo estudados e considerando as propriedades da CCSA e da Condutividade hidráulica do solo não saturado. Em todas as análises foi considerada condição de molhagem, ou seja, inicio da época chuvosa e perfil de sucção inicial hidrostático até o topo do terreno.

12 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados RESULTADOS DOS ENSAIOS E AJUSTES DE PARÂMETROS Neste tópico são apresentados os resultados dos ensaios realizados bem como os ajustes matemáticos necessários para obtenção de parâmetros e os dados pluviométricos tratados das cidades de Goiânia e Brasília Curva característica solo água Para obtenção de uma curva característica única para cada um dos solos estudados por Santos (2007) e Borges (2010) utilizou-se os dados experimentais realizados pelos autores nas profundidades adotadas para estudo e fez-se um ajuste matemático conforme explicado no Capítulo 3 para obter uma CCSA com o modelo de Gitirana Jr. e Fredlund (2004). As equações utilizadas são flexíveis e de fácil ajuste, embora as equações apresentadas no Capítulo 2 sejam expressas em termos da sucção total (), elas for am usadas para ajustar as curvas em termos de sucção matricial (u a u w ). Os ajustes da CCSA e a previsão da condutividade hidráulica foram realizados por alguns modelos como o de Gitirana Jr. e Fredlund (2006); Brooks e Corey (1964) e Mualem (1976); Brooks e Corey (1964) Burdine (1953); Van Genuchten (1980) Mualem (1976); Van Genuchten (1980) Burdine (1953), dentre esses modelos utilizados o que obteve o melhor ajuste foi o de Gitirana Jr. e Fredlund (2006). Para o solo de Brasília obteve-se uma CCSA bimodal, conforme Figura 4.1, Figura 4.2 e Figura 4.3. O que rege esse tipo de curva é a distribuição dos poros, sendo o primeiro valor de entrada de ar comandado pelos macroporos e o segundo valor de entrada de ar pelos microporos. Até o primeiro valor de entrada de ar o solo encontra-se saturado, portanto sua condutividade hidráulica é a saturada. Com o aumento da sucção, perda da umidade, a fase líquida torna-se descontínua e a fase gasosa vai se tornando contínua, com aparecimento de meniscos. Com isso, a condutividade hidráulica diminui como representado na Figura 4.4. Com o solo Furnas obteve-se uma CCSA unimodal com dois pontos de inflexão, apresentando três trechos, bem definidos. O primeiro trecho, de zero até o valor de entrada de ar, onde o solo está saturado; o segundo trecho, do valor de entrada de ar até a sucção residual, onde sua inclinação indica a distribuição de tamanhos de poros. Curvas mais inclinadas indicam distribuições de poros relativamente uniformes. No caso deste solo, tem-se

13 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 123 inclinação que indica que a água livre (capilar) do solo é removida somente após ser atingido um valor de sucção de 502 kpa, Figura 4.1. E o terceiro trecho, do valor de sucção residual até o valor máximo, onde o solo continua não saturado, porém as moléculas de água estão descontínuas, podendo apresentar queda de resistência. Observa-se na Figura 4.4 que a partir do valor de entrada de ar a permeabilidade do solo começa a cair, onde o solo torna-se não saturado. A Tabela 4.1 apresenta um resumo dos parâmetros de ajuste da CCSA para cada solo, conforme apresentados nas Figuras 2.20 e Figura Tabela 4.1 Resultados dos parâmetros de ajuste das CCSA para o modelo Gitirana Jr. e Fredlund (2004). b1 res1 S res1 b2 S b res2 S res2 (kpa) (kpa) (%) (kpa) (%) (kpa) (%) Solo Brasília 3, ,05 Solo Furnas 5, , ,10 Solo João Leite 2, ,06 a Figura 4.1 CCSA dos três solos analisados em função do teor volumétrico de água. 0,70 0,60 Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite Teor volumétrico de água 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 1,E-01 1,E+00 1,E+01 1,E+02 1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 Sucção matricial, kpa

14 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 124 Figura 4.2 CCSA dos três solos analisados em função do grau de saturação. 100,00 90,00 80,00 Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite Grau de saturação, % 70,00 60,00 50,00 40,00 30,00 20,00 10,00 0,00 0, Sucção matricial, kpa Figura 4.3 CCSA dos três solos analisados em função do teor gravimétrico de água. 70,00 60,00 Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite Teor gravimétrico, % 50,00 40,00 30,00 20,00 10,00 0,00 0, Sucção matricial, kpa

15 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 125 Figura 4.4 Previsão da condutividade hidráulica não saturada, dos três solos analisados. 1,0E-05 1,0E-07 Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite Permeabilidade, m/s 1,0E-09 1,0E-11 1,0E-13 1,0E-15 1,0E-17 1,0E-19 1,0E-21 1,E-02 1,E+00 1,E+02 1,E+04 1,E+06 Sucção matricial, kpa A Figura 4.5 e Figura 4.6 representam os ajustes realizados com a média das profundidades dos resultados experimentais obtidos por Santos (2007) solo Brasília e Borges (2010) solo Furnas. O perfil denominado solo Brasília aparenta-se mais heterogêneos, devido a grande dispersão dos resultados experimentais a cada profundidade. Como o foco da pesquisa não é analisar a variabilidade dos parâmetros ao longo da profundidade, mas trabalhar com dados próximos aos reais, que sejam representativos, adotou-se a média dos mesmos, sendo bem representada quanto aos dados obtidos. Já o perfil denominado solo Furnas percebe-se uma variação menor ao longo da profundidade. Segundo Borges (2010) o valor de entrada de ar obtido é características de solos arenosos, indo a desencontro com a classificação granulométrica do material, que indica solo siltoso. Esse baixo valor pode evidenciar a presença de macroporos formados por processos pedogenéticos.

16 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 126 Figura 4.5 Ajuste da CCSA com os dados experimentais, solo Brasília. 0,70 0,60 2,4m 5m 7,7m Teor volumétrico de água 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 0,0 1,0 100, , ,0 Sucção matricial, kpa Figura 4.6 Ajuste da CCSA com os dados experimentais, solo Furnas. Teor volumétrico de água 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 2,0 a 2,4 m 3,0 a 3,3 m 3,9 a 4,3 m 4,6 a 4,9 m 0,00 0,1 1,0 10,0 100,0 1000, , , ,0 Sucção matricial, kpa Para a obtenção da CCSA do solo João Leite realizou-se o ensaio segundo a técnica do papel filtro e obteve-se os resultados como representado na Figura 4.7. Esta evidencia o caráter

17 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 127 bimodal da curva característica, que reflete a estrutura de poros bimodal, com macro e micro poros. Tendendo a se dizer que trata-se de um solo tropical profundamente intemperizado. Os dados experimentais obtidos foram tanto por molhagem quanto por secagem. Através dos resultados realizados não foi possível de prever a histerese da curva, assumindo assim uma trajetória única tanto para molhagem quanto secagem. Para obtenção da curva foram moldados 32 CPs dentre esses realizou-se uma classificação estatística, utilizando a função anova fator único devido a percepção da grande variabilidade de índice de vazios, restando assim apenas aqueles CPs que ficaram dentro da média mais e menos o desvio padrão. Com isso restaram-se 24 pontos para traçar a curva. Essa variabilidade de índice de vazios pode ser justificada por se tratar de um solo compacto e existir mais de uma camada de compactação no mesmo bloco, sendo que as camadas inferiores (base do bloco) receberem mais energia, compactando mais, que as camadas superiores (topo do bloco). Os índices físicos iniciais das amostras de solo João Leite utilizadas na determinação da curva característica são mostrados na Tabela 4.2. Figura 4.7 Dados experimentais e ajuste da CCSA com os dados experimentais, solo João Leite 0,45 0,40 3,15 m 4,15 m 0,35 Teor volumétrico de água 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 1,E-01 1,E+00 1,E+01 1,E+02 1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 Sucção matricial, kpa

18 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 128 Tabela 4.2 Índices físicos das amostras utilizadas na determinação da CCSA, solo João Leite. Profundidade e i w i (%) S i (%) 3,15 0,60 17,5 81,1 4,15 0,65 17,7 72,2 Obs.: e i = índice de vazios médio; w i = umidade inicial média; S i = grau de saturação inicial médio Ensaio de compressão diametral Os ensaios de compressão diametral foram realizados para o solo João Leite segundo o procedimento descrito no Capítulo 3, que permite obter as trajetórias tensão versus deslocamento até ser atingido à ruptura, como mostra a Figura 4.8. Para obtenção das tensões foi utilizado às equações 3.2 e 3.3 e a coesão total equação 3.4. A Tabela 4.3 apresenta os resultados de tensão e deslocamento diametral na ruptura de todos os corpos de prova o valor de coesão total bem como os seus respectivos valores de sucção, obtidos pela técnica do papel filtro. Figura 4.8 Comportamento tensão versus deslocamento para obtenção dos valores de ruptura, solo João Leite Compressão (kpa) ,0 0,5 1,0 1,5 Deslocamento diametral (mm)

19 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 129 Tabela 4.3 Dados do ensaio de compressão diametral com suas respectivas sucções. Compressão diametral Curva característica Deslocamento Corpo de prova Tensão Coesão total Sucção Sr diametral (kpa) (kpa) (kpa) (%) (mm) 1 278,5 0,55 160, , ,1 0,55 231, , ,6 0,63 237, , ,1 0,58 330, , ,4 0,81 310, , ,2 0,66 338, , ,9 0,92 555, , ,7 0,86 394, , ,1 0,66 287, , ,4 0,69 62, , ,2 1,11 76, , ,5 0,34 29, , ,5 0,20 18,2 6 85, ,0 0,35 15,0 4 91,2 Com os valores apresentados na Tabela 4.3 percebe-se um aumento da coesão total com o aumento da sucção. Esse acréscimo de resistência se dá até certo valor de sucção sendo aproximadamente 2785 kpa, conforme representado no gráfico. Figura 4.9 Relação coesão total versus sucção (bi-log), solo João Leite Coesão Total (kpa) Trecho 1 y = x R² = Trecho 2 y = x R² = Sucção matricial (kpa) Analisando a Figura 4.9 observa-se duas tendências, o ganho de resistências das amostras, trecho 1 onde incrementos de sucção geram acréscimo de resistência até um valor limite de sucção correspondente aproximadamente a 2785 kpa. A partir deste valor, inicia-se o trecho 2, onde nota-se que um aumento de sucção matricial gera perda de resistência, `, onde as

20 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 130 amostras começam a sofrer ressecamento e surgi microtrincas, levando o material a sofrer retração reduzindo sua resistência ao cisalhamento. Portanto para cada valor de sucção tem-se uma taxa de ganho de resistência ao cisalhamento, J e outra de perda, `Ÿ ª«6000 ««««± «² «±«o «Santos (2007) e Guimarães (2002) observaram o mesmo comportamento com o solo de Brasília, os resultados do ensaio de compressão diametral apresentaram um acréscimo de resistência até um valor limite e um decréscimo de coesão total após este valor, evidenciando a perda de resistência. A Figura 4.10 apresenta os mesmos dados da Figura 4.9, mas plotando a coesão total em escala aritmética. O que auxilia a percepção do acréscimo e decréscimo de resistência tendo uma tendência não linear obedecendo a uma ordem exponencial, conforme representado nas equações de ajuste do gráfico. Com isso pode-se afirmar que J e ` tornam um parâmetro não linear, confirmando a teoria apresentada no Capítulo 2 da não linearidade da envoltória de ruptura. Figura 4.10 Relação coesão total versus sucção matricial (escala aritmética), solo João Leite. 600 Coesão total, kpa Trecho 1 y = 7,0556x 0,5492 R² = 0,9783 Trecho 2 y = x -0,679 R² = 0, Sucção matricial, kpa

21 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 131 Sabendo que o incremento e o decréscimo de resistência é não linear, pode-se representar as variações das inclinações da curva para cada valor de sucção, conforme representado na Figura 4.11 e Figura Figura 4.11 Variação do φ b1 com a sucção, solo João Leite φ b Coesão total, kpa φ Sucção matricial, kpa Figura 4.12 Variação do φ b2 com a sucção, solo João Leite Coesão total, kpa φ b φ Sucção matricial, kpa

22 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 132 Para amenizar o problema da não linearidade na avaliação das envoltórias de ruptura recomenda-se trabalhar com intervalos de sucção, considerando para cada intervalo diferentes ângulos e diferentes interceptos coesivos (FREDLUND E RAHARDJO, 1993; RAHARDJO et. al., 1995; GAN E FREDLUND, 1996 e CAMPOS, 1997). Segundo Campos (1997), no caso de estabilidade de talude é perfeitamente possível e razoável a consideração de envoltórias de resistência ao cisalhamento multilinear. Para a pesquisa o interesse do parâmetro J fica restrito a um intervalo de sucção, devido a observações nos perfis de poropressão, estando este entre 20 kpa e 120 kpa. Tendo isto em vista, obteve-se uma tendência linear nesse intervalo, para trabalhar com um único valor de J, conforme representa a Figura Figura 4.13 Valor adotado de φ b1 para o dimensionamento da contenção. Coesão Total (kpa) Sucção matricial (kpa) y = 0,396x + 17,832 R² = 0,9486 φ 21,6 É de se esperar que o valor de seja sempre menor, ou no máximo igual, ao valor de, para valores menores que o valor de entrada de ar do solo WP4C O procedimento do ensaio utilizando o equipamento WP4C foi conforme relatado no Capítulo 3. Na tentativa de avaliar a precisão, eficácia do equipamento, realizou-se o ensaio utilizando dois tipos de amostras; uma denominada de indeformada (i.e foram retiradas lascas dos

23 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 133 corpos de prova do papel filtro após a ruptura diametral) e outra deformada (i.e desestruturou o solo para ser colocado nos moldes) a Figura 4.14 representa os dois tipos de amostras estudadas. Durante a amostragem teve-se o cuidado com a amostra indeformada para que fosse preenchida toda a base do molde, ficando o mínimo de vazios possível. Analisando os resultados das leituras pode-se perceber boa concordância entre os dois tipos de amostras. Observando o gráfico da Figura 4.15 percebe-se que os valores de sucção obtidos correspondentes aos menores poros do material foram mantidos, independentes do tipo de amostra. Podendo afirmar que em termos de sucção total a estrutura da amostra de solo compactado não teve muita influência quando utilizado o WP4C. Na Figura 4.16 pode-se observar claramente a congruência entre os resultados com as duas amostras, ficando bem próximo à linha de proporcionalidade. Figura 4.14 Tipos de amostras ensaiadas. Deformada Indeformada

24 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 134 Figura 4.15 Dados obtidos pelo WP4C. Teor de umidade (%) Sucção Total (kpa) WP4C deformada WP4C indeformada Figura 4.16 Comparativo entre os tipos de amostras. Sucção WP4C amostra indeformada (kpa) Sucção WP4C amostra deformada (kpa) Ressalta-se que o uso do WP4C tem um limite de sucção, seu alcance vai de 0 à kpa, de 0 a 100 kpa tem-se leituras com baixa precisão sendo recomendável usá-lo apenas acima de 100 kpa para obtenção da sucção total. Portanto para uma obtenção perfeita da CCSA pode-se utilizar o equipamento como forma de complementação a outras metodologias, Figura 4.17, lembrando-se que não se consegue obter uma CCSA inteiriça apenas usando o equipamento, mas conseguem-se ajustes matemáticos bem próximos.

25 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 135 Figura 4.17 Metodologias para obtenção da CCSA. Teor de umidade (%) Translação de eixos (u a - u w ) Papel Filtro (u a - u w ) e () WP4C ()! " # $! %& Comparando a técnica do papel filtro com o WP4C observa-se uma boa concordância nos resultados, deixando esperançoso o uso do equipamento para obtenção da curva características, conforme representado na Figura Analisando a Figura 4.19 percebe-se que os valores de sucção utilizando a técnica do papel filtro com os valores do WP4C apresentam uma boa congruência. Os valores do papel filtro deram um pouco abaixo que o do equipamento em alguns pontos, uma das justificativas pode ser a perda de umidade durante a retirada do papel da amostra e sua pesagem, obtendo-se valores inferiores de sucção. O uso do WP4C mostra-se bastante esperançoso para obtenção de alguns ponto da CCSA, necessitando de mais pesquisa, para certificar a precisão em algumas faixas de sucção, como abaixo de 100 kpa.

26 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 136 Figura 4.18 Comparativo entre a técnica do papel filtro e o WP4C Teor de umidade (%) Sucção Total (kpa) WP4C deformada WP4C indeformada Papel Filtro Figura 4.19 Comparativo sucção WP4C x papel filtro Sucção WP4C (kpa) Sucção Total papel filtro (kpa) WP4C deformada WP4C indeformada

27 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados Dados pluviométricos Com os dados obtidos das estações pluviométricas, criou-se um banco de dados, no formato do Microsoft Excel, composto de todos os eventos de chuvas intensas analisados, com duração de 1 dia e 30 dias para as estações de Goiânia e Brasília, conforme apresentado no Apêndice D. A Figura 4.20 e Figura 4.21 mostram as curvas de intensidade duração e frequência de precipitação (i-d-f) da cidade de Goiânia e Brasília, criado a partir do tratamento estatísticos dos dados, conforme apresentado no Capítulo 3 em mm/dia de chuva para os períodos de retorno (T.R) de 5, 20, 50, 100 e 1000 anos. No intuito de se realizar uma análise da variação do perfil de sucção para a cidade de Goiânia e Brasília com precipitações reais de cada região, adotou-se uma chuva de duração de 1 dia e outra de 30 dias, representando um caso extremo dentro das situações reais. Analisando as curvas decidiu-se trabalhar com o T.R de 5 e 50 anos, a Tabela 4.4 e Tabela 4.5 apresentam os valores de precipitações adotados para análise de projeto. Tabela 4.4 Duração, período de retorno e precipitações adotadas para projeto, Goiânia. Cidade Goiânia Duração 1 dia 30 dias T.R 5 anos 50 anos 5 anos 50 anos Precipitação (mm/dia) 96,8 131,64 15,29 18,68 Precipitação (m/s) 1, , , , Tabela 4.5 Duração, período de retorno e precipitações adotadas para projeto, Brasília. Cidade Brasília Duração 1 dia 30 dias T.R 5 anos 50 anos 5 anos 50 anos Precipitação (mm/dia) 96,80 123,82 15,71 20,13 Precipitação (m/s) 1, , , ,

28 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 138 Figura 4.20 Curva intensidade-duração-frequência de precipitação de Goiânia. Curva i-d-f Goiânia Intensidade máxima em mm/dia #'() #'() #'() #'() #'() Duração da chuva em dias

29 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 139 Figura 4.21 Curva intensidade-duração-frequência de precipitação de Brasília. Curva i-d-f Brasília Intensidade máxima em mm/dia #'() #'() #'() #'() #'() Duração da chuva em dias Com a finalidade de uma análise real adotou-se os dados pluviométricos de Brasília para o solo Brasília e os dados de Goiânia para análise do solo Furnas e solo João Leite. Percebe-se que os valores são bem próximos, mas para manter a veracidade das análises trabalhou-se com os dois valores para cada solo de suas respectivas regiões.

30 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados FORMULAÇÕES MATEMÁTICAS PARA O MÉTODO DE DIMENSIONAMENTO DE CONTENÇÃO PARA SOLOS NÃO SATURADOS Durante o desenvolvimento da formulação foram utilizadas as variáveis que representam a geometria do problema, conforme a Figura Figura 4.22 Geometria do problema a ser analisado. Onde: L = profundidade da escavação; y c = profundidade das trincas de tração pré-existentes; wt = distância da superfície do terreno ao nível d água; = sucção hidrostática; f w = fator correlacionado à sucção hidrostática.

31 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados Definição das tensões horizontais e coeficientes de empuxo A Figura 4.23 representa a envoltória estendida para os solos não saturados, no caso ativo. Figura 4.23 Círculo de Morh para o caso ativo. Tomando o 1 no vértice A do triângulo ABC tem-se: 1 ³ G B2 I B³ B2 I I ` ³ G B2 I f³ B2 I I ` # «1 Rearranjando a Equação (4.1) pode-se 1 1 «

32 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 142 1«1 1 «1 1 # Relações trigonométricas necessárias: «1 µ 1 ` ` ` 1` 1 # #*1 #*««#* ## «#*1 «#*«#* #* #* #*««#* «#*«#* ««#- `#* «` «` «` «` Retomando a Equação 4.2 escreve-se: #0 1 q 1 1 #5 Como proposto por Terzaghi; Peck (1967) ƒ 1 1 `#* #6 Substituindo na Equação ƒ #, aƒ Sabendo-se que o coeficiente de empuxo ativo é representado conforme a Equação #

33 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 143 Com isso pode-se escrever a Equação 4.10 em termos de K ƒ aƒ No caso do ganho linear de resistência ao cisalhamento com a sucção proposta por Fredlund et al. (1978), define-se: # ƒ ## aƒ No caso da envoltória não-linear proposta por Fredlund et al. (1996), tem-se:! " #* ƒ $¹ 1 #- aƒ Segundo Vilar (2007) pode-se reformular a Equação 4.12 como: ƒ. /. #0 /. #5 aƒ Partindo do mesmo raciocínio do caso ativo, o 1 no vértice A do triângulo ABC para o caso passivo tem-se, Figura 4.24.

34 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 144 Figura 4.24 Círculo de Morh para o caso passivo. 1 ³ B2 I º B³ G B2 I ` ³ G B2 I f³ B2 I º ` #6 «1 Rearranjando a Equação 4.19 pode-se «1 1 #,

35 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 145 Relações trigonométricas necessárias apresentadas no caso ativo, pode-se reescrever a Equação q 1 1 # Definindo a proposta por Terzaghi; Peck (1967) ƒ 1 1 `#* # Substituindo na Equação ƒ mƒ # Sabendo-se que o coeficiente de empuxo passivo é representado conforme a Equação ## Com isso pode-se escrever a Equação 4.23 em termos de K ƒ #* No caso do ganho linear de resistência ao cisalhamento com a sucção proposta por Fredlund et al. (1978), define-se a coesão total conforme a Equação 4.13, com isso pode-se reescrever a Equação ƒ 1 a ƒ No caso da envoltória não-linear proposta por Fredlund et al. (1996) conforme a Equação 4.15 e Vilar (2007) com a Equação 4.17 reescreve-se a formulação para empuxo passivo respectivamente conforme os modelos:

36 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 146 ƒ 1 a ƒ $ ¹ ƒ 1 /. # Profundidade da zona de tensões horizontais nulas A profundidade das trincas de tração pré-existentes, y c, corresponde à profundidade de solo trincada no seu estado de repouso, antes da escavação. Esta zona é geralmente considerada como uma zona que não possui resistência ao cisalhamento, quanto ao cálculo de empuxos. Uma forma conveniente é considerar esta profundidade como sendo uma sobrecarga no terreno, fazendo a análise dos empuxos a partir da cota correspondente ao fim da zona trincada, como representado na Figura 4.22, pode-se escrever segundo Fredlund; Rahardjo (1993): <»¼½ #6 ¾ ¼ ¾ Onde: wt = distância da superfície ao nível do lençol freático; E = módulo de elasticidade respectivo a mudanças na tensão líquida normal; H = módulo de elasticidade respectivo a mudanças na sucção; = coeficiente de Poisson; f w = porcentagem da poropressão de água do perfil hidrostático; = massa específica do solo; w = massa específica da água. A variável f w é usada para permitir que a pressão da água nos poros represente uma porcentagem do perfil hidrostático. Quando o valor é maior que 1,0 significa que a poropressão é mais negativa que o perfil hidrostático.

37 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 147 A zona de tensões horizontais nulas é conhecida também como a zona de tração na condição ativa. Corresponde à profundidade da zona que possui tensões horizontais nulas, o que é indicado por um valor negativo dado pela Figura Conforme o solo desloca o muro, ocorre uma separação entre ambos nesta zona superior, sendo as tensões totais líquida nesta, nulas. Para determinação da profundidade da zona de empuxo nulo, deve-se definir a tensão vertical em função da profundidade e do peso específico do solo,, como < <#, A profundidade da zona de tensões horizontais nulas é então obtida tomando a equações que representa as tensões horizontais e igualando a zero. Neste caso, a profundidade correspondente a esta situação é referida como sendo < 4. Assim, tem-se: Para sucção constante com a ƒ # ƒ aƒ < < 4 # ƒ aƒ < 4 ƒ < aƒ ƒ ## < 4 J aà Á < J À Á J À Á #* < 4 aƒ < #- No caso de incrementos lineares e não-lineares de resistência segundo os modelos propostos escreve-se a zona de tensão como sendo:

38 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 148 Fredlund et al. (1978): < 4 aƒ Fredlund et al. (1996): < #0 < 4 aƒ Vilar (2007):! " < #5 < 4 aƒ. /. < #6 Para sucção variando linearmente com a profundidade Combinando a Equação 4.37 com a expressão que representa a variação da coesão total com a profundidade devido à variação da sucção matricial tem-se como o caso mais simples, apresentado por Fredlund; Rahardjo (1993). Define-se a sucção como sendo: < <##, < 4Â ƒ < aƒ ƒ ## < 4Â ƒ P Q < aƒ ƒ ## Substituindo a Equação 4.40 na 4.37 tem-se: < 4Â ƒ P < < 4Â Q < aƒ ƒ ## < 4Â ƒ < 4Â P < Q < aƒ aƒ ### ƒ

39 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 149 P < Q < aà Á < 4 J À J Á J aà Á J À Á ##* < 4 P < Qaƒ < ##- aƒ < 4 aƒ < aƒ < ##0 aƒ Empuxo de terra Conhecida a tensão horizontal correspondente ao empuxo ativo e passivo tendo bem definido a profundidade da zona de tensão, pode-se proceder ao cálculo dos empuxos. O empuxo é definido como a integral da tensão horizontal ao longo da profundidade. { Ã Ä œ##5 { Å { Ã Ä œ##6 Ž No caso bidimensional, em que é analisado um corte representativo, a integral é realizada ao longo da profundidade, obtendo-se o valor de empuxo por metro linear transversal à secção analisada. Os limites da integração estão bem definidos conforme representado na Figura 4.25 e Figura ½ Ã Ä < #*, { Å ½ Ã Ä < #* Ž Sucção constante Considerando a sucção constante ao longo da profundidade, tem-se, para o caso genérico, a distribuição de pressões devida: ao peso próprio, coesão efetiva, coesão total (podendo esta

40 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 150 ser a formulação dos modelos apresentados anteriormente) e sobrecarga devido às trincas préexistentes, conforme apresentado na Figura 4.25 e Figura Com isso é possível integrar a pressão ativa ao longo de toda a profundidade conforme os limites de integração do diagrama resultante. Figura 4.25 Componentes das pressões ativa com sucção constante. Figura 4.26 Componentes das pressões passiva com sucção constante. Partindo das distribuições de pressões, do modelo proposto por Fredlund et al. (1978) e integrando suas áreas tem-se: ½ ½ ½ Ã Ä < < Ä 1 < Ä <Ä < < #* { Å ƒ { Å aƒ { Å aƒ { Å ƒ Ã `< 4` ƒ < 4 < 4 < < 4 #* aƒ aƒ ƒ ½

41 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 151 No caso passivo tem-se: ½ Ã Ä <ƒ < Ž ½ Ä 1mƒ < Ž ½ Ä mƒ Ž <#*# Ã 1`ƒ mƒ mƒ #** Generalizando (i e. colocando em função da coesão total, podendo adotar qualquer modelo de previsão): Ã `< 4` ƒ < 4 aƒ < < 4 #*- ƒ Ã `ƒ mƒ #*0 Para o caso em estudo da pesquisa, tem-se as distribuições das pressões ao longo de uma estaca, conforme representado pela Figura Para o caso ativo o esforço é ao longo de toda contenção, portanto H = L + F- y c, onde L = profundidade da escavação e F = comprimento da ficha. Para o caso passivo os esforços se distribuem ao longo de F, portanto H = F. Figura 4.27 Distribuição dos esforços na estaca em balanço.

42 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 152 Com isso pode-se escrever os empuxos conforme as equações abaixo. Ã Æ < `< 4` ƒ à ƒ ` Æ < < 4 aƒ < Æ < < 4 #*5 ƒ mƒ #*6 Partindo-se da teoria do equilíbrio limite para o dimensionamento da estrutura, onde se trabalha com o estudo do equilíbrio da contenção sob a ação das tensões ativas e passivas, visando o cálculo do comprimento da ficha (F) realiza-se o F H = 0 e o M c = 0. Ç ½, µ ƒ rµ Æ< ƒ aƒ ƒ Æ< < 4 µ aƒ Æ< `< 4` ƒ mƒ < ƒ < ƒ,#-, Generalizando tem-se: œ J rœ` œ, Onde: œ J µ ƒ M#- ƒ œ`µ aƒ Æ< ƒ œ Æ< < 4 µ aƒ mƒ < M#- ƒ Æ< `< 4` ƒ < #- ƒ ÇÈ É,

43 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 153 µ ƒ - µ Æ< < Æ< < 4 mƒ ` -ƒ aƒ ƒ ƒ -ƒ Æ< `< 4` -ƒ Æ< < 4 µ Æ< ƒ aƒ Æ< < 4 < Æ< < 4 aƒ ƒ < ƒ Æ< < 4 Æ< `< 4` Æ< < 4 ƒ aƒ < Æ< < 4,#-# ƒ Generalizando tem-se: œ J œ` `œ œ u, Onde: œ J µ ƒ - M#-* -ƒ œ` µ aƒ Æ< ƒ < Æ< < 4 mƒ M#-- ƒ -ƒ œ Æ< `< 4` -ƒ Æ< < 4 < Æ< < 4 aƒ ƒ Æ< < 4 µ Æ< ƒ aƒ œ u Æ< < 4 Æ< `< 4` Æ< < 4 ƒ aƒ < M#-0 ƒ < Æ< < 4 #-5 ƒ Sucção variando linearmente com a profundidade

44 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 154 Considerando a sucção variando linearmente com a profundidade tem-se a distribuição de pressões conforme a Figura 4.28 e Figura Figura 4.28 Componentes das pressões ativa com sucção variando linearmente com a profundidade. Figura 4.29 Componentes das pressões passiva com sucção variando linearmente com a profundidade. Partindo das distribuições de pressões, do modelo proposto por Fredlund et al. (1978) e integrando suas áreas tem-se: ½ ½ ½ Ã Ä < < Ä < Ä < & ) < { Å ƒ { Å aƒ { Å aƒ < ½ Ä < <#-6 { Å ƒ

45 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 155 à `< 4` ƒ < 4 aƒ µ aƒ ` < < 4 < 4` < < < 4 #0, ƒ No caso passivo tem-se: ½ Ã Ä <ƒ < Ž ½ Ä 1mƒ < Ž ½ Ä mƒ & Ž < ) <#0 < à ¼½g À Á ` aƒ 1 aƒ & ½g `4B{ Ê )(4.72) Para o caso em estudo da pesquisa, conforme apresentado anteriormente tem-se H = L + F -y c e H = F. Com isso pode-se escrever os empuxos conforme as equações abaixo. Ã Æ < `< 4` ƒ 1Æ < 4< aƒ Æ < ` ` µæ < < 4 aƒ < < 4 < < Æ < 4 < #0 ƒ à ƒ ` mƒ mƒ µ ` Æ #0# Partindo-se da teoria do equilíbrio limite para o dimensionamento da estrutura, onde se trabalha com o estudo do equilíbrio da contenção sob a ação das tensões ativas e passivas, visando o cálculo do comprimento da ficha (F) realiza-se o F H = 0 e o M c = 0.

46 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 156 Ç ½, µ ƒ aƒ ƒ Æ µ mƒ mƒ Æ aƒ Æ< 4 < aƒ aƒ r < aƒ ƒ & Æ< 1 ) < < aƒ ƒ < Æ< < 4 ƒ Æ< ƒ µæ< < 4 Æ< r < < 4 r Æ< `< ` 4 < ƒ,#0* œ J µ ƒ aƒ ƒ Æ M#0- < aƒ œ`µ mƒ mƒ Æ aƒ ƒ & Æ< 1 ) < < aƒ ƒ Æ< M#00 ƒ œ Æ< 4 < aƒ aƒ < Æ< < 4 ƒ µæ< < 4 Æ< r < < 4 r < Æ< `< 4` #05 ƒ ÇÈ É,

47 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 157 µ ƒ - -ƒ < aƒ aƒ - Æ 1 < mƒ Æ< aƒ aƒ ƒ ƒ µ ƒ aƒ < aƒ Æ< `< 4` -ƒ & Æ< < ) & Æ< 4< ) ` ` Æ< ` µæ< < 4 aƒ < < 4 < Æ< 4 < aƒ < Æ< < 4 ƒ & Æ< 4< )µ & Æ< ) Æ< < aƒ ƒ 1 < aƒ ƒ & Æ< 4< ) Æ< `< 4` ƒ ` Æ< ` µæ< < 4 aƒ < < 4 < Æ< 4 < aƒ < Æ< < 4,#06 ƒ œ J µ ƒ - -ƒ < aƒ aƒ M#5, - Æ

48 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 158 œ` 1 < mƒ Æ< aƒ aƒ ƒ ƒ µ ƒ aƒ < aƒ & Æ< < ) & Æ< 4< ) M#5 œ Æ< `< 4` ` Æ< ` µæ< < 4 -ƒ aƒ < < 4 < Æ< 4 < aƒ < Æ< < 4 ƒ & Æ< 4< )µ & Æ< ) Æ< < aƒ ƒ 1 < M#5 aƒ ƒ œ u & Æ< 4< ) Æ< `< 4` ƒ ` Æ< ` µæ< < 4 aƒ < < 4 < Æ< 4 < aƒ < Æ< < 4 #5 ƒ Analisando os perfis de sucção percebeu-se que os mesmos não tinham um comportamento único (i e., sucção linear ou constante) o que levou a uma nova formulação, para um perfil misto, onde até um determinado ponto a sucção se mantém constante e após esse ponto a sucção passa a varia linearmente com a profundidade, conforme representado na Figura Dentro desses perfis mistos detectaram-se dois casos particulares quanto à zona de tensão. Conforme mostrado no item o y t com sucção constante ao longo da profundidade é

49 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 159 definido conforme a equação 4.36 e y tl com sucção variando linearmente com a profundidade é expresso conforme a equação Quando y t é menor que z a (i.e., profundidade do perfil em que a sucção se mantém constante com a profundidade) o cálculo da zona de tensão é obtido com sucção constante. Mas se y t é maior que z a, significa que a zona de tensão atingiu valor maior que a profundidade em que o perfil mantém constante, o que leva a atentar que o cálculo da fenda de y t não será somente no perfil constante, tendo uma parcela acrescida pela variação linear, podendo ser definida como: < 4Ë Ì < 4Â Sucção mista a) y t < z a : zona de tensão menor que z a Figura 4.30 Componentes das pressões ativa com sucção mista, y t < z a. Dividindo as pressões ativa em duas etapas: uma definida como a zona constante, profundidade z a e outra de z a até H, tem-se: Í I ½BÍ I Ã Ä <Ä < #5# { Å Ž Ã Ã Ã #5* Onde:

50 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 160 Ã = empuxo ativo devido à zona com sucção constante; Ã = empuxo ativo devido à zona com sucção variando linearmente com a profundidade. Assumindo a distribuição de pressão conforme a Figura 4.31, pode-se calcular a pressão P a. Figura 4.31 Componentes da pressão ativa, para o trecho com sucção constante, y t < z a. Ã Ì `< 4` ƒ Ì < 4 Ì < 4 aƒ aƒ < Ì < 4 #5- ƒ Onde: z a = profundidade em que o perfil se mantém com sucção constante; = valor de sucção constante obtida no perfil. Para a distribuição linear, abaixo de za consegue-se obter as seguintes distribuições de pressões, conforme representado na Figura 4.32.

51 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 161 Figura 4.32 Componentes da pressão ativa, para o trecho com sucção variando linearmente, y t < z a à µ Ì & Ì ) Ì ƒ ƒ aƒ Î aƒ aƒ & Ì )Ï& Ì ) ˆÌ < < Ì #50 ƒ Onde: = valor de sucção variando linearmente com a profundidade, obtida no perfil. Para o caso em estudo H = L+F-y c. Realizando F H = 0 e M c = 0 consegue-se obter o comprimento de ficha necessário para a escavação. Para o caso do empuxo passivo também notou-se um perfil misto em alguns casos, o que levou a distribuição de pressão conforme apresentado abaixo.

52 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 162 Figura 4.33 Componentes das pressões passivas com sucção mista. Dividindo as pressões passiva em duas etapas: uma definida como a zona constante, profundidade z p e outra de z p até H, tem-se: Í º ½ BÍ º Ã Ä <Ä < #55 Ž Ž Ã Ã Ã #56 Onde: Ã = empuxo passivo devido à zona com sucção constante; Ã = empuxo passivo devido à zona com sucção variando linearmente com a profundidade.

53 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 163 Figura 4.34 Componentes da pressão passiva, para o trecho com sucção constante. Ã Ì `ƒ mƒ Ì mƒ Ì #6, Onde: z p = profundidade em que o perfil, do lado passivo, se mantém com uma sucção constante; = valor de sucção constante obtida no perfil, do lado passivo. Considerando o trecho de variação linear, abaixo de z p consegue-se obter as seguintes distribuições de pressões, conforme representado na Figura Figura 4.35 Componentes da pressão passiva, para o trecho com sucção variando linearmente.

54 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 164 à e Ì ƒ ƒ hµ Ì mƒ e Ì h Î mƒ Ì mƒ µ e Ì h ϵ #6 Para o caso em estudo H =F e a distância até o N.A é dada por wt-l-y p. Realizando F H = 0 e M c = 0 consegue-se obter o comprimento de ficha necessário para a escavação. b) y t >z a a Figura 4.36 representa o caso do perfil observado. Figura 4.36 Componentes das pressões ativa com sucção mista, y t > z a. Então pode-se calcular y tt como: < 4Ë Ì < 4 #6 Onde:

55 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 165 z a = profundidade em que o perfil se mantém constante, o que corresponde a fenda de tração devido a sucção constante; y tl = fenda de tração devido o perfil variar linearmente com a profundidade. Dividindo as pressões ativa em duas etapas, conforme o caso anterior: Í I Ž ½BÍ I { ÅÑ Ã Ð <Ð < (4.93) Ã Ã Ã #6# Onde: Ã = empuxo ativo devido à zona com sucção constante, que deverá ser 0 devido a toda profundidade z a estar dentro da zona de tensão; Ã = empuxo ativo devido à zona com sucção variando linearmente com a profundidade. Para a distribuição linear, abaixo de z a consegue-se obter as seguintes distribuições de pressões, conforme representado na Figura Figura 4.37 Componentes da pressão ativa, para o trecho com sucção variando linearmente, y t > z a

56 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 166 Ã Ì `< 4Â` ƒ Ì < 4Â aƒ Î Ì ` W Ì aƒ Ì < < 4Â < 4Â` YÏ < Ì Ì < < 4Â #6* ƒ Para o caso em estudo H = L+F-y c. Realizando F H = 0 e M c = 0 consegue-se obter o comprimento de ficha necessário para a escavação. Para o caso do empuxo passivo as formulações para o perfil misto manteve-se conforme apresentado no caso anterior, Figura 4.33, Figura 4.34 e Figura ANÁLISES NUMÉRICAS FLEXPDE O programa FlexPDE possui um gerador de malha que quando necessário pode-se realizar um refinamento da mesma em regiões, que necessite de uma melhor discretização, como, por exemplo, na região da estaca e na superfície do problema, próximo da frente de molhagem, conforme representa a Figura Figura 4.38 Malha de elementos finitos utilizada nos problemas.

57 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 167 Para todos os casos em estudo, conforme apresentado na Tabela 3.5, foi possível obter, ao final das análises, os gráficos de contorno da poropressão de água e do grau de saturação, em quatro posições pré-definidas no script do problema, conforme representado na Figura A Figura 4.40 a Figura 4.42 representam os tipos de gráficos obtidos, após a simulação de chuva no lado ativo e passivo. Figura 4.39 Posições na geometria do problema onde obteve-se retirada dos dados. Figura 4.40 Gráfico de contorno do grau de saturação.

58 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 168 Figura 4.41 Gráfico de contorno da poropressão de água. Conforme pode-se observar nos gráficos de contorno as posições definidas como 1 e 2 no lado ativo e 3 e 4 no lado passivo possuem o mesmo comportamento, quanto à distribuição de poropressão e grau de saturação ao longo da profundidade, sendo então explorados os dados numéricos apenas com os valores na posição 2 e 3, perto da contenção, representando o maciço como um todo. Alguns casos foram possíveis observar a influência do lado passivo, na distribuição de poropressão, através da comunicação abaixo da ficha. Nestes casos a posição do perfil possui comportamentos distintos, mas manteve-se o perfil perto da contenção, na face, o que torna-se compatível com a formulação de Rankine e desprezou-se o pico criado devido a comunicação. A Figura 4.42 apresenta o gráfico de contorno para tal situação.

59 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 169 Figura 4.42 Gráfico de contorno da poropressão de água, onde percebe-se a comunicação lado ativo e passivo. Como exposto no Capítulo 4 adotou-se precipitações com 1 dia de duração e 30 dias, com isso pode-se obter a variação do perfil de sucção ao longo do tempo para cada caso. Observando a evolução da frente de molhagem. Figura 4.43 Avanço da frente de molhagem para uma chuva de 1 dia de duração no lado ativo, com N.A inicial na cota -4,5 m. Lado Ativo 8,0 7,0 * +* +*+*+*+*+*+*+*+** 6,0 * Elevação, m 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0, Poropressão de água, kpa

60 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 170 Figura 4.44 Avanço da frente de molhagem para uma chuva de 1 dia de duração no lado passivo, com N.A inicial na cota -4,5 m Lado Passivo * +* +*+*+*+*+*+*+*+** 4,5 4,0 Elevação, m 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 * 0, Poropressão de água, kpa Figura 4.45 Avanço da frente de molhagem para uma chuva de 30 dias de duração no lado ativo, com N.A inicial na cota 9,0 m. Lado Ativo 16 * ********* 14 Elevação, m * Poropressão de água, kpa

61 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 171 Figura 4.46 Avanço da frente de molhagem para uma chuva de 30 dias de duração no lado passivo, com N.A inicial na cota 3,0 m. Lado Passivo Elevação, m * ** * * * * * * * * Poropressão de água, kpa No intuito de facilitar o dimensionamento da contenção, padronizou-se alguns pontos nos perfis de sucção conforme a Figura Pode-se classificar os perfis com duas fases ou regiões de molhagem: uma considerada como a parte de avanço da frente de molhagem em que a poropressão de água vai em busca de um valor sucção de equilíbrio (i.e., em alguns casos próximo ou um pouco antes ao VEA), esta região pode ser representada do ponto 1 ao 2 (Figura 4.47); e outra região a partir do momento que atinge o valor de equilíbrio de sucção constante, podendo este diminuir o seu valor, chegando a zero. O ponto1 foi definido como a coordenada correspondente à variação de poropressão, onde o perfil começa a sair do hidrostático; o ponto 2 é a coordenada até a qual o solo conclui transição do estado original para o estado molhado até o limite do valor de equilíbrio, correspondente a uma precipitação; o ponto 3 e 3 trata-se da representação do perfil médio linear para cálculo da contenção (média esta que equivale a áreas iguais). Com isso e 3 fica representado como a espessura média de molhagem do perfil e e m como a espessura da frente de molhagem, obtida pelo programa, definindo como região de influência.

62 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 172 Figura 4.47 Pontos definidos nos perfis. Os perfis são representados caso a caso, com suas respectivas características: D (profundidade da escavação), t (tempo de duração da chuva em dias), T (período de retorno em anos) e wt (profundidade do nível do lençol freático). Para o caso do nível do lençol freático no fundo da escavação, o que foi definido como N.A raso, o lado passivo encontra-se na zona saturada, portanto a distribuição do perfil será o hidrostático, não sendo necessária a representação do mesmo Solo Brasília A partir dos perfis obtidos para o solo Brasília pode-se observar a influência da profundidade do nível do lençol freático, da escavação, da intensidade de chuva além do tipo de solo em estudo. Retomando as condições do solo Brasília, que trata-se de um silte de alta compressibilidade colapsível, com k sat = 2, m/s (240,19 mm/dia), com CCSA bimodal conforme apresentado os parâmetros na Tabela 4.1. Os perfis obtidos estão representados nas Figuras 4.49 à 4.61 e os valores de cada ponto retirado da curva são melhores representados na Tabela 4.7 e as precipitações adotadas foram segundo apresentado na Tabela 4.6.

63 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 173 Tabela 4.6 Precipitações adotadas, para a cidade de Brasília. t (dias) T (anos) Q (m/s) Q (mm/dia) Q total (mm) 1 50 sat 1, = 0,51 k sat 123,8 123,8 5 1, = 0,39 k 94,1 94, , = 0,06 k sat 15,7 471,3 50 2, = 0,08 k sat 20,1 603,9 O estado inicial, para todos os casos de cada perfil foi tomado como sendo o hidrostático. Analisando a Figura 4.48, que trata-se de uma escavação de 3 m e N.A a 3 m (i.e., D3, wt3), percebe-se que à medida que a precipitação aumenta a frente de molhagem avança. Para duração de 1 dia e com taxa de precipitação menor que o coeficiente de permeabilidade saturado do material o N.A continua na altura correspondente a 3 m e a frente de molhagem (e m ) avança relativamente pouco sendo o primeiro caso, Figura 4.48 (a), e m = 1,68 m e o segundo caso, Figura 4.48 (b), e m = 1,71 m chegando a valores máximos de poropressões (u w1 ) de -12,32 kpa e -11,84 kpa e obtendo um valor de equilíbrio de sucção (u w2 ) de -4,69 kpa em 0,52 m e -4,40 kpa em 0,78 m respectivamente, podendo considerar os valores bem próximos, concluindo que essa variação de precipitação, chegaram-se a perfis relativamente iguais, com o mesmo comportamento, e que para a taxa de precipitação igual ou menor que o k sat a sucção matricial na superfície do solo se mantém próximo ao VEA (i.e., 3,0 kpa). Em se tratando de uma precipitação com duração de 30 dias observa-se que o N.A desloca-se no primeiro caso, Figura 4.48 (c), para a cota 5,37 m e no segundo, Figura 4.48 (d) para a cota 5,67 m, tendo uma elevação em respectivamente, 0,87 m e 1,17 m, atingindo um valor de equilíbrio de sucção correspondente a -7,60 kpa e -6,85 kpa. Indicando que uma chuva de menor intensidade, mas de longa duração ocasiona maior alteração no perfil de sucção do que uma chuva de alta intensidade e menor duração. Observa-se que quanto maior a duração da precipitação, mais infiltração tem-se no solo. Quando se tem elevação do N.A, não consegue identificar a frente de molhagem (i.e., capa de solo que foi umedecida) percebendo que todo o solo foi molhado até o nível do lençol freático, portanto nesses casos, não serão identificados as frentes de molhagem, considerando que a camada de solo está próximo da saturação. A análise para o lado passivo no caso de N.A raso, no final da escavação, não foi representado devido ao comportamento hidrostático do perfil.

64 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 174 Figura 4.48 Perfis obtidos para o Solo Brasília, escavação de 3 m e N.A no fundo da escavação. Lado Ativo - D3, wt3, t1, T5 (a)! Lado Ativo - D3, wt3, t30, T5 (c) uw2 &,!!! " " &, Ativo - D3, wt3, t1, T50 (b) (d) " " &,!!! Lado Ativo - D3, wt3, t30, T50 uw2! Devido a grande semelhança nos perfis com t1, T5 e t1, T50 bem como os de t30, T5 e t30, T50 foram analisados detalhadamente apenas uma caso de cada (T50), podendo considerar o mesmo comportamento para o outro perfil como equivalente. Quanto à evolução da frente de molhagem, para t1, conforme a Figura 4.49, desde as primeiras horas de chuva já percebe-se uma frente de molhagem que com o tempo vai evoluindo até alcançar e m = 1,71 m. Observa-se também que a sucção matricial vai diminuindo e com 7,2 horas de chuva alcança-se um valor que se mantém constante com o tempo, próximo ao VEA, perto da saturação do material. Analisando o avanço da frente de molhagem, para t30, conforme a Figura 4.50, observa-se que nos três primeiros dias de chuva (i.e., Q total = 60 mm) o perfil continua no hidrostático e começa a ter redução de poropressão a mais ou menos 2 m da superfície. Sabendo-se que essa precipitação não supera k sat e que o período de infiltração foi de 3 dias, a frente de molhagem

65 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 175 avança ao comparar com uma chuva de maior intensidade, mas com o período de duração curto (i.e. t1). Com 6 dias de chuva percebe-se o N.A começa a elevar-se chegando ao final de 30 dias com uma elevação correspondente a 1,17 m. Portanto observa-se que a frente de molhagem encontrou-se com o N.A e se este não elevasse, a frente de molhagem continuaria avançando. Portanto para os casos em que ocorreu elevação do N.A, não foi identificado frente de molhagem. Figura 4.49 Evolução do perfil de sucção com o tempo, t1, apresentando o avanço da frente de molhagem, para o N.A constante. Lado Ativo - D3, wt3, t1 Elevação, m !!!! Poropressão de água, kpa Inicio=uw 0 2,4 horas 4,8 horas 7,2 horas 9,6 horas 12,0 horas 14,4 horas 16,8 horas Figura 4.50 Evolução do perfil de sucção com o tempo, t30, apresentando ausência de frente de molhagem a partir da elevação do N.A. Lado Ativo - D3, wt3, t30 Elevação, m !!!! Poropressão de água, kpa Inicio=uw 0 3 dias 6 dias 9 dias 12 dias 15 dias 18 dias 21 dias

66 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 176 Além do perfil de sucção outro fator importante a se analisar é o perfil do grau de saturação (Sr), o que permite quantificar melhor a redução da poropressão, Figura Na Figura 4.51 (a) representa a variação do grau de saturação para t1, observa-se que o grau de saturação se mantém a 100% até no N.A, depois vai reduzindo (i.e., ascensão capilar) até a cota correspondente à frente de molhagem no sentido ascendente. A partir desse ponto o Sr vai aumentando, pois é nessa faixa que tem-se a infiltração da água, sem atingir 100% de saturação novamente, mas mantendo-se com Sr = 92%. Em se tratando de t30, Figura 4.51 (b) o perfil Sr eleva-se a 100% por 1,17 m representando o levantamento do N.A, deste ponto em diante o perfil começa a diminuir, até manter-se a um valor constante. É notável que o perfil após a infiltração se assemelha bastante como hidrostático, comprovando que toda água infiltrada foi absorvida pelo N.A, e que a região de transição do avanço da frente não existe mais. Figura 4.51 do grau de saturação correspondente ao perfil de poropressão ao final das precipitações, solo Brasília. Lado Ativo - D3, wt3, t1 (a) Lado Ativo - D3, wt3, t30 (b) Partindo-se para o caso de N.A profundo em que a taxa de precipitação é menor que o k sat, Figura 4.52 (a), (b), (c), (d) os perfis do lado ativo e passivo possuem o mesmo desempenho, a Tabela 4.7 e Tabela 4.8 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A variação do período de retorno tem pouca influência no perfil de sucção ficando nos dois casos quanto às frentes de molhagens: Figura 4.52 (a) e (c) no caso ativo com 1,86 e 1,90 m e no caso passivo 1,94 m e 2,01 m, conforme a Figura 4.52 (b) e (d) atingindo valores de sucção bem próximos com Sr = 92%. A sucção matricial na superfície do solo se manteve próximo ao VEA (i.e., 3,0 kpa), conforme observa-se nas Tabela 4.7 e Tabela 4.8.

67 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 177 Nos perfis da Figura 4.52 (a) e (c) percebe-se uma não linearidade na cota de 3 m (i. e., final da escavação), este fato é justificado devido ao fluxo gerado abaixo da ficha com o lado passivo para o ativo, conforme apresentado na Figura Figura 4.52 Perfis obtidos para o Solo Brasília, escavação de 3 m e N.A profundo, chuva de 1 dia. Lado Ativo - D3, wt12, t1, T5 (a)!! Lado Ativo - D3, wt12, t1, T50 (c) uw2 uw2!! Lado Passivo - D3, wt12, t1, T5 (b) uw4!!! Lado Passivo - D3, wt12, t1, T50 (d) uw4!!! Para a precipitação com 30 dias de duração, Figura 4.53, o comportamento do perfil foi semelhante ao apresentado na Figura 4.48 (c) e (d), devido a grande elevação do N.A torna-se inviável delimitar a profundidade da frente de molhagem. Com essas taxas de precipitações o perfil de sucção atinge um valor constante de u w2 = -8,41 kpa para T5 u w2 = -6,70 kpa para T50 no lado ativo e u w2 = -6,67 kpa para T5 u w2 = -6,16 kpa para T50 para o lado passivo. Em ambas as análises ouve um levantamento do N.A em média de 6 m, levando em consideração que grande parte da água infiltrada foi absorvida pelo N.A.

68 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 178 Figura 4.53 Perfis obtidos para o Solo Brasília, escavação de 3 m e N.A profundo, chuva de 30 dias. Lado Ativo - D3, wt12, t30, T5 (a) uw2!!! Lado Ativo - D3, wt12, t30, T50 (c) uw2!! Lado Passivo - D3, wt12, t30, T5 (b) uw4!!! Lado Passivo - D3, wt12, t30, T50 (d) uw4!!! wt t (dia) T (anos) Tabela 4.7 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D3 lado ativo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, ,32 5,82 1,68-4,69 6,98 0,52-18,15-4,23 6,35 1,15 3, , ,84 5,79 1,71-4,40 6,72 0,78-17,07-3,82 6,24 1,26 3, , Elevação do N.A -7,60 6,63 0,87-7,98-7,98 6,18 1,31 2, , Elevação do N.A -6,85 6,75 0,75-7,29-7,29 6,41 1,09 1,83 5 1, ,08 5,64 1,86-4,78 7,03 0,47-103,16-4,24 6,02 1,48 12, , ,21 5,60 1,90-4,39 6,81 0,69-102,07-3,82 5,91 1,59 12, , Elevação do N.A -8,41 2,94 4,56-9,12-8,00 2,03 5,47 6, , Elevação do N.A -6,70 2,73 4,77-7,44-7,32 2,67 4,83 5,59 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A (final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w.

69 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 179 wt t (dia) T (anos) Tabela 4.8 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D3 lado passivo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, Hidrostático , Hidrostático 3 5 1, Hidrostático , Hidrostático 5 1, ,02 2,56 1,94-4,83 4,00 0,50-73,59-4,24 3,00 1,50 12, , ,12 2,49 2,01-4,36 3,82 0,68-72,60-3,82 2,90 1,60 12, , Elevação do N.A -6,67 2,14 2,36-8,00-8,00 2,14 2,36 6, , Elevação do N.A -6,16 2,85 1,65-7,32-7,32 2,85 1,65 5,40 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w. Para uma escavação de 6 m com N.A em 6 m o comportamento dos perfis foram os mesmos do caso anterior. Para t1, T5 e t1 T50, o período de retorno não teve muita influência nos perfis, como pode-se observar nas Figura 4.54 (a) e (b), obtendo nestes casos e m = 2,12 m e 2,27 m com valores de u w1 = -37,36 kpa e -36,42 kpa e devido essas taxas de precipitações serem menores que o k sat a sucção matricial na superfície do solo se manteve próximo ao VEA (i.e., 3,0 kpa), com u w2 = -4,75 e -4,29 kpa respectivamente, correspondendo a um Sr = 91%. A Tabela 4.9 e Tabela 4.10 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. Para t30 observa-se que o N.A desloca-se no primeiro caso (T5), Figura 4.54 (c), para a cota 10,07 m e no segundo (T50), Figura 4.54 (d) para a cota 10,51 m, tendo uma elevação em respectivamente, 1,07 m e 1,51 m, atingindo um valor constante de poropressão correspondente a -7,63 kpa, Sr = 78,8% e -7,09 kpa, Sr = 80,3%. A análise para o lado passivo no caso de N.A raso no final da escavação não foi representado devido ao comportamento hidrostático do perfil.

70 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 180 Figura 4.54 Perfis obtidos para o Solo Brasília, escavação de 6 m e N.A no fundo da escavação. Lado Ativo - D6, wt6, t1, T5 (a) uw2!! Lado Ativo - D6, wt6, t30, T5 (c) uw2!! Lado Ativo - D6, wt6, t1, T50 (b) uw2!! Lado Ativo - D6, wt6, t30, T50 (d)!! uw2 Quanto à escavação de 6 m e wt12 os comportamentos dos perfis foram semelhantes à escavação de 3 m com N.A profundo. Figura 4.55 (a), (b), (c), (d) os perfis do lado ativo e passivo possuem o mesmo desempenho, a Tabela 4.9 e Tabela 4.10 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A variação do período de retorno não teve grande influência no perfil de sucção ficando nos dois casos quanto às frentes de molhagens: Figura 4.55 (a) e (c) no caso ativo equivalentes a 1,81 m e no caso passivo 2,12 m (T5) e 2,17 m (T50), conforme a Figura 4.55 (b) e (d) com valores u w2 bem próximos (i.e. 4,81 kpa e 4,36 kpa) apresentando Sr = 90%. A sucção matricial na superfície do solo se manteve próximo ao VEA (i.e., 3,0 kpa), conforme observa-se nas Tabela 4.9 e Tabela 4.10.

71 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 181 Figura 4.55 Perfis obtidos para o Solo Brasília, escavação de 6 m e N.A profundo, chuva de 1 dia. Lado Ativo - D6, wt12, t1, T5 (a) uw2!!! Lado Ativo - D6, wt12, t1, T50 (c) uw2!!! Lado Passivo - D6, wt12, t1, T5 (b) uw4!!! Lado Passivo - D6, wt12, t1, T50 (d) uw4!! Para a precipitação com 30 dias de duração o comportamento do perfil foi semelhante ao apresentado na Figura 4.53, mas com elevação do N.A em média de 1,5 m. Com essas taxas de precipitações o perfil atinge um valor constante de u w2 = -8,14 kpa para T5 u w2 = -7,57 kpa para T50 no lado ativo e u w2 = -7,64 kpa para T5 u w2 = -6,91 kpa para T50 para o lado passivo.

72 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 182 Figura 4.56 Perfis obtidos para o Solo Brasília, escavação de 6 m e N.A profundo, chuva de 30 dias. Lado Ativo - D6, wt12, t30, T5 (a) uw2!!! Lado Ativo - D6, wt12, t30, T50 (c) uw2!!! Lado Passivo - D6, wt12, t30, T5 (b) uw4!! Lado Passivo - D6, wt12, t30, T50 (d) uw4!! wt t (dia) T (anos) Tabela 4.9 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D6 lado ativo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, ,36 12,88 2,12-4,75 14,52 0,48-44,71-4,24 13,56 1,44 6, , ,42 12,73 2,27-4,29 14,33 0,67-43,58-3,82 13,44 1,56 6, , Elevação do N.A -7,63 11,24 3,76-8,00-8,00 10,89 4,11 4, , Elevação do N.A -7,09 11,67 3,33-7,32-7,32 11,26 3,74 4,49 5 1, ,61 13,19 1,81-4,81 14,52 0,48-103,55-4,24 13,56 1,44 12, , ,80 13,19 1,81-4,36 14,33 0,67-102,42-3,82 13,44 1,56 12, , Elevação do N.A -8,14 7,78 7,22-12,31-8,00 5,37 9,63 10, , Elevação do N.A -7,57 6,12 8,88-7,32-7,32 5,40 9,60 10,34 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w.

73 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 183 wt t (dia) T (anos) Tabela 4.10 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D6 lado passivo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, Hidrostático , Hidrostático 6 5 1, Hidrostático , Hidrostático 5 1, ,12 6,88 2,12-4,85 8,49 0,51-44,54-4,24 7,54 1,46 12, , ,46 6,83 2,17-4,36 8,31 0,69-43,69-3,82 7,46 1,54 12, , Elevação do N.A -7,64 5,78 3,22-8,00-8,00 5,43 3,57 10, , Elevação do N.A -6,91 6,26 2,74-7,32-7,32 6,01 2,99 9,73 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w. Analisando os resultados da escavação de 9 m com N.A em 9 m o comportamento dos perfis foram os mesmos dos casos anteriores. Para t1, T5 e t1 T50, o período de retorno não teve muita influência nos perfis, como pode-se observar nas Figura 4.57 (a) e (b), obtendo nestes casos e m = 2,22 m e 2,05 m com valores de u w1 = -66,53 kpa e -66,99 kpa e devido essas taxas de precipitações serem menores que o k sat a sucção matricial na superfície do solo se manteve próximo ao VEA (i.e., 3,0 kpa), com u w2 = -4,67 e -4,19 kpa respectivamente, correspondendo a um Sr = 92%. As Tabela 4.11 e Tabela 4.12 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. Para t30 observa-se que o N.A desloca-se levemente, Figura 4.57 (c) e (d), em respectivamente, 0,70 m (T5) e 1,11 m (T50), atingindo um valor constante de poropressão correspondente a -7,65 kpa, Sr = 78,8% e -7,09 kpa, Sr = 80%. Percebe-se que para o solo Brasília, quanto maior a profundidade da escavação e o nível do lençol freático menor é a elevação do N.A. A análise para o lado passivo no caso de N.A raso ao final da escavação não foi representado devido ao comportamento hidrostático do perfil.

74 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 184 Figura 4.57 Perfis obtidos para o Solo Brasília, escavação de 9 m e N.A no fundo da escavação. Lado Ativo - D9, wt9, t1, T5 Lado Ativo - D9, wt9, t1, T50 uw2 (a) " " &,! Lado Ativo - D9, wt9, t30, T5 uw2 (b)! Lado Ativo - D9, wt9, t30, T50 uw2 (c)! (d)!! Para o wt12 os comportamentos dos perfis foram semelhantes à escavação de 3 m e 6 m de N.A profundo. Figura 4.58 (a), (b), (c), (d) os perfis do lado ativo e passivo possuem o mesmo desempenho, a Tabela 4.11 e Tabela 4.12 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A variação do período de retorno não teve grande influência no perfil de sucção ficando nos dois casos quanto às frentes de molhagens: Figura 4.58 (a) e (c) no caso ativo com 2,05 m (T5) e 1,65m (T50) e no caso passivo 2,62 m (T5) e 2,68 m (T50), conforme a Figura 4.61 (b) e (d) com valores de sucção bem próximos, apresentando Sr = 90%. A sucção matricial na superfície do solo se manteve próximo ao VEA (i.e., 3,0 kpa), conforme observase nas Tabela 4.11 e Tabela 4.12.

75 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 185 Figura 4.58 Perfis obtidos para o Solo Brasília, escavação de 9 m e N.A profundo, chuva de 1 dia. Lado Ativo - D9, wt12, t1, T5 Lado Passivo - D9, wt12, t1, T5 uw4 (a) uw2!! Lado Ativo - D9, wt12, t1, T50 (c) uw2!! (b)! Lado Passivo - D9, wt12, t1, T50 (d) uw4! Para a precipitação com 30 dias de duração o comportamento do perfil foi semelhante ao apresentado na Figura 4.53 e Figura 4.56, para o caso passivo o N.A subiu até o nível da superfície, podendo afirma que o perfil acompanhou um estado hidrodinâmico segundo a Figura 4.59 (b) e (d) respectivamente. Com essas taxas de precipitações atinge um valor constante de u w2 = -8,12 kpa para T5 u w2 = -7,45 kpa para T50.

76 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 186 Figura 4.59 Perfis obtidos para o Solo Brasília, escavação de 9 m e N.A profundo, chuva de 30 dias. Lado Ativo - D9, wt12, t30, T5 Lado Passivo - D9, wt12, t30, T5 uw4 uw2!! (a) Lado Ativo - D9, wt12, t30, T50 (c) uw2!!! (b) Lado Passivo - D9, wt12, t30, T50 (d) uw4! wt t (dia) T (ans) Tabela 4.11 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D9 lado ativo. Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 Q (m/s) u w1 (kpa) y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (fina) 5 1, ,53 20,28 2,22-4,67 22,06 0,44-73,63-4,24 21,01 1,49 9, , ,99 20,45 2,05-4,19 21,89 0,61-73,01-3,82 20,94 1,56 9, , Elevação do N.A -7,65 15,37 7,13-8,00-8,00 15,02 7,48 8, , Elevação do N.A -7,09 15,99 6,51-7,32-7,32 15,36 7,14 7,89 5 1, ,29 20,45 2,05-4,69 22,06 0,44-104,30-4,24 21,14 1,36 12, , ,0 20,85 1,65-4,23 21,90 0,60-104,09-3,82 21,11 1,39 12, , Elevação do N.A -8,12 15,81 6,69-8,00-8,00 12,53 9,96 10, , Elevação do N.A -7,45 14,48 8,02-7,32-7,32 13,13 9,37 10,12 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w.

77 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 187 wt t (dia) T (anos) Tabela 4.12 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D9 lado passivo. Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 Q (m/s) u w1 (kpa) y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, Hidrostático , Hidrostático 9 5 1, Hidrostático , Hidrostático 5 1, ,60 11,88 1,62-4,79 12,98 0,52-18,44-4,24 12,38 1,12 12, , ,15 11,82 1,68-4,30 12,80 0,70-17,37-3,82 12,27 1,23 12, , O N.A subiu acima do nível da superfície do passivo (hidrodinâmico) , O N.A subiu acima do nível da superfície do passivo (hidrodinâmico) OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w Solo Furnas A partir dos perfis obtidos para o solo Furnas pode-se observar a influência da profundidade do nível do lençol freático, da escavação, da intensidade de chuva além do tipo de solo em estudo. Retomando as condições do solo Furnas, que trata-se de um silte de alta compressibilidade, com k sat = 1, m/s (13,73 mm/dia), com CCSA unimodal conforme apresentado na Tabela Os perfis foram obtidos como representam as Figuras 4.60 à 4.71 e as precipitações adotadas foram segundo a Tabela Tabela 4.13 Precipitações adotadas para a cidade de Goiânia. t (dias) T (anos) Q (m/s) Q(mm/dia) Q Total (mm) 5 1, = 7,04 k sat 96,8 96, , = 9,56 k sat 131,6 131, , = 1,11 k sat 15,29 458,8 50 2, = 1,36 k sat 18,68 560,3 O estado inicial, para todos os casos de cada perfil foi tomado como sendo o hidrostático. Analisando a Figura 4.60, que trata-se de uma escavação de 3 m e N.A a 3 m (i.e., D3, wt3), para chuva com duração de 1 dia em que a taxa de precipitação é maior que o coeficiente de permeabilidade saturado do material o N.A continua na altura correspondente a 3 m e quanto a frente de molhagem (e m ) não houve variação devido a alteração no período de retorno (T) de 5 para 50 anos, atingindo estes 0,56 m, chegando a valores máximos de poropressões (u w1 ) de -12,32 kpa e -11,84 kpa. Para este caso foi observado que o perfil não teve o comportamento de um valor de equilíbrio de sucção (u w2 ) estando este sempre em ascensão até buscar o valor de poropressão 0,0 kpa, atingindo esse valor na superfície, devido a precipitação ser maior

78 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 188 que k sat. Concluindo que essas variações de precipitação chegaram-se a perfis relativamente iguais, com o mesmo comportamento. Em se tratando de uma precipitação com duração de 30 dias observa-se que o N.A desloca-se até a superfície nos dois casos, Figura 4.60 (c) e (d), podendo afirmar que o levantamento do N.A está correlacionado com o período de infiltração da chuva. A análise para o lado passivo no caso de N.A raso ao final da escavação não foi representado devido ao comportamento hidrostático do perfil. Figura 4.60 Perfis obtidos para o Solo Furnas, escavação de 3 m, N.A no fundo da escavação. Lado Ativo -D3, wt3, t1, T5 Lado Ativo - D3, wt3, t1, T50 (a) (c) uw2!!! Lado Ativo - D3, wt3, t30, T5 uw2! Devido a grande semelhança nos perfis com t1, T5 e t1, T50 bem como os de t30, T5 e t30, T50 foram analisados detalhadamente apenas uma caso de cada (T50), podendo considerar o mesmo comportamento para o outro perfil como equivalente. (b) (d) uw2!!! Lado Ativo - D3, wt3, t30, T50 uw2!

79 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 189 Quanto à evolução da frente de molhagem, para t1, conforme a Figura 4.61, que corresponde a uma precipitação maior que o k sat. Desde as primeiras horas de chuva já percebe-se uma frente de molhagem que com o tempo vai evoluindo até alcançar e m = 0,56 m. Observa-se também que a sucção matricial vai diminuindo, e desde as primeiras precipitações tem-se uma dissipação quase total da poropressão de água. Analisando o avanço da frente de molhagem, para t30, conforme a Figura 4.62, observa-se que nos três primeiros dias de chuva (i. e., Q total = 56 mm) o perfil continuou no hidrostático começou a ter redução de poropressão a mais ou menos 0,63 m da superfície. Sabendo-se que essa precipitação supera k sat e com um período de infiltração de 6 dias e 9 dias, percebe-se que essa frente avança ao comparar com uma precipitação de maior intensidade, mas com período de duração curto (i.e. t1). Com 12 dias de chuva percebe-se que o N.A começa a elevar-se chegando ao final de 30 dias com uma elevação correspondente a 1,17 m. Portanto observa-se que a frente de molhagem encontrou-se com o N.A e se este não elevasse, a frente de molhagem continuaria avançando. Figura 4.61 Evolução do perfil de sucção com o tempo, t1. Lado Ativo - D3, wt3, t !!!! Inicio= 2,4 horas 4,8 horas 7,2 horas 9,6 horas 12,0 horas 14,4 horas 16,8 horas 19,2 horas 21,6 horas 24 horas

80 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 190 Figura 4.62 Evolução do perfil de sucção com o tempo, t30. Lado Ativo - D3, wt3, t !!!! Inicio= 3 dias 6 dias 9 dias 12 dias 15 dias 18 dias 21 dias 24 dias 27 dias 30 dias Além do perfil de sucção outro fator importante a se analisar é o perfil do grau de saturação (Sr), o que permite quantificar melhor a redução da poropressão, Figura Na Figura 4.63 (a) representa a variação do grau de saturação para t1, observa-se que o grau de saturação se mantém a 100% até no N.A, depois vai reduzindo (i.e., ascensão capilar) até a cota correspondente à frente de molhagem no sentido ascendente. A partir desse ponto o Sr vai aumentando, pois é nessa faixa que tem-se a infiltração da água, atingindo 99% de grau de saturação ao final da precipitação. Em se tratando de t30, Figura 4.63 (b) o perfil Sr eleva-se a 100% até a superfície representando o levantamento do N.A.

81 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 191 Figura 4.63 do grau de saturação correspondente ao perfil de poropressão ao final das precipitações, solo Furnas. Lado Ativo - D3, wt3, t1 (a) Sr2 Sr Lado Ativo - D3, wt3, t30 (b) Sr2 Sr Partindo-se para o caso de N.A profundo, Figura 4.64 (a), (b), (c), (d) os perfis do lado ativo e passivo possuem o mesmo desempenho, a Tabela 4.14 e Tabela 4.15 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A variação do período de retorno teve pouca influência no perfil de sucção ficando nos dois casos quanto às frentes de molhagens do lado ativo com 0,47 m conforme a Figura 4.64 (a) e (c) com valores de sucção iguais e grau de saturação equivalente a 99% e do lado passivo uma frente um pouco maior equivalente a 0,67 m. As frentes se diferem devido a profundidade do N.A em relação a cada lado, no lado ativo encontra-se mais profundo, então necessita-se de uma precipitação maior para ter a mesma frente de molhagem do lado passivo que encontra-se mais perto do N.A. A sucção matricial na superfície do solo em ambos os lados reduziu-se a zero, o que já era esperado, devido a taxa de precipitação ser maior que o k sat.

82 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 192 Figura 4.64 Perfis obtidos para o Solo Furnas, escavação de 3 m e N.A profundo, chuva de 1 dia. Lado Ativo - D3, wt12, t1, T5 uw2!! (a) Lado Ativo - D3, wt12, t1, T50 (c) uw2!! Lado Passivo - D3, wt12, t1, T5 (b) uw4!!! Lado Passivo - D3, wt12, t1, T50 (d) uw4!!! Nos perfis da Figura 4.65 (a) e (c) percebe-se uma não linearidade perto da cota de 3 m (i. e., final da escavação), este fato é justificado devido ao fluxo gerado do lado passivo para o ativo. Para a precipitação com 30 dias de duração o comportamento do perfil foi semelhante ao apresentado para o solo anterior, mas com frente de molhagem no caso ativo de 2,5 m (T5) e 2,71 m (T50), conforme a Figura 4.65 (a) e (c) e para o caso passivo de 3,26 m (T5) e 4,34 m (T50) segundo a Figura 4.65 (b) e (d) respectivamente. Com essas taxas de precipitações a frente de molhagem avança, atingindo um valor constante de u w2 = -4,02 kpa para T5 no lado ativo e passivo. Para T50 a redução de poropressão vai diminuindo linearmente até atingir o valor de 0,00 kpa.

83 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 193 Figura 4.65 Perfis obtidos para o Solo Furnas, escavação de 3 m e N.A profundo, chuva de 30 dias. Lado Ativo - D3, wt12, t30, T5 (a) uw2!!! Lado Ativo - D3, wt12, t30, T50 (c) uw2!!! Lado Passivo - D3, wt12, t30, T5 (b) uw4!!!!! Lado Passivo -- D3, wt12, t30, T50 (d) uw4!! wt t (dia) T (anos) Tabela 4.14 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D3 lado ativo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, ,09 6,94 0, ,11 0,00 7,06 0,44 3, , ,20 6,94 0, ,11 0,00 7,06 0,44 3, , Formação de N.A na superfície do terreno , Formação de N.A na superfície do terreno. 5 1, ,51 7,03 0, ,38 0,00 7,16 0,34 12, , ,53 7,03 0, ,38 0,00 7,16 0,34 12, , ,00 5,00 2,50-4,02 7,09 0,41-97,23-3,66 5,02 2,48 12, , ,10 4,79 2, ,1-0,01 4,80 2,70 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w.

84 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 194 wt t (dia) T (anos) Tabela 4.15 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D3 lado passivo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, Hidrostático , Hidrostático 3 5 1, Hidrostático , Hidrostático 5 1, ,91 3,83 0,67-1,73 4,42 0,08-84,70-0,05 4,14 0,36 12, , ,86 3,83 0,67-1,66 4,42 0,08-84,52-0,04 4,12 0,38 12, , ,95 1,24 3,26-4,02 3,96 0,54-61,97-3,46 1,82 2,68 12, , ,13 0,16 4,34-0,69 4,22 0,28-55,06-0,01 1,69 2,81 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w. Para uma escavação de 6 m com N.A em 6 m o comportamento dos perfis foram os mesmos dos casos anteriores. Para t1, T5 e t1 T50, o período de retorno não teve muita influência nos perfis, como pode-se observar nas Figura 4.66 (a) e (b), obtendo nestes casos e m = 0,38 m com valores de u w1 = -55,12 kpa e devido essas taxas de precipitações serem maiores que o k sat a sucção matricial na superfície do solo tendeu a 0,00 kpa, correspondendo a um Sr = 99%. As Tabela 4.16 e Tabela 4.17 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. Para t30 observa-se que no primeiro caso, Figura 4.66 (c), o perfil teve um e m = 3,61 m chegando a u w1 = -20,69 kpa e no segundo e m = 4,18 m, Figura 4.66 (d), com u w1 = -16,22 kpa. Apenas para T5 foi possível perceber um valor constante de poropressão correspondente a -3,66 kpa, Sr = 93% e para T50 o perfil teve um decréscimo de poropressão até atingir 0,00 kpa, com Sr = 99%. A análise para o lado passivo no caso de N.A raso no final da escavação não foi representado devido ao comportamento hidrostático do perfil.

85 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 195 Figura 4.66 Perfis obtidos para o Solo Furnas, escavação de 6 m, N.A no fundo da escavação. Lado Ativo - D6, wt6, t1, T5 uw2!! (a) Lado Ativo - D6, wt6, t30, T5 (c) uw2!! Lado Ativo - D6, wt6, t1, T50 (b) uw2!! Lado Ativo - D6, wt6, t30, T50 (d) uw2!! Quanto à escavação de 6 m e wt12 os comportamentos dos perfis foram semelhantes à escavação de 3 m de N.A profundo. Figura 4.67 (a), (b), (c), (d) os perfis do lado ativo e passivo possuem o mesmo desempenho, a Tabela 4.16 e Tabela 4.17 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A variação do período de retorno não teve grande influência no perfil de sucção ficando nos dois casos quanto às frentes de molhagens: Figura 4.67 (a) e (c) no caso ativo com a mesma frente de molhagem equivalente a 0,48 m e no caso passivo 0,60 m (T5) e 0,66 m (T50), conforme a Figura 4.67 (b) e (d), em ambos os casos houve a dissipação completa da poropressão, chegando a Sr = 99%.

86 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 196 Figura 4.67 Perfis obtidos para o Solo Furnas, escavação de 6 m e N.A profundo, chuva de 1 dia. Lado Ativo - D6, wt12, t1, T5 (a) uw2!!! Lado Ativo - D6, wt12, t1, T50 (c) uw2!!! Lado Passivo - D6, wt12, t1, T5 (b) uw4!!!! Lado Passivo - D6, wt12, t1, T50 (d) uw4!!!! Para a precipitação com 30 dias de duração obteve-se frente de molhagem no caso ativo de 2,46 m (T5) e 2,82 m (T50), conforme a Figura 4.68 (a) e (c) e para o caso passivo de 4,87 m (T5) e 7,07 m (T50) segundo a Figura 4.68 (b) e (d) respectivamente. Com essas taxas de precipitações a frente de molhagem avança, atingindo um valor constante de u w2 = -4,03 kpa (T5) no lado ativo com Sr = 92% e u w2 = -3,87 kpa (T5) passivo com Sr = 93%. Para T50 a redução de poropressão vai diminuindo linearmente até atingir o valor de -0,01 kpa, com Sr = 99%.

87 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 197 Figura 4.68 Perfis obtidos para o Solo Furnas, escavação de 6 m e N.A profundo, chuva de 30 dias. Lado Ativo - D6, wt12, t30, T5 (a) uw2!!! Lado Ativo - D6, wt12, t30, T50 (c) uw2!!! Lado Passivo - D6, wt12, t30, T5 (b) uw4!! Lado Passivo - D6, wt12, t30, T50 (d) uw4!! wt t (dia) T (anos) Tabela 4.16 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D6 lado ativo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, ,12 14,62 0, ,12 0,00 14,62 0,38 6, , ,12 14,62 0, ,12 0,00 14,62 0,38 6, , ,90 11,39 3,61-3,66 14,59 0,41-27,56-3,23 11,81 3,19 6, , ,22 10,82 4, ,17 0,00 11,67 3,33 6,00 5 1, ,95 14,52 0,48-1,94 14,91 0,09-114,31 0,00 14,66 0,34 12, , ,82 14,52 0,48-1,87 14,91 0,09-114,31 0,00 14,66 0,34 12, , ,50 12,54 2,46-4,03 14,59 0,41-93,60-3,60 12,54 2,46 12, , ,26 12,18 2, ,00-0,01 12,18 2,82 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w.

88 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 198 wt t (dia) T (anos) Tabela 4.17 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D6 lado passivo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, Hidrostático , Hidrostático 6 5 1, Hidrostático , Hidrostático 5 1, ,09 8,40 0,60-1,66 8,91 0,09-55,20-0,04 8,63 0,37 12, , ,41 8,34 0,66-1,60 8,91 0,09-54,92-0,03 8,60 0,40 12, , ,94 4,13 4,87-3,87 8,37 0,63-26,59-3,24 5,71 3,29 12, , ,50 1,93 7, ,62-0,01 5,62 3,38 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w. Analisando os resultados da escavação de 9 m com N.A em 9 m o comportamento dos perfis foram os mesmos dos casos anteriores. Para t1, T5 e t1 T50, o período de retorno não teve muita influência nos perfis, como pode-se observar nas Figura 4.69 (a) e (b), obtendo nestes casos e m = 0,36 m com valores de u w1 = -84,72 kpa e devido essas taxas de precipitações serem maiores que o k sat a sucção matricial na superfície do solo se reduz a 0,00 kpa, Sr = 99%. Para t30 observa-se que ocorre a dissipação total da poropressão 0,00 kpa, Sr = 99%. para T50 e atinge um valor constante correspondente a -3,46 kpa, Sr = 93% para T5. A frente de molhagem varia de 2,62 m e 2,92 m respectivamente. A Tabela 4.18 e Tabela 4.19 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A análise para o lado passivo no caso de N.A raso no final da escavação não foi representado devido ao comportamento hidrostático do perfil.

89 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 199 Figura 4.69 Perfis obtidos para o Solo Furnas, escavação de 9 m e N.A profundo. Lado Ativo - D9, wt9, t1, T5 (a)!! Lado Ativo - D9, wt9, t30, T5 (c) uw2 uw2!! Lado Ativo - D9, wt9, t1, T50 (b)!! Lado Ativo - D9, wt9, t30, T50 (d) uw2 uw2!! Quanto à escavação de 9 m e wt12 os comportamentos dos perfis foram semelhantes à escavação de 3 m de N.A profundo. Figura 4.70 (a), (b), (c), (d) representam os perfis do lado ativo e passivo possuem o mesmo desempenho, a Tabela 4.18 e Tabela 4.19 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A variação do período de retorno não teve grande influência no perfil de sucção ficando nos dois casos quanto às frentes de molhagens: Figura 4.70 (a) e (c) no caso ativo com a mesma frente de molhagem equivalente a 0,44 m e no caso passivo 0,57 m conforme a Figura 4.70 (b) e (d), em ambos os casos houve a dissipação completa da poropressão, chegando a Sr = 99%.

90 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 200 Figura 4.70 Perfis obtidos para o Solo Furnas, escavação de 9 m e N.A profundo, chuva de 1 dia. Lado Ativo - D9, wt12, t1, T5 (a) (c) uw2!!! Lado Ativo - D9, wt12, t1, T50 uw2!!! Lado Passivo - D9, wt12, t1, T5 (b) uw4! Lado Passivo - D9, wt12, t1, T50 (d) uw4! Para chuva com duração de 30 dias percebe-se o levantamento do N.A, atingindo à cota da superfície do lado passivo. Quanto a frente de molhagem pouca variação devido a alteração no período de retorno (T) de 5 para 50 anos, atingindo estes 2,69 m e 3,03 m, chegando a valores máximos de poropressões u w1 = -92,53 kpa e -87,09 kpa. Para caso T50 foi observado que o perfil não teve o comportamento de um valor de equilíbrio de sucção (u w2 ) estando este sempre em ascensão até buscar o valor de poropressão 0,0 kpa, já para T5 atingiu-se u w2 = - 4,83 kpa.

91 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 201 Figura 4.71 Perfis obtidos para o Solo Furnas, escavação de 9 m e N.A profundo, chuva de 30 dias. Lado Ativo - D9, wt12, t30, T5 uw2 Lado Passivo - D9, wt12, t30, T5 uw4 (a)!! Lado Ativo - D9, wt12, t30, T50 uw2 (b)! Lado Passivo - D9, wt12, t30. T50 uw4 (c)!! (d)! wt t (dia) T (anos) Tabela 4.18 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D9 lado ativo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, ,72 22,14 0, ,72 0,00 22,14 0,36 9, , ,72 22,14 0, ,72 0,00 22,14 0,36 9, , ,54 19,88 2,62-3,84 22,14 0,36-62,54-3,46 19,88 2,62 9, , ,66 19,58 2, ,66 0,00 19,58 2,92 9,00 5 1, ,91 22,06 0,44-1,99 22,41 0,09-114,41 0,00 22,17 0,33 12, , ,45 22,06 0,44-1,91 22,41 0,09-114,14 0,00 22,14 0,36 12, , ,53 19,81 2,69-4,83 21,13 1,37-92,53-4,83 19,81 2,69 11, , ,09 19,47 3, ,00 0,00 19,70 2,80 11,39 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w.

92 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 202 wt t (dia) T (anos) Tabela 4.19 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D9 lado passivo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, Hidrostático , Hidrostático 0 5 1, Hidrostático , Hidrostático 5 1, ,34 12,93 0,57-1,62 13,40 0,10-25,44 0,00 13,09 0,41 12, , ,65 12,93 0,57-1,57 13,40 0,10-25,44 0,00 13,09 0,41 12, , Formação de N.A na superfície do terreno do lado passivo , Formação de N.A na superfície do terreno do lado passivo. OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w Solo João Leite A partir dos perfis obtidos para o solo Furnas pode-se observar a influência da profundidade do nível do lençol freático, da escavação, da intensidade de chuva além do tipo de solo em estudo. Retomando as condições do solo João Leite, que trata-se de um silte de baixa compressibilidade, com k sat = 1, m/s (1,56 mm/dia), com CCSA bimodal conforme apresentado na Tabela Os perfis foram obtidos como representam as Figuras 4.73 à As precipitações adotadas foram segundo a Tabela Tabela 4.20 Precipitações adotadas para a cidade de Goiânia. t (dias) T (anos) Q (m/s) Q(mm/dia) Q Total (mm) 5 1, = 61,88 k sat 96,8 96, , = 83,98 k sat 131,6 131, , = 9,78 k sat 15,29 458,8 50 2, = 11,93 k sat 18,68 560,3 O estado inicial, para todos os perfis foi tomado como sendo o hidrostático. Analisando a Figura 4.60, que trata-se de uma escavação de 3 m e N.A a 3 m (i.e., D3, wt3), para chuva com duração de 1 dia em que a taxa de precipitação é maior que o coeficiente de permeabilidade saturado do material o N.A continua na altura correspondente a 3 m e quanto a frente de molhagem (e m ) houve pouca variação devido a alteração no período de retorno (T) de 5 para 50 anos, atingindo estes 0,12 m e 0,13 m, chegando a valores máximos de poropressões (u w1 ) de -28,25 kpa e -28,11 kpa. Para este caso foi observado que o perfil não teve o comportamento de um valor de equilíbrio de sucção (u w2 ) estando este sempre em

93 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 203 ascensão até buscar o valor de poropressão 0,0 kpa, atingindo esse valor na superfície. Concluindo que essas variações de precipitação chegaram-se a perfis relativamente iguais, com o mesmo comportamento. Em se tratando de uma precipitação com duração de 30 dias observa-se que frente de molhagem avança mais, Figura 4.72 (c) e (d) obtendo e m = 1,15 m, podendo afirmar que a espessura de e m está correlacionado com o período de infiltração da chuva. A análise para o lado passivo no caso de N.A raso ao final da escavação não foi representado devido ao comportamento hidrostático do perfil. Figura 4.72 Perfis obtidos para o Solo João Leite, escavação de 3 m e N.A no fundo da escavação. (a) Lado Ativo - D3, wt3, t1, T5 (c) uw2!! Lado Ativo - D3, wt3, t30, T5!! uw2 Lado Ativo - D3, wt3, t1, T50 (b)!! Lado Ativo - D3, wt3, t30, T50 (d) uw2 uw2!!

94 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 204 Devido a grande semelhança nos perfis com t1, T5 e t1, T50 bem como os de t30, T5 e t30, T50 foram analisados detalhadamente apenas uma caso de cada (T50), podendo considerar o mesmo comportamento para o outro perfil equivalente. Quanto à evolução da frente de molhagem, para t1, conforme a Figura 4.73, que corresponde a uma precipitação bem maior que o k sat. Desde as primeiras horas de chuva já percebe-se uma dissipação total da poropressão. Analisando o avanço da frente de molhagem, para t30, conforme a Figura 4.74, consegue-se avaliar a importância do tempo de infiltração quanto à frente de molhagem. Com 3 dias de duração a e m avança 0,30 m e no final de 30 dias obtém-se e m = 1,15 m. Lado Ativo - D3, wt3, t1 Figura 4.73 Evolução do perfil de sucção com o tempo, t1. Elevação, m !!!! Poropressão de água, kpa Inicio= 2,4 horas 4,8 horas 7,2 horas 9,6 horas 12,0 horas 14,4 horas 16,8 horas 19,2 horas 21,6 horas 24 horas

95 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 205 Lado Ativo - D3, wt3, t1 Figura 4.74 Evolução do perfil de sucção com o tempo, t30. Elevação, m !!!! Poropressão de água, kpa Inicio= 3 dias 6 dias 9 dias 12 dias 15 dias 18 dias 21 dias 24 dias 27 dias 30 dias Além do perfil de sucção outro fator importante a se analisar é o perfil do grau de saturação (Sr), o que permite quantificar melhor a redução da poropressão, Figura Na Figura 4.75 (a) representa a variação do grau de saturação para t1, observa-se que o grau de saturação se mantém a 100% até no N.A, depois vai reduzindo (i.e., ascensão capilar) até a cota correspondente à frente de molhagem no sentido ascendente. A partir desse ponto o Sr vai aumentando, pois é nessa faixa que tem-se a infiltração da água, atingindo 99% de grau de saturação ao final da precipitação. Em se tratando de t30, Figura 4.75 (b) observa-se o mesmo comportamento, mas com o aumento do Sr a uma profundidade maior, o que representa um avanço da frente de molhagem, até atingir 99% na superfície.

96 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 206 Figura 4.75 do grau de saturação correspondente ao perfil de poropressão ao final das precipitações, solo João Leite. Lado Ativo - D3 wt3 t1 (a) Sr2 Sr Lado Ativo - D3 wt3 t30 (b) Sr2 Sr Partindo-se para o caso de N.A profundo em que a taxa de precipitação é bem maior que o k sat, Figura 4.76 (a), (b), (c), (d) os perfis do lado ativo e passivo possuem o mesmo desempenho, a Tabela 4.21 e Tabela 4.22 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A variação do período de retorno teve pouca influência no perfil de sucção ficando nos dois casos quanto às frentes de molhagens do lado ativo com 0,16 m conforme a Figura 4.76 (a) e (c) com valores de sucção iguais e grau de saturação equivalente a 99% e do lado passivo uma frente um pouco maior equivalente a 0,60 m. As frentes se diferem devido a profundidade do N.A em relação a cada lado, no lado ativo encontra-se mais profundo, então necessita-se de uma precipitação maior para ter a mesma frente de molhagem do lado passivo que encontra-se mais perto do N.A. A sucção matricial na superfície do solo em ambos os lados reduziu-se a zero, o que já era esperado, devido a taxa de precipitação ser maior que o k sat.

97 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 207 Figura 4.76 Perfis obtidos para o Solo João Leite escavação de 3 m e N.A profundo, chuva de 1 dia. Lado Ativo - D3, wt12, t1, T5 (a) uw2!!! Lado Ativo - D3, wt12, t1, T50 (c) uw2!!! Lado Passivo - D3, wt12, t1, T5 (b) uw4!!! Lado Passivo - D3, wt12, t1, T50 (d) " " &,!! Para a precipitação com 30 dias de duração o comportamento do perfil foi semelhante ao apresentado para o solo anterior, mas com frente de molhagem no caso ativo de 0,96 m (T5) e 1,02 m (T50), conforme a Figura 4.77 (a) e (c) e para o caso passivo de 1,42 m (T5) e 0,99 m (T50) segundo a Figura 4.77 (b) e (d) respectivamente. Com essas taxas de precipitações a frente de molhagem avança, com redução de poropressão até atingir o valor de 0,00 kpa.

98 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 208 Figura 4.77 Perfis obtidos para o Solo João Leite, escavação de 3 m e N.A profundo, chuva de 30 dias. (a) Lado Ativo - D3, wt12, t30, T5 (c) uw2!!! Lado Ativo - D3, wt12, t30, T50 uw2!!! Lado Passivo - D3, wt12, t30, T5 (b) uw4!!!!! Lado Ativo - D3, wt12, t30, T50 (d) uw2!!! wt t (dia) T (anos) Tabela 4.21 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D3 lado ativo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, ,25 7,38 0, ,25 0,00 7,38 0,12 3, , ,11 7,37 0, ,11 0,00 7,37 0,13 3, , ,71 6,35 1, ,76 0,00 6,52 0,98 3, , ,69 6,35 1, ,76 0,00 6,52 0,98 3,00 5 1, ,72 7,34 0, ,65 0,00 7,39 0,11 12, , ,48 7,34 0, ,65 0,00 7,39 0,11 12, , ,16 6,48 1, ,94 0,00 6,63 0,87 12, , ,54 6,54 0, ,84 0,00 6,60 0,90 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w.

99 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 209 wt t (dia) T (anos) Tabela 4.22 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D3 lado passivo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, Hidrostático , Hidrostático 3 5 1, Hidrostático , Hidrostático 5 1, ,60 4,30 0, ,03 0,00 4,37 0,13 12, , ,97 3,90 0, ,10 0,00 4,38 0,12 12, , ,45 3,08 1, ,33 0,00 3,37 1,13 12, , ,10 3,51 0, ,28 0,00 3,58 0,92 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w. Para a escavação de 6 m com N.A em 6 m o comportamento dos perfis foram os mesmos dos casos anteriores. Para t1, T5 e t1 T50, o período de retorno não teve muita influência nos perfis, como pode-se observar nas Figura 4.78 (a) e (b), obtendo nestes casos e m = 0,12 m (T5) e e m = 0,14 m (T50) com valores de u w1 = -57,62 kpa (T5) e u w1 = -57,51 kpa (T50). Devido essas taxas de precipitações serem maiores que o k sat a sucção matricial na superfície do solo atingi 0,00 kpa, correspondendo a um Sr = 99%. A Tabela 4.23 e Tabela 4.24 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. Para t30 observa-se que o período de retorno não teve influência nos perfil, como pode-se observa na Figura 4.78 (c) e (d), obtendo nestes casos e m = 0,93 m chegando a u w1 = -49,76 kpa. Os perfis tiveram um decréscimo de poropressão até atingir 0,00 kpa, com Sr = 99%. A análise para o lado passivo no caso de N.A raso ao final da escavação não foi representado devido ao comportamento hidrostático do perfil.

100 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 210 Figura 4.78 Perfis obtidos para o Solo João Leite, escavação de 6 m, N.A no fundo da escavação. Lado Ativo - D6, wt6, t1, T5 (a) (c)!! Lado Ativo - D6, wt6, t1 T50 uw2 uw2!! Lado Ativo - D6, wt6, t1 T50 (b) uw2!! Lado Ativo - D6, wt6, t30, T50 (d) uw2!! Quanto à escavação de 6 m e wt12 conforme apresenta a Figura 4.79 (a), (b), (c), (d) os perfis do lado ativo e passivo possuem o mesmo desempenho, a Tabela 4.23 e Tabela 4.24 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A variação do período de retorno não teve influência no perfil de sucção ficando nos dois casos quanto às frentes de molhagens no caso ativo e passivo com 0,16 m, em ambos os casos houve a dissipação completa da poropressão, chegando a Sr = 99%.

101 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 211 Figura 4.79 Perfis obtidos para o Solo João Leite, escavação de 6 m e N.A profundo, chuva de 1 dia. Lado Ativo - D6, wt12, t1, T5 (a) uw2!!! Lado Ativo - D6, wt12, t1, T50 (c) uw2!!! Lado Passivo - D6, wt12, t1, T5 (b) uw4!! Lado Passivo - D6, wt12, t1, T50 (d) uw4!! Para a precipitação com 30 dias de duração obteve-se frente de molhagem no caso ativo de 1,10 m (T5) e 1,01 m (T50), conforme a Figura 4.80 (a) e (c) e para o caso passivo de 1,54 m nos dois casos, a Figura 4.80 (b) e (d) representa o perfil. Em ambos os casos a poropressão vai diminuindo linearmente até atingir o valor de 0,00 kpa, com Sr = 99%.

102 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 212 Figura 4.80 Perfis obtidos para o Solo João Leite, escavação de 6 m e N.A profundo, chuva de 30 dias. Lado Ativo - D6, wt12, t30, T5 (a) uw2!!! Lado Ativo - D6, wt12, t30, T50 (c) uw2!!! Lado Passivo - D6, wt12, t30, T5 (b) uw4!!!! Lado Passivo - D6, wt12, t30, T50 (d) uw4!!!! wt t (dia) T (anos) Tabela 4.23 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D6 lado ativo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, ,62 14,88 0,12-1,75 14,94 0,06-57,62 0,00 14,88 0,12 6, , ,51 14,86 0,14-1,75 14,94 0,06-57,51 0,00 14,86 0,14 6, , ,76 14,07 0,93-0,72 14,76 0,24-49,76 0,00 14,07 0,93 6, , ,76 14,07 0,93-0,71 14,76 0,24-49,75 0,00 14,07 0,93 6,00 5 1, ,48 14,84 0,16-1,89 14,94 0,06-116,63 0,00 14,89 0,11 12, , ,44 14,84 0,16-1,87 14,94 0,06-116,63 0,00 14,89 0,11 12, , ,72 13,90 1,10-0,76 14,76 0,24-108,91 0,00 14,10 0,89 12, , ,35 13,99 1,01-0,76 14,76 0,24-108,91 0,00 14,11 0,89 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w.

103 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 213 wt t (dia) T (anos) Tabela 4.24 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D6 lado passivo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, Hidrostático , Hidrostático 3 5 1, Hidrostático , Hidrostático 5 1, ,44 8,84 0,16 0,12 3,00 6,00-57,70 0,00 8,88 0,12 12, , ,53 8,84 0,16 0,12 3,00 6,00-57,70 0,00 8,88 0,12 12, , ,46 7,46 1,54 0,12 3,00 6,00-49,29 0,00 8,03 0,97 12, , ,39 7,46 1,54 0,12 3,00 6,00-49,29 0,00 8,03 0,97 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w. Para a escavação de 9 m com N.A em 9 m o comportamento dos perfis foram os mesmos dos casos anteriores. Para t1, T5 e t1 T50, o período de retorno não teve influência nos perfis, como pode-se observar nas Figura 4.81 (a) e (b), obtendo nestes casos e m = 0,11 m com valores de u w1 = -87,18 kpa. Devido essas taxas de precipitações ser maiores que o k sat a sucção matricial na superfície do solo atingi 0,00 kpa, correspondendo a um Sr = 99%. A Tabela 4.25 e Tabela 4.26 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. Para t30 observa-se que o período de retorno também não teve muita influência nos perfis, como pode-se observa na Figura 4.81 (c) e (d), obtendo nestes casos e m = 0,92 m chegando a u w1 = -79,22 kpa. Os perfis tiveram um decréscimo de poropressão até atingir 0,00 kpa, com Sr = 99%. A análise para o lado passivo no caso de N.A raso ao final da escavação não foi representado devido ao comportamento hidrostático do perfil.

104 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 214 Figura 4.81 Perfis obtidos para o Solo João Leite, escavação de 9 m e N.A profundo. Lado Ativo - D9, wt9, t1, T5 uw2 Lado Ativo - D9, wt9, t1, T50 uw2 (a)!!! Lado Ativo - D9, wt9, t30, T5 uw2 (b)!!! Lado Ativo - D9, wt9, t30, T50 uw2 (c)!! (d)!! Quanto à escavação de 9 m e wt12 conforme apresenta Figura 4.82 (a), (b), (c), (d) os perfis do lado ativo e passivo possuem o mesmo desempenho, a Tabela 4.25 e Tabela 4.26 apresentam os valores correspondentes dos pontos obtidos através dos perfis. A variação do período de retorno não teve influência no perfil de sucção ficando nos dois casos quanto às frentes de molhagens no caso ativo com 0,17 m e lado passivo com 0,13 m, em ambos os casos houve a dissipação completa da poropressão, chegando a Sr = 99%.

105 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 215 Figura 4.82 Perfis obtidos para o Solo João Leite, escavação de 9 m e N.A profundo, chuva de 1 dia. Lado Ativo - D9, wt12, t1, T5 uw2 Lado Passivo - D9, wt12, t1, T5 uw4 (a)!!! Lado Ativo - D9, wt12, t1, T50 uw2 (b)!!! Lado Passivo - D9, wt12, t1, T50 uw4 (c)!!! (d)! Para a precipitação com 30 dias de duração obteve-se a mesma frente de molhagem no caso ativo de 1,08 m conforme a Figura 4.83 (a) e (c) e para o caso passivo de 1,42 m nos dois casos, a Figura 4.83 (b) e (d) representa o perfil. Em ambos os casos a poropressão vai diminuindo linearmente até atingir o valor de 0,00 kpa, com Sr = 99%.

106 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 216 Figura 4.83 Perfis obtidos para o Solo João Leite, escavação de 9 m e N.A profundo, chuva de 30 dias. Lado Ativo - D9, wt12, t30, T5 uw2 Lado Passivo - D9, wt12, t30, T5 uw4 (a)!!! Lado Ativo - D9, wt12, t30, T50 uw2 (b)! Lado Passivo - D9, wt12, t30, T50 uw4 (c)!!! (d)! wt t (dia) T (anos) Tabela 4.25 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D9 lado ativo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, ,18 22,39 0,11-1,88 22,43 0,07-87,18 0,00 22,39 0,11 9, , ,18 22,39 0,11-1,87 22,39 0,07-87,18 0,00 22,39 0,11 9, , ,22 21,58 0,92-0,65 22,29 0,21-79,22 0,00 21,58 0,92 9, , ,22 21,58 0,92-0,64 22,29 0,21-79,22 0,00 21,58 0,92 9,00 5 1, ,73 22,33 0,17-1,93 22,43 0,07-116,60 0,00 22,39 0,11 12, , ,92 22,33 0,17-1,94 22,43 0,07-116,60 0,00 22,39 0,11 12, , ,75 21,42 1,08-0,66 22,29 0,21-109,00 0,00 21,61 0,89 12, , ,74 21,42 1,08-0,65 22,29 0,21-109,00 0,00 21,61 0,89 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w.

107 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 217 wt t (dia) T (anos) Tabela 4.26 Pontos obtidos através dos perfis de sucção, D9 lado passivo. Q (m/s) u w1 (kpa) Ponto1 Ponto 2 Ponto 3 y 1 e m u w2 (kpa) y 2 e 2 u w3 (kpa) u w3' (kpa) y 3 e 3 N.A (final) 5 1, Hidrostático , Hidrostático 3 5 1, Hidrostático , Hidrostático 5 1, ,47 13,37 0,13-2,04 13,42 0,08-28,39 0,00 13,40 0,10 12, , ,39 13,37 0,13-2,04 13,42 0,08-28,39 0,00 13,40 0,10 12, , ,87 12,08 1,42-0,64 13,27 0,23-19,85 0,00 12,52 0,98 12, , ,87 12,08 1,42-0,64 13,27 0,23-19,85 0,00 12,52 0,98 12,00 OBS.: u w = poropressão de água; y = elevação; e = espessura; N.A(final) = altura do nível do lençol freático ao final das precipitações; = sucção, = - u w. 4.4 ANÁLISES COMPARATIVAS Obtido todos os perfis observou-se que casos do lado ativo referem-se a mesmas condições do lado passivo (i. e., para uma escavação de 3 m de profundidade com N.A a 12 m o perfil do lado passivo obtido para esse caso, equivale ao perfil do lado ativo para o caso de escavação de 9 m com N.A a 9 m), com isso as próximas análises foram realizadas somente com os perfis do lado ativo, com precipitações de 1 e 30 dias de duração com período de retorno de 50 anos. O coeficiente de permeabilidade saturado possui um papel importante no que diz respeito ao processo de infiltração durante uma precipitação. A Figura 4.84 representa perfis obtidos para os três solos; solo Brasília (k sat = 2, m/s), solo Furnas (k sat = 1, m/s) e solo João Leite (k sat = 1, m/s), para uma escavação de 3 m, e nível do lençol a 3 m, e precipitação de um dia de duração. Para o solo com baixo coeficiente de permeabilidade (i. e., solo João Leite) o perfil de poropressão diminui muito lentamente podendo notar mudanças no mesmo só em profundidades rasas, perto da superfície do solo. Isto é devido à água da chuva se acumular na superfície e gradualmente começa a molhar as camadas de solo mais abaixo. Nesses casos, pode-se dizer que a poropressão se reduz quase 100% e a frente de molhagem torna-se rasa. Já para solos com alto coeficiente de permeabilidade (i.e., solo Brasília) a infiltração no solo torna-se mais fácil, atingindo profundidades maiores de frentes de molhagem ocasionando

108 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 218 menor redução da poropressão de água na superfície do solo. Este resultado é semelhante aos de outros autores onde concluíram que quanto menor a permeabilidade do solo, maior chance deste atingir a saturação na superfície. D3, wt3, t1 Elevação, m Figura 4.84 Perfis de poropressão de água Poropressão de água, kpa Profundidade, m Solo Brasília Solo João Leite Solo Furnas Condição inicial Portanto, para todos os casos analisados, pode-se afirmar que quanto menor a permeabilidade do solo menor a frente de molhagem, e quanto maior a permeabilidade do solo mais profunda será a frente de molhagem, é o que se observa na Figura Outro fator importante é a intensidade da precipitação relativa com o k sat, já que para valores de precipitação relativa acima do k sat (i.e., acima de 1,0) o comportamento do perfil atinge a saturação na superfície, logo no início. O perfil de poropressão está intimamente relacionado com o tempo de duração e a taxa de precipitação. Para as duas durações em estudo observouse que quando a intensidade da chuva (I) é maior que o k sat o perfil de poropressão na superfície dissipa-se por completo atingindo valores baixos de poropressão até 0 kpa, a abundância de água na superfície propicia a formação de uma frente de saturação, responsável pela dissipação da poropressão. A diferença entre a quantidade de água da precipitação menos a capacidade de infiltração do solo irá escoar superficialmente por run-off, sem levar em consideração a topografia e cobertura, que são fatores que influenciam no fenômeno. Caso contrário, onde I<k sat o perfil se mantém não saturado (i. e., poropressão negativa), ao longo da profundidade, toda precipitação oferecida infiltra no solo e não ocorre run-off durante o

109 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 219 processo, considerando uma superfície plana. Nesses casos não há água suficiente para a formação de uma frente de saturação, mas apenas uma frente de molhagem que eleva a umidade do solo em seu interior do valor inicial para um valor final, que corresponde à umidade para a qual a condutividade hidráulica iguala a velocidade de infiltração, conforme representa a Figura Os dois casos citados anteriormente foram observados, para o solo Brasília, onde a intensidade das precipitações de 1 e 30 dias de duração foram menores que o k sat e no caso do solo Furnas e solo João Leite em que todos os casos a intensidade superou o k sat dos respectivos solos. Na Figura 4.86 percebe-se claramente que quanto maior a duração da chuva mais profunda torna-se a frente de molhagem. Apenas para o solo Brasília em que se tem uma permeabilidade muito alta, e com o aumento da duração da chuva foi observado o levantamento do nível do lençol freático, não sendo possível identificar a frente de molhagem no caso de 30 dias de duração. Se a infiltração não alcançasse o N.A a frente de molhagem no caso do solo Brasília também avançaria com o aumento do tempo de infiltração. Figura 4.85 Variação da profundidade da frente de molhagem. t1, T50 Frente de molhagem, m 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite 0,0 1,E-08 1,E-07 1,E-06 1,E-05 k sat, m/s t30,t50 Frente de molhagem, m 4,5 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite 0,0 1,E-08 1,E-07 1,E-06 1,E-05 k sat, m/s Elevação do N.A Na Figura 4.86 nota-se que a poropressão mantida na superfície para os solos Furnas e João Leite, onde a intensidade da precipitação foi maior que k sat atingiu valores muito baixos de poropressão, e em alguns casos, atingindo valor de 0 kpa. Já para o solo Brasília todos os casos mantiveram um valor de poropressão negativa na superfície, devido à intensidade da precipitação ser menor que k sat. Com o aumento da duração observa-se que para os solos

110 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 220 Furnas e João Leite a poropressão negativa na superfície diminui ainda mais, tendendo a zero, devido ao aumento do tempo de infiltração no solo, possibilitando que água ocupe mais os vazios que estavam preenchidos por ar. Já para o solo Brasília observa-se uma tendência atípica com os valores de poropressão, podendo justificar pelo levantamento do N.A. Figura 4.86 Poropressão atingida na superfície. t1, T50 0,0 Poropressão na superfície, kpa -1,0-2,0-3,0-4,0-5,0-6,0-7,0-8,0 1,E-08 1,E-07 1,E-06 1,E-05 k sat, m/s Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite t30, T50 Poropressão na superfície, kpa 0,0-1,0-2,0-3,0-4,0-5,0-6,0-7,0-8,0 1,E-08 1,E-07 1,E-06 1,E-05 k sat, m/s Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite A diferença no comportamento dos perfis de poropressão para cada solo está relacionada com a curva característica solo água e é uma propriedade essencial requerida para análise transiente em solos não saturados. Quanto ao valor de entrada de ar ( b1 ), segundo o trabalho de Zhang et al. (2004) quanto menor o valor de b1 a frente de molhagem torna-se mais nítida e distinta. A sucção matricial na superfície diminui com o tempo, mas a profundidade da frente de molhagem torna-se pequena. É o que se observa com os perfis do solo Furnas ( b1 = 5 kpa) e João Leite ( b1 = 2 kpa). Já o solo Brasília, por se tratar de uma curva bimodal com alta permeabilidade, a frente de molhagem torna-se mais profunda e nos casos em que houve elevação do N.A o perfil torna-se vertical, mantendo um valor de poropressão constante, a Figura 4.87 representa o comportamento dos perfis obtidos.

111 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 221 Figura 4.87 Comportamento dos perfis. D6, wt12, t D6, wt12, t Elevação, m Profundidade Elevação, m Profundidade Poropressão de água, kpa Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite Condição inicial Poropressão de água, kpa 50 Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite Condição inicial A inclinação da CCSA, podendo ser definida com o valor do parâmetro, está intimamente relacionada com a taxa de variação do perfil de poropressão. O coeficiente de dessaturação () controla a taxa de redução do coeficiente de permeabilidade com o aumento da sucção matricial. Portanto, o valor de está relacionado com a distribuição e tamanho dos grãos do solo. De um modo geral, quanto maior o teor de argila, menor será a taxa de dessaturação (i. e., menor valor de ) e, consequentemente a redução do coeficiente de permeabilidade do solo torna-se mais gradual com o aumento da sucção. No estudo realizado por Zhan e Charles (2004) os autores analisaram a influência apenas do parâmetro, para o solo inicialmente seco e após uma taxa de infiltração, onde perceberam que para a mesma taxa de precipitação e mesmo coeficiente de permeabilidade saturado, quanto menor o, mais profunda torna-se a frente de molhagem. Portanto quanto menor a relação ÒO9 (4 mais profunda a frente de molhagem. Para situações em que tem-se k sat e diferentes, os autores concluíram que para o início da precipitação em que o solo encontra-se seco o perfil de poropressão é inicialmente afetado pelo parâmetro. Depois o coeficiente de permeabilidade saturado tende a controlar o comportamento do perfil, diminuindo o valor de poropressão negativa com a duração da precipitação. Analisando os três solos em estudo, (solo Brasília = 0,55; solo Furnas = 0,242, solo João Leite = 0,347 kpa -1 ) para a precipitação de um dia de duração tem-se: solo Brasília ÒO 9 (4,5; solo Furnas ÒO9 (4 e solo João Leite ÒO9 (4 6#. Nos perfis

112 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 222 obtidos não foi possível analisar a influência apenas da taxa de dessaturação de cada solo, devido às análises iniciarem de um perfil hidrostático variando com a profundidade do N.A. O parâmetro que influenciou mais nos perfis foi o k sat e não o. Sendo assim observou-se que para todas as análises quanto menor a relação ÒO9 (4 mais profunda a frente de molhagem, conforme apresentado na Figura Figura 4.88 Influência da taxa de dessaturação na profundidade da frente de molhagem. t1; T50 2,5 Frente de molhagem, m 2,0 1,5 1,0 0,5 Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite 0,0 1,00 6,00 11,00 16,00 21,00 26,00 31,00 q./k sat Outra relação importante para análise é k sat / e está diretamente ligada com o avanço da frente de molhagem, portanto quanto maior k sat / mais rápidos são os avanços da frente de molhagem para dentro do solo, conforme foi observado nos perfis do solo Brasília k sat / = 5, Já o solo Furnas k sat / = 6, e solo João Leite k sat / = 5, as frentes foram pequenas e a redução da poropressão horizontal. Figura 4.89 Relação do coeficiente de permeabilidade saturado com a taxa de dessaturação na profundidade da frente de molhagem. t1; T50 2,5 Frente de molhagem, m 2,0 1,5 1,0 0,5 Solo Brasília Solo Furnas Solo João Leite 0,0 1,E-08 1,E-07 1,E-06 1,E-05 k sat /

113 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 223 Outro parâmetro que pode-se analisar na CCSA é a capacidade de armazenamento de água do solo (i. e., s r, s = teor volumétrico saturado de água e r = teor volumétrico residual). Quanto maior essa diferença, mais água o solo pode reter. Geralmente o valor de s r aumenta com o tamanho dos poros, portanto está relacionando com o índice de vazios do material. Justificando o porquê dos perfis do solo Brasília não ter atingido a dissipação total da poropressão nos perfis obtidos, necessitando de mais infiltração no solo para que atingisse o valor de 0 kpa de sucção. Já os solos Furnas e João Leite possuem menor capacidade de armazenamento de água, atingindo valores baixos de sucção para as mesmas precipitações. Outro fator analisado nessa pesquisa foi à profundidade da escavação e o nível do lençol freático. A partir dos perfis obtidos observou-se que a profundidade de escavação não teve influência na espessura da frente de molhagem, nem no valor de poropressão na superfície, conforme representa a Figura 4.90 que contém todas as escavações simuladas com N.A a 12 m de profundidade e a Figura 4.91 os perfis obtidos. Figura 4.90 Influência da profundidade da escavação para precipitação de 1 dia de duração, período de retorno de 50 anos. Frente de molhagem, m 2,0 1,5 1,0 0,5 Solo Brasília - D3,D6,D9 - wt12 Solo Furnas - D3,D6,D9 - wt12 Solo João Leite - D3,D6,D9 - wt12 0,0 0,1 1,0 10,0 100,0 q/ksat

114 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 224 Figura 4.91 Perfis de todas as escavações para N.A profundo. Solo Brasília - wt12, t1 Frente de molhagem, m Poropressão de água, kpa D3 D6 D9 Solo Furnas - wt12, t1 Frente de molhagem, m Poropressão de água, kpa D3 D6 D9 Solo João Leite - wt12, t1 Poropressão de água, kpa Frente de molhagem, m D3 D6 D9 Solo Brasília - wt12, t30 Poropressão de água, kpa Frente de molhagem, m Frente de molhagem, m Solo Furnas - wt12, t30 D3 D6 D9 Poropressão de água, kpa Solo João Leite - wt12, t30 Frente de molhagem, m D3 D6 D9 Poropressão de água, kpa Elevação do N.A D3 D6 D9 Já o nível do lençol freático teve um papel mais importante na variação da poropressão obtida na superfície devido à condição inicial do problema estar intimamente relacionado com o N.A. As simulações partiram de quatro condições hidrostáticas, as consideradas N.A raso, que foram situações em que o lençol freático encontrava-se no fundo da escavação (i.e., 3 m, 6 m

115 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 225 e 9 m) e N.A profundo correspondente a 12 m. Analisando o comportamento para todos os casos, quanto à frente de molhagem não foi possível detectar uma tendência padrão quanto à condição do N.A, cada solo comportou-se de uma maneira diferente, conforme representado na Figura Já o valor de poropressão mantida na superfície observou-se que iniciando-se de um perfil com sucção mais elevada, ao final da precipitação a sucção mantida na superfície foi um pouco mais elevada do que o comparado com o N.A raso. Esse comportamento foi observado somente para escavação de 6 m e 9 m, para 3 m o nível do lençol freático não influenciou nos valores de poropressão, ficando estes coincidentes, Figura Figura 4.92 Influência da profundidade do lençol freático na frente de molhagem para precipitação com 1 dia de duração. Frente de molhagem, m 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 Solo Brasília - D3,wt3 Solo Brasília - D3,wt12 Solo Furnas - D3,wt3 Solo Furnas - D3,wt12 Solo João Leite - D3,wt3 Solo João Leite - D3,wt12 0,0 0,10 1,00 10,00 100,00 q/ksat Frente de molhagem, m 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Frente de molhagem, m 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Solo Brasília - D6,wt6 Solo Brasília - D6,wt12 Solo Furnas - D6,wt6 Solo Furnas - D6,wt12 Solo João Leite - D6,wt6 Solo João Leite - D6,wt12 0,0 0,10 1,00 q/ksat 10,00 100,00 Solo Brasília - D9,wt9 Solo Brasília - D9,wt12 Solo Furnas - D9,wt9 Solo Furnas - D9,wt12 Solo João Leite - D9,wt9 Solo João Leite - D9,wt12 0,0 0,10 1,00 10,00 100,00 q/ksat

116 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 226 Figura 4.93 Influência do nível do lençol freático na poropressão mantida na superfície para precipitação de 1 dia de duração. Poropressão na superfície, kpa 0,0-0,5-1,0-1,5-2,0-2,5-3,0 Solo Brasília - D3,wt3-3,5 Solo Brasília - D3,wt12 Solo Furnas - D3,wt3-4,0 Solo Furnas - D3,wt12-4,5 Solo João Leite - D3,wt3 Solo João Leite - D3,wt12-5,0 0,10 1,00 10,00 100,00 q/ksat Poropressão na superfície, kpa 0,0-0,5-1,0-1,5-2,0-2,5-3,0 Solo Brasília - D6,wt6-3,5 Solo Brasília - D6,wt12 Solo Furnas - D6,wt6-4,0 Solo Furnas - D6,wt12-4,5 Solo João Leite - D6,wt6-5,0 Solo João Leite - D6,wt12 0,10 1,00 10,00 100,00 q/ksat Poropressão na superfície, kpa 0,0-0,5-1,0-1,5-2,0-2,5 Solo Brasília - D9,wt9-3,0 Solo Brasília - D9,wt12-3,5 Solo Furnas - D9,wt9 Solo Furnas - D9,wt12-4,0 Solo João Leite - D9,wt9 Solo João Leite - D9,wt12-4,5 0,10 1,00 10,00 100,00 q/ksat 4.5 DIMENSIONAMENTOS COM OS PERFIS DE SUCÇÃO Um muro de contenção em balanço resiste ao empuxo devido ao seu engastamento no solo e, portanto, é necessário existir uma ficha mínima para se obter o equilíbrio da parede. A resistência ao cisalhamento, principalmente a coesão do solo, pode oferecer boas condições para a utilização desse tipo de estrutura. As estacas são instaladas até que permaneçam com um trecho enterrado (ficha) abaixo da linha da escavação. A ficha é definida como o comprimento mínimo de embutimento da cortina no solo abaixo do nível de escavação, que garante o equilíbrio a estrutura com uma margem de segurança adequada, sendo assim, as cortinas atua como vigas em balanço acima da linha do fundo da escavação, sem necessidade de qualquer apoio acima do nível de escavação. A Figura 4.94 mostra duas alternativas de distribuição de pressão que podem ser adotados para o dimensionamento deste tipo de

117 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 227 contenção em solo coesivo. A primeira distribuição Figura 4.94 (a) desconsidera-se o surgimento da zona de tensão, onde as resultantes dos esforços são negativos, e a ação de empuxo passa a ser exercida apenas abaixo de y t. O segundo caso Figura 4.94 (b) despreza-se y t e calcula-se todo o esforço exercido ao longo de toda a profundidade de escavação, começando em zero no topo, chegando nestes casos, a dimensionamentos mais robustos. Neste trabalho todos os dimensionamentos foram realizados conforme a alternativa da distribuição da Figura 4.94 (a). Figura 4.94 Alternativas de distribuição de esforços e adoção do F.S na estrutura de contenção. (a) (b) Para a realização dos dimensionamentos partiu-se das formulações desenvolvidas no item para perfis com sucção mista. De cada perfil foi necessário à obtenção de alguns parâmetros, ver Figura 4.47: u w3 = valor correspondente à sucção mantida constante; z a = profundidade em que o perfil se mantém com sucção constante; u w3 = valor correspondente à sucção máxima, onde começa a variar linearmente com a profundidade; S 3 = grau de saturação correspondente à sucção constante (u w3 ); 3 = peso específico natural, correspondente à saturação S 3, para o ponto onde a sucção começa a variar linearmente com a profundidade, observou-se que o peso específico do solo também estava variando ( 3 ), com isso adotou-se um peso específico médio entre o saturado e o seco, para os cálculos de esforços ( i.e., m = ( sat + d )/2). Todos estes parâmetros foram obtidos dos perfis do lado ativo e lado passivo, apresentados no item Para o dimensionamento convencional segundo a teoria de Rankine para solos saturados, o peso específico adotado ao longo do perfil também foi o médio ( m ).

118 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 228 Realizou-se dois dimensionamentos para cada perfil; um com o fator de segurança (F.S) igual a 1,0 e outro para F.S= 1,5, portanto o empuxo passivo é dividido pelo coeficiente de minoração, F.S.,apresentado como uma taxa de redução no empuxo passivo. Em todas as análises o levantamento do N.A do lado passivo não supera o nível do terreno, sendo estabelecido o fundo da escavação como a superfície do lado passivo Solo Brasília O dimensionamento convencional para o solo Brasília, sem considerar o efeito da sucção no solo, apresentou um y t = 2,4 m o que implica que os esforços na contenção só surgirão a partir dessa profundidade. Um dos fatores importantes na análise do comprimento de ficha é a altura do nível do lençol freático após a taxa de precipitação oferecida. Para todas as escavações observou-se que para chuvas de 30 dias de duração houve o levantamento do N.A. a Tabela 4.27 apresenta os resultados dos dimensionamentos, tanto para F quanto para M, para efeitos de análise serão consideradas apenas as fichas por M representando os maiores esforços. Tabela 4.27 Resultados dos dimensionamentos convencionais da ficha para a contenção em balanço no solo Brasília. SOLO BRASÍLIA Casos DIMENSIONAMENTO CONVENCIONAL (SUCÇÃO =0 kpa) c' (kpa) = 9 F.S = 1,0 F.S = 1,5 φ' ( ) = 29,5 FICHA FICHA y t N.A final N.A final ativo passivo F H Mc F H Mc D3 wt3 t1 2,4 3,00 3,00 0,03 0,15 0,05 0,21 D3 wt3 t30 2,4 1,83 3,00 0,34 0,76 0,68 1,30 D3 wt12 t1 2,4 12,00 12,00 0,03 0,15 0,05 0,20 D3 wt12 t30 2,4 5,59 5,59 0,03 0,15 0,05 0,20 D6 wt6 t1 2,4 6,00 6,00 1,22 2,84 2,41 4,89 D6 wt6 t30 2,4 4,49 6,00 2,00 3,98 4,67 8,13 D6 wt12 t1 2,4 12,00 12,00 0,96 2,26 1,48 3,11 D6 wt12 t30 2,4 10,34 10,34 0,96 2,26 1,48 3,11 D9 wt9 t1 2,4 9,00 9,00 3,43 6,88 7,01 12,54 D9 wt9 t30 2,4 7,89 9,00 4,08 7,75 8,86 15,09 D9 wt12 t1 2,4 12,00 9,00 2,36 5,03 3,53 7,27 D9 wt12 t30 2,4 10,00 10,00 2,59 5,69 4,70 9,35

119 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 229 Analisando o caso D3 wt3 t1 o cálculo de empuxo ativo foi realizado a partir de y t = 2,4 m com peso específico médio ( m ) até o N.A. Já o caso D3 wt3 t30 percebe-se que o N.A elevase até 1,83 m de profundidade, ficando este dentro de y t, isso faz com que todo o cálculo de empuxo ativo e passivo passa a ser realizado com o sub, mais a pressão d água a partir do N.A (1,83 m), gerando esforços maiores do que o primeiro caso, o que acarreta uma ficha maior Para os casos D3 wt12 t1 e D3 wt12 t30 nos dois o N.A está bem abaixo do nível da escavação, mesmo com o levantamento do N.A para o caso de t30 este ainda contínua bem abaixo, por isso obtém-se resultados iguais de ficha. Para a escavação de 6 m o comportamento foi conforme esperado. Para a precipitação de 30 dias de duração houve levantamento do N.A, ficando este abaixo de y t, gerando dimensionamentos com comprimento de fichas maiores, para o caso inicial de wt6. Com 9 m de escavação também observou-se o mesmo comportamento, tendo um acréscimo na ficha quando o N.A eleva-se abaixo de y t. A Tabela 4.28 apresenta os resultados dos dimensionamentos não saturados para o solo Brasília. Partindo para a análise não saturada, esperava-se que todos os dimensionamentos para t30 obtivesse ficha maior do que aqueles para t1. A Tabela 4.28 pode comprovar os resultados. Para precipitação de 30 dias de duração, a parcela de acréscimo de coesão devido à sucção foi menor do que precipitações de 1 dia de duração. Além da sucção outro fator que contribuiu para o acréscimo de esforços, para t30, foi à profundidade em que a sucção se manteve constante (z a ). Nessa zona o peso específico adotado foi o correspondente ao do grau de saturação da sucção mantida constante ( 3 ), que muitas vezes se aproxima do saturado, gerando esforços maiores do que a utilização do m, onde a sucção começa a variar linearmente. A Figura 4.95 apresenta a comparação entre os comprimentos de ficha obtidos pelo método convencional e não saturado.

120 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 230 Tabela 4.28 Resultados dos dimensionamentos não saturados para o solo Brasília. DIMENSIONAMENTO NÃO SATURADO SOLO BRASÍLIA c' (kpa) = 9 φ b ( ) = 7.6 F.S = 1,0 F.S = 1,5 φ' ( ) = 29,5 e = 1,52 FICHA FICHA Casos y t N.A final z a (u a -u w3 ).tg(φ b ) (u a -u w3' ).tg(φ b ).F H.Mc.F H.Mc D3 wt3 t1 2,33 3,00 1,26 2,28 0,51 0,02 0,09 0,04 0,13 D3 wt3 t30 2,10 1,83 1,09 0,97 0,97 0,08 0,25 0,14 0,32 D3 wt12 t1 4,57 12,00 1,59 13,62 0,51 Não há necessidade de ficha D3 wt12 t30 2,29 5,59 4,83 0,99 0,98 0,04 0,20 0,06 0,27 D6 wt6 t1 3,06 6,00 1,56 5,81 0,51 1,04 2,35 2,19 4,30 D6 wt6 t30 2,29 4,49 3,74 0,98 0,98 2,30 4,48 5,38 9,23 D6 wt12 t1 4,58 12,00 1,56 13,67 0,51 Não há necessidade de ficha D6 wt12 t30 2,29 10,34 9,60 0,98 0,98 1,00 2,67 1,54 3,55 D9 wt9 t1 3,82 9,00 1,56 9,74 0,51 2,99 5,82 6,49 11,26 D9 wt9 t30 2,29 7,89 7,14 0,98 0,98 6,22 8,68 12,44 17,17 D9 wt12 t1 4,60 12,00 1,39 13,89 0,51 1,30 4,05 2,00 5,48 D9 wt12 t30 2,29 10,00 9,37 0,98 0,98 3,08 6,46 5,87 10,84 OBS: (u a -u w3 ).tg(φ b ) = parcela de acréscimo de coesão devido a sucção constante; (u a -u w3 ).tg(φ b ) = parcela de acréscimo de coesão devido a sucção variando linearmente com a profundidade. Figura 4.95 Resultados dos dimensionamentos, Solo Brasília, wt12; (a) F H, (b) M. Comprimento de ficha, m 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 t1 convencional t1 Não saturado t30 convencional t30 não saturado Comprimento de ficha, m 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 t1 convencional t1 não saturado t30 convencional t30 não saturado 0,0 (a) Profundidade da escavação, m 0,0 (b) Profundidade da escavação, m Fazendo a análise do dimensionamento convencional com o não saturado para o caso D3 wt12 t30; esperava-se que considerando a sucção o empuxo ativo reduzisse e o empuxo passivo aumentasse, gerando assim um dimensionamento mais econômico. Neste caso, não se

121 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 231 observou tal comportamento. Para o caso não saturado, observa-se que sucção se mantém constante, com um valor baixo, até uma profundidade de 4,83 m. A escavação possui 3 m, portanto todos os esforços foram calculados com o 3 = 15,6 kn/m³ exercendo um esforço maior na contenção. Já o convencional, ao longo dos 3 m os esforços foram calculados com m = 13,1 kn/m³ o que ocasiona um esforço um pouco menor, justificando assim, o acréscimo de ficha no dimensionamento não saturado. Se o dimensionamento convencional fosse realizado com = 15,6 kn/m³ para F.S = 1,5 obteria uma ficha máxima de 0,50 m e o dimensionamento não saturado passaria a ser mais econômico devido a pouca sucção mantida constante ao longo da profundidade. O mesmo acontece para o caso D6 wt12 t30 e D9 wt12 t30 em que z a torna-se maior que a profundidade da escavação com uma sucção relativamente baixa, mas um peso específico alto, o que acarreta em comprimentos de ficha maiores quando comparados com o dimensionamento convencional, que utiliza um m. Mais uma vez, se o método convencional fosse dimensionado com 3 = 14,92 kn/m³ que corresponde ao peso específico para a sucção constante, nos dois casos, a ficha maior requerida para D6 wt12 t30 seria de F = 3,60 m e para D9 wt12 t30 F = 10,91 m o comportamento já passa a ser como o esperado. Em outros casos observados, (D6 wt12 t1 e D3 wt3 t1) o acréscimo de coesão devido à sucção foi alto, não havendo necessidade de ficha Solo Furnas A Tabela 4.29 apresenta os resultados dos dimensionamentos convencionais realizado para o solo Furnas. O solo Furnas trata-se de um material altamente coesivo, com ângulo de atrito elevado. A zona de tração deste solo é de 6,7 m, portanto, teoricamente não tem-se empuxo ativo atuando na contenção até essa profundidade, sendo assim auto-sustentável, até essa profundidade.

122 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 232 Tabela 4.29 Resultados do dimensionamento convencional para o solo Furnas. SOLO FURNAS DIMENSIONAMENTO CONVENCIONAL (SUCÇÃO =0 kpa) c' (kpa) = 29,75 F.S = 1,0 F.S = 1,5 φ' ( ) = 32,37 FICHA FICHA Casos y t N.A final ativo N.A final passivo F H Mc F H Mc D3 wt3 t1 6,7 3,00 3,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D3 wt3 t30 6,7 0,00 3,00 0,56 1,71 1,04 2,76 D3 wt12 t1 6,7 12,00 12,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D3 wt12 t30 6,7 12,00 12,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D6 wt6 t1 6,7 6,00 6,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D6 wt6 t30 6,7 6,00 6,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D6 wt12 t1 6,7 12,00 12,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D6 wt12 t30 6,7 12,00 12,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D9 wt9 t1 6,7 9,00 9,00 D9 wt9 t30 6,7 9,00 9,00 D9 wt12 t1 6,7 12,00 12,00 D9 wt12 t30 6,7 12,00 12,00 0,13 0,59 0,21 0,80 0,13 0,60 0,21 0,77 Para o caso D3 wt3 t30 onde o N.A elevou-se até a superfície o cálculo da ficha foi realizado apenas com a ação da água. Os outros casos o N.A encontra-se mais profundo, não havendo infiltração suficiente para ocorrer o levantamento do N.A. A partir de 9 m de escavação (D9 > y t ) começa a surgir um pouco de ficha, devido ao esforço abaixo de y t. O comportamento dos dimensionamentos foi conforme o esperado, obtendo comprimentos de ficha maiores para N.A no nível da escavação, devido à alta redução do empuxo passivo, que passa a ser calculado com sub e para N.A profundo todos os esforços ao longo da contenção passam a serem calculados com o m. Segundo Fredlund e Rarhadjo (1993) o parâmetro φ b varia de 1/3 a 2/3 de φ, portanto realizou-se os dois dimensionamento para o solo Furnas; φ b = 10,79 e φ b = 21,58 obtendo para os dois caso a ausência de ficha em todos os dimensionamentos, exceto para D3 wt3 t30 que os esforços foram devido a ação da água. Segundo a Tabela 4.30 apresenta os resultados dos dimensionamentos não saturados para o solo furnas. Observa-se que para escavações de 3 e 6 m os respectivos y t são maiores que a profundidade da escavação,, teoricamente não tem-se empuxo ativo atuando na contenção até

123 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 233 essa profundidade, senda assim auto-sustentável. Para D9 o ganho de resistência devido à presença da sucção foi suficiente para não haver a necessidade de ficha no caso de escavação de 9 m de profundidade. SOLO FURNAS Tabela 4.30 Resultados dos dimensionamentos não saturados para o solo Furnas. DIMENSIONAMENTO NÃO SATURADO c' (kpa) = 29,75 φ b ( ) = 10,79 F.S = 1,0 F.S = 1,5 φ' ( ) = 32,37 e = 0,94 FICHA FICHA Casos y t N.A final z a (u a -u w3 ).tg(φ b ) (u a -u w3' ).tg(φ b ) F H Mc F H Mc D3 wt3 t1 5,52 3,00 0,44 4,79 0,00 Não há necessidade de ficha D3 wt3 t30 6,96 0,00 0,00 0,00 0,00 0,56 1,71 1,04 2,76 D3 wt12 t1 8,18 12,00 0,34 21,80 0,00 Não há necessidade de ficha D3 wt12 t30 7,91 12,00 2,70 17,17 0,00 Não há necessidade de ficha D6 wt6 t1 6,41 6,00 0,38 10,50 0,00 Não há necessidade de ficha D6 wt6 t30 6,12 6,00 3,33 4,98 0,00 Não há necessidade de ficha D6 wt12 t1 8,17 12,00 0,34 21,79 0,00 Não há necessidade de ficha D6 wt12 t30 7,93 12,00 2,82 17,15 0,00 Não há necessidade de ficha D9 wt9 t1 7,29 9,00 0,36 16,15 0,00 Não há necessidade de ficha D9 wt9 t30 7,04 9,00 2,92 11,37 0,00 Não há necessidade de ficha D9 wt12 t1 8,17 12,00 0,36 21,75 0,00 Não há necessidade de ficha D9 wt12 t30 7,87 12,00 2,80 16,77 0,00 Não há necessidade de ficha OBS: (u a -u w3 ).tg(φ b ) = parcela de acréscimo de coesão devido a sucção constante; (u a -u w3 ).tg(φ b ) = parcela de acréscimo de coesão devido a sucção variando linearmente com a profundidade Solo João Leite Para o solo João Leite o dimensionamento convencional não houve necessidade de ficha para escavação de 3 m devido ao y t = 3,72 m. Já para as escavações de 6 m e 9 m houve necessidade de ficha e o comportamento foi conforme o esperado, tendo fichas maiores para o N.A no fundo da escavação, conforme explicado anteriormente. O dimensionamento não saturado para o solo João Leite teve um comportamento similar ao solo Furnas. Em alguns casos onde o acréscimo de sucção foi elevado, não houve a necessidade de ficha. E para outros comparados ao saturado obteve-se uma redução considerável comparado ao dimensionamento convencional. Para precipitação com 30 dias de

124 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 234 duração o comprimento da ficha foi maior comparado ao de 1 dia de duração devido à redução da sucção, oferecendo um menor acréscimo de coesão. A Tabela 4.32 apresenta os resultados. SOLO JOÃO LEITE Tabela 4.31 Resultados do dimensionamento convencional para o solo João Leite. DIMENSIONAMENTO CONVENCIONAL (SUCÇÃO =0 kpa) c' (kpa) = 20,00 F.S = 1,0 F.S = 1,5 φ' ( ) = 30,00 FICHA FICHA Casos y t N.A final F H Mc F H Mc D3 wt3 t1 3,72 3,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D3 wt3 t30 3,72 3,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D3 wt12 t1 3,72 12,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D3 wt12 t30 3,72 12,00 Não há necessidade de ficha, y t > D D6 wt6 t1 3,72 6,00 D6 wt6 t30 3,72 6,00 D6 wt12 t1 3,72 12,00 D6 wt12 t30 3,72 12,00 0,27 0,92 0,46 1,32 0,26 0,87 0,42 1,19 D9 wt9 t1 3,72 9,00 D9 wt9 t30 3,72 9,00 D9 wt12 t1 3,72 12,00 D9 wt12 t30 3,72 12,00 1,50 3,63 2,67 5,64 1,27 3,09 1,97 4,28 SOLO JOÃO LEITE Tabela 4.32 Resultados dos dimensionamentos não saturados para o solo João Leite. DIMENSIONAMENTO NÃO SATURADO c' (kpa) = 20,00 φ b ( ) = 10,00 F,S = 1,0 F,S = 1,5 φ' ( ) = 30,00 e = 0,63 FICHA FICHA Casos y t N,A final z a (u a -u w3 ),tg(φ b ) (u a -u w3' ),tg(φ b ) F H Mc F H Mc D3 wt3 t1 3,52 3,00 0,13 4,96 0,00 Não há necessidade de ficha D3 wt3 t30 3,42 3,00 0,98 3,48 0,00 Não há necessidade de ficha D3 wt12 t1 5,70 12,00 0,11 20,57 0,00 Não há necessidade de ficha D3 wt12 t30 5,71 12,00 0,90 19,19 0,00 Não há necessidade de ficha D6 wt6 t1 4,25 6,00 0,14 10,14 0,00 Não há necessidade de ficha D6 wt6 t30 4,19 6,00 0,93 8,24 0,00 0,13 0,34 0,22 0,52 D6 wt12 t1 5,70 12,00 0,11 20,57 0,00 Não há necessidade de ficha D6 wt12 t30 5,64 12,00 0,89 19,20 0,00 Não há necessidade de ficha

125 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 235 SOLO JOÃO LEITE Tabela 4.32 continuação. DIMENSIONAMENTO NÃO SATURADO c' (kpa) = 20,00 φ b ( ) = 10,00 F,S = 1,0 F,S = 1,5 φ' ( ) = 30,00 e = 0,63 FICHA FICHA Casos y t N,A final z a (u a -u w3 ),tg(φ b ) (u a -u w3' ),tg(φ b ) F H Mc F H Mc D9 wt9 t1 4,97 9,00 0,11 15,37 0,00 0,93 2,19 1,77 3,64 D9 wt9 t30 4,91 9,00 0,92 13,95 0,00 1,02 2,42 1,93 4,00 D9 wt12 t1 5,70 12,00 0,11 20,56 0,00 0,37 0,88 0,60 1,24 D9 wt12 t30 5,65 12,00 0,89 19,22 0,00 0,49 3,03 0,80 2,21 OBS: (u a -u w3 ).tg(φ b ) = parcela de acréscimo de coesão devido a sucção constante; (u a -u w3 ).tg(φ b ) = parcela de acréscimo de coesão devido a sucção variando linearmente com a profundidade. 4.6 EFEITO DA SUCÇÃO NO EMPUXO ATIVO No intuito de analisar a influência da sucção nos cálculos do empuxo ativo, adotou-se as propriedades do solo Brasília para realizar a análise de uma escavação de 6 m com N.A a 12 m. O empuxo ativo foi calculado ao longo de toda escavação mais 1 m como ficha inicial. Fredlund e Rahardjo (1993) afirmam que a sucção pode variar linearmente ou se manter constante com a profundidade. A Tabela 4.33 apresenta os resultados dos empuxos ativos para vários valores de sucção mantida constante com a profundidade. Sabe-se que em todas as situações o peso específico natural está variando com a profundidade. Devido à sucção ser constante, consegue-se obter o grau de saturação correspondente e assim calcular o peso específico natural correspondente ao longo da profundidade. O dimensionamento convencional, também adota apenas um valor de peso específico ao longo da profundidade, que foi apresentado como o médio. Com isso observa-se que quando a sucção mantida é baixa, o empuxo ativo tende a ser maior comparado com o dimensionamento convencional, porque o peso específico natural aumenta, elevando os esforços exercidos na contenção, sobressaindo à sucção.

126 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 236 Tabela 4.33 Variação do empuxo ativo e do peso específico no dimensionamento não saturado com sucção constante, D6 wt12. yt (u a -u w ) 3 (kpa) c' (kpa) = 9 φ b ( ) = 7,6 φ' ( ) = 29,5 e = 1,52 (u a -u w ) 3.tgφ b Sr (%) γ 3 (kn/m³) FP a (kn/m) MP a (kn.m/m) % de redução do MP a convencional m 2,36* 0,00* - 100,00* 13,10* 48,00* 74,30* - 1,95 1,00 0,13 99,00 16,05 69,60 116,78-57,17** 1,98 1,82 0,24 98,18 16,00 68,50 114,40-53,97** 2,00 2,22 0,30 97,49 15,96 67,90 113,00-52,09** 2,06 3,32 0,44 93,97 15,75 65,40 107,67-44,91** 2,10 4,05 0,54 90,83 15,56 63,40 103,46-39,25** 2,22 6,05 0,81 83,62 15,12 58,70 93,38-25,68** 2,38 9,02 1,20 76,92 14,72 53,50 82,40-10,90** 2,46 11,02 1,47 74,65 14,58 51,10 77,19-3,89** 2,55 13,46 1,80 73,33 14,50 48,80 72,24 2,77 2,65 16,44 2,19 72,61 14,46 46,40 67,16 9,61 2,78 20,08 2,68 72,18 14,43 43,80 61,61 17,08 3,57 44,70 5,96 71,38 14,38 28,80 32,83 55,81 4,27 66,69 8,90 71,15 14,37 18,20 16,38 77,95 4,74 81,45 10,87 71,05 14,36 12,40 9,18 87,64 5,32 99,48 13,27 70,95 14,35 6,90 3,68 95,05 5,98 120,00 16,01 70,60 14,34 2,50 0,70 99,06 OBS: * = dimensionamento convencional utilizando o peso específico médio; ** = não houve redução nos momentos do empuxo ativo comparado com o convencional, mas sim um acréscimo dos mesmos; (u a -u w ).tgφ b = parcela de acréscimo de coesão devido a sucção. Na Figura 4.96 (a) consegue-se visualizar o comportamento do empuxo ativo com o aumento da sucção. Na Figura 4.96 (b) facilita a visualização de que apenas até 11,02 kpa de sucção que o empuxo ativo começa a ser menor que o obtido pelo método convencional. A partir desse valor pode-se afirmar que a ação da sucção passa a ser mais representativa que o peso específico natural. A Figura 4.97 representa a variação do peso específico natural com a sucção, observando que para certo intervalo de sucção a variação diminui. O gráfico apresenta também o intervalo entre o peso específico médio utilizado no dimensionamento convencional, e os pesos específicos adotados nos dimensionamentos não saturados.

127 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 237 Somatórios dos empuxos ativos, kn (a) Figura 4.96 Variação do empuxo ativo com a sucção constante, D6 wt Sucção, kpa FPa MPa Fpa - convencional Mpa - convencional Somatórios dos empuxos ativos, kn (b) Sucção, kpa Figura 4.97 Variação do peso específico natural com a sucção e porcentagem de redução do empuxo ativo devido a sucção, D6 wt12. Peso específico natural, kn/m³ (a) Sucção, kpa % de redução do MPa convencional γ m 100 (b) Sucção, kpa Realizando o dimensionamento convencional (sucção = 0), mas agora adotando o mesmo peso específico natural correspondente à sucção mantida constante, obtém-se os resultados conforme a Figura Percebe-se que há uma grande diferença nos cálculos dos empuxos ativos levando em consideração a variação do peso específico, quando comparado com os cálculos a partir do m.

128 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 238 Tabela 4.34 Variação do empuxo ativo no dimensionamento convencional levando em conta o peso específico natural correspondente à sucção constante; 3. c' (kpa) = 9 φ b ( ) = 7,6 Convencional φ' ( ) = 29,5 e = 1,52 com γ 3 y t Sr (%) γ 3 (kn/m³) FP a (kn/m) MP a (kn.m/m) Não saturado % de redução do MP a convencional 3 2,36* 100,00* 13,10* 48,00* 74,30* - 1,92 99,00 16,05 70,35 119,05 1,91 1,93 98,18 16,00 69,96 118,26 3,24 1,93 97,49 15,96 69,66 117,63 3,89 1,96 93,97 15,75 68,04 114,32 5,59 1,98 90,83 15,56 66,58 111,34 6,62 2,04 83,62 15,12 63,22 104,50 9,34 2,10 76,92 14,72 60,18 98,36 13,41 2,12 74,65 14,58 59,12 96,22 15,98 2,13 73,33 14,50 58,51 95,01 19,13 2,13 72,61 14,46 58,21 94,41 22,89 2,14 72,18 14,43 57,98 93,95 27,17 2,15 71,38 14,38 57,61 93,20 50,71 2,15 71,15 14,37 57,53 93,05 64,40 2,15 71,05 14,36 57,45 92,90 70,32 2,15 70,95 14,35 57,45 92,90 74,94 2,15 70,60 14,34 57,30 92,60 77,19 OBS: * = dimensionamento convencional utilizando o peso específico médio. Analisando os dimensionamentos de forma gráfica, observa-se um comportamento diferente àquele utilizando o m, principalmente para baixas sucções, não apresentando o acréscimo do empuxo ativo como anteriormente. Neste caso o dimensionamento não saturado com apenas uma parcela de sucção já consegue obter uma redução no empuxo ativo de 1,91%, quando comparado com o convencional utilizando 3. Nesta situação torna-se mais nítida a influência apenas da sucção, desconsiderando a variação do peso específico natural, como no caso anterior. A Figura 4.98 (a) apresenta o comportamento do empuxo ativo pelo método convencional com 3 versus o método não saturado com sucção constante e a Figura 4.98 (b) representa a taxa de redução do empuxo ativo por momentos de forças com 3 devido a presença da sucção.

129 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 239 Figura 4.98 Influência do peso específico; (a) Variação do empuxo ativo: com o método convencional com 3 versus dimensionamento não saturado com sucção constante; (b) porcentagem de redução do empuxo ativo devido a sucção constante. Somatórios dos empuxos ativos, kn (a) FPa 20 MPa Fpa - convencional Mpa - convencional 0 14,0 14,5 15,0 15,5 16,0 16,5 Peso específico natural, kn/m³ % de redução do MPa convencional γ 3 (b) Sucção, kpa Para o mesmo caso realizado com sucção constante, tem-se a influência da variação linear da sucção com a profundidade no empuxo ativo. A abela 4.35 apresenta os resultados. abela 4.35 Variação do empuxo ativo e do peso específico no dimensionamento não saturado com sucção linear. y t (u a -u w ) topo. (kpa) c' (kpa) = 9 φ b ( ) = 7,6 φ' ( ) = 29,5 e = 1,52 (u a -u w ) topo.tgφ b Sr (%) γ m (kn/m³) FP a (kn/m) MP a (kn.m/m) % de redução do MP a convencional m 2,36* 0,00* - 100,00* 48,00* 74,30* - 1,95 1,00 0,13 99,00 46,67 68,76 7,46 1,98 1,82 0,24 98,18 46,26 67,66 8,94 2,00 2,22 0,30 97,49 46,05 67,13 9,65 2,06 3,32 0,44 93,97 45,50 65,68 11,60 2,10 4,05 0,54 90,83 45,14 64,74 12,87 2,22 6,05 0,81 83,62 44,15 62,18 16,31 2,38 9,02 1,20 76,92 42,70 58,50 21,27 13,10 2,46 11,02 1,47 74,65 41,74 56,11 24,48 2,55 13,46 1,80 73,33 40,58 53,27 28,30 2,65 16,44 2,19 72,61 39,18 49,92 32,81 2,78 20,08 2,68 72,18 37,51 46,01 38,08 3,57 44,70 5,96 71,38 27,16 24,44 67,11 4,27 66,69 8,90 71,15 19,30 11,49 84,54 4,74 81,45 10,87 71,05 14,77 5,60 92,46 5,32 99,48 13,27 70,95 10,04 0,92 98,76 5,98 120,00 16,01 70,60 5,73 0,00 100,00 OBS: * = dimensionamento convencional utilizando o peso específico médio; (u a -u w ).tgφ b = parcela de acréscimo de coesão devido a sucção, no topo.

130 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 240 Ao contrário do caso anterior, para o cálculo de sucção variando linearmente com a profundidade, o peso específico também está variando. Com isso adotou-se o mesmo valor de peso específico natural para o método convencional; m, devido a isso a influência da sucção torna-se mais nítida. Realizando os dimensionamentos não saturados com o mesmo peso específico consegue-se perceber que apenas com uma pequena parcela de acréscimo de sucção já se tem uma redução no empuxo ativo, a Figura 4.99 representa o comportamento. Figura 4.99 Influência da sucção; (a) Variação do empuxo ativo: com o método convencional com m versus dimensionamento não saturado com sucção linear; (b) porcentagem de redução do empuxo ativo devido a sucção linear. Somatórios dos empuxos ativos, kn (a) FPa - linear FMa - linear FPa - convencional m FMa - convencional m Sucção, kpa % de redução do MPa convencional γ m (b) Sucção, kpa Analisando a Figura (a) percebe-se que a redução no empuxo ativo por forças horizontais é maior para sucção variando linearmente com a profundidade, para valores abaixo de 80 kpa e a partir desse ponto a redução passa a ser maior para a sucção constante com a profundidade. A Figura (b) mostra que por somatório de momentos quando se considera sucção variando linearmente com a profundidade tem-se maior redução do empuxo ativo.

131 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 241 Figura Comparação dos empuxos ativo, sucção constante e sucção variando linearmente; (a) empuxo ativo devido às forças horizontais; (b) empuxo ativo devido aos momentos. Somatórios dos empuxos ativos, kn (a) FPa - constante FPa - linear Sucção, kpa Somatórios dos empuxos ativos, kn (b) Sucção, kpa FMa - constante FMa - linear Quanto ao comprimento de ficha considerou-se uma escavação de 6 m com N.A em 6 m para o solo Brasília, os dimensionamentos foram realizados para sucção constante e variando linearmente com a profundidade, a Figura representa os resultados obtidos. Figura Comparação do comprimento de ficha, sucção constante e sucção variando linearmente; (a) ficha devido às forças horizontais; (b) ficha devido aos momentos. Comprimento de ficha, m (a) 4,5 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 Ficha FPa - linear Ficha FPa - constante Sucção, kpa Comprimento de ficha, m (b) 8,0 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 Ficha FMa - linear Ficha FMa - constante Sucção, kpa A Figura (a) representa os comprimentos de ficha necessários devido ao somatório de forças horizontais, para sucção constante e sucção variando linearmente e a Figura (b) os comprimentos de ficha devido ao somatório dos momentos. Percebe-se que assim como o empuxo ativo, o comprimento de ficha para baixas sucções, o caso de sucção constante com a profundidade necessita de mais engastamento, devido ao aumento do peso específico natural. Mas para sucções elevadas, onde o grau de saturação e o peso específico natural são baixos obtém-se um dimensionamento mais econômico.

132 CAPÍTULO 5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS A presente pesquisa estudou a variação do perfil de sucção no comportamento da interação solo-estrutura em obras de contenção, considerando situações reais de eventos de precipitações e propôs uma metodologia de dimensionamento de estruturas de contenção levando em consideração a resistência do solo não saturado. Para tal foram realizadas simulações numéricas para obtenção dos perfis de sucção, utilizando o programa FlexPDE, de três solos distintos; sendo um de Brasília (solo Brasília) e dois de Goiânia (solo Furnas e solo João Leite). Para o método de dimensionamento partiu-se da teoria de Rankine expandida para os solos não saturados e considerando o método de equilíbrio limite para a contenção foram obtidas as formulações de casos específicos e de forma generalizada. Com base na revisão bibliográfica observou-se que estudos envolvendo o dimensionamento da ficha de estruturas de contenção em solos não saturados são poucos e quando encontrados possuem formulações muito simples e de forma generalizada, tendo muitas hipóteses e considerações que na realidade não acontecem. Estes pressupõem que a sucção varia linearmente com a profundidade ao longo do perfil ou se mantém constante e com as simulações numéricas realizadas não é o que se observa. O método de cálculo analítico foi o utilizado para o dimensionamento da ficha das contenções. Entretanto, para um menor número de hipóteses simplificadoras necessárias para aplicação, exige-se um maior e melhor conhecimento do solo, elemento fundamental no comportamento da estrutura, para o qual há, ainda, certas dúvidas quanto à representatividade e obtenção de determinados parâmetros, o que depende de avanços na área de instrumentação, com finalidade de fornecimento de dados tais que permitam uma calibração dos modelos de cálculo e possibilitem a elaboração de projetos mais econômicos e com segurança definida de maneiras menos empíricas e intuitivas. Com isso para melhor parametrização dos dados necessitou-se de outra bateria de ensaios além do já realizados para solos saturados e observou-se que: M. F. ROCHA Capítulo 5

133 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 243 Obtenção da CCSA: A técnica do papel filtro é um bom método para obtenção da CCSA, tanto por secagem, quanto por molhagem obtendo sucção total e matricial; A utilização do WP4C para obtenção da sucção total dentro da faixa limítrofe do equipamento mostrou-se de excelente concordância com o papel filtro, trazendo uma boa perspectiva do uso do mesmo para obtenção de uma parte da CCSA; Na tentativa de analisar a influência da estrutura na utilização do WP4C observou-se que amostras com a mesma estrutura utilizada no papel filtro (i.e., indeformada) e amostras deformadas apresentaram valores semelhantes de sucção total. Ensaio de compressão diametral: O ensaio de compressão diametral tem-se mostrado uma boa alternativa para a obtenção do, como forma de complementação do ensaio triaxial não saturado que trata-se de um ensaio que requer experiência do operador, mais oneroso e demorado. A metodologia utilizando corpos de prova cilíndricos confeccionados para o ensaio de papel filtro otimiza os esforços laboratoriais; A estimativa do parâmetro segundo Fredlund e Rahardjo (1993) como sendo 1/3 a 2/3 de para o solo Furnas não teve variação nos dimensionamentos, devido a coesão total com 1/3 de 1 já ser consideravelmente alta, ficando estes com os mesmo resultados. Através das análises numéricas realizadas com FlexPDE foram obtidos os perfis de sucção e pode-se concluir que: A variação da sucção ao longo da profundidade não possui comportamento único, como prevê a literatura. Para solos com alta coesão tem-se uma distribuição mais linear e com pouca parcela de sucção constante, foi o observado para o solo Furnas e João Leite. Já o solo Brasília a contribuição das duas sucções já é mais balanceada, denominando o perfil misto; (i.e., onde há sucção constante e variando linearmente). A M. F. ROCHA Capítulo 5

134 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 244 contribuição de cada parcela dependerá da intensidade e duração da precipitação oferecida ao solo, da permeabilidade não saturada e da CCSA; As simulações com diferentes coeficientes de permeabilidade saturados mostrou que este é um parâmetro que controla significativamente o processo de infiltração no solo. Na solo com permeabilidade k sat = 2, m/s, solo Brasília, a infiltração no solo foi mais fácil, atingindo profundidades maiores de frentes de molhagem ocasionando melhor redução da sucção na superfície do solo. Já no solo Furnas com k sat = 1, m/s e solo João Leite k sat = 1, m/s o perfil de sucção passa a diminuir lentamente ocasionando mudanças no mesmo só em profundidades rasas, perto da superfície do solo. O que implica em frentes de molhagem menores, mas podendo atingir a saturação na superfície. Portanto, pode-se afirmar que quanto menor a permeabilidade do solo menor a frente de molhagem, e quanto maior a permeabilidade do solo mais profunda será a frente de molhagem; A intensidade da precipitação relativa com o k sat é outro fator importante e conclui-se que para valores de precipitação relativa acima do k sat o comportamento do perfil atinge a saturação na superfície, logo no início. Portanto quando I > k sat a abundância de água na superfície forma uma frente de saturação e ocorre run-off. Caso contrário onde I < k sat o perfis se mantém não saturado e não ocorre run-off; A duração da precipitação e a intensidade de chuva relativa à permeabilidade saturada têm grande influência na profundidade da frente de molhagem e a intensidade da chuva com relação a permeabilidade saturada afeta a sucção mantida na superfície. Sendo observado que quanto maior a duração da chuva maior a frente de molhagem e em alguns casos, como no solo Brasília, a água infiltrada pode atingir o N.A ocasionando levantamento do nível do lençol freático, reduzindo ainda mais o perfil de sucção. Para o solo Furnas e João Leite, quanto maior a duração da precipitação mais chance tem-se de chegar à dissipação total da poropressão na superfície; Quanto ao valor de entrada de ar ( b1 ), conclui-se que quanto menor o valor de b1 a frente de molhagem torna-se mais nítida. A sucção matricial na superfície diminui com o tempo, mas a profundidade da frente de molhagem torna-se pequena. É o que se observa com os perfis do solo Furnas e João Leite; M. F. ROCHA Capítulo 5

135 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 245 A inclinação da CCSA,, está intimamente relacionada com a taxa de variação do perfil de poropressão. Sabe-se que quanto menor o, mais profunda torna-se a frente de molhagem. Nos perfis obtidos não foi possível analisar a influência apenas da taxa de dessaturação de cada solo, devido às análises iniciarem de um perfil hidrostático variando com a profundidade do N.A o parâmetro que influenciou mais nos perfil foi o k sat e não o. Sendo assim observou-se que para todas as análises quanto menor a relação ÒO9 (4 mais profunda a frente de molhagem, (solo Brasília = 0,55; solo Furnas = 0,242, solo João Leite = 0,347 kpa -1 ) para a precipitação de um dia de duração tem-se: solo Brasília ÒO9 (4,5; solo Furnas ÒO9 (4 e solo João Leite ÒO9 (4 6# a Figura 4.88 representa o comportamento; Outra relação importante para análise é k sat / e está diretamente ligada com o avanço da frente de molhagem, portanto quanto maior k sat / mais rápidos são os avanços da frente de molhagem para dentro do solo. Conforme foi observado nos perfis do solo Brasília k sat / = 5, Já o solo Furnas k sat / = 6, e solo João Leite k sat / = 5, as frentes foram pequenas e a redução da poropressão horizontal; A capacidade de armazenamento de água do solo (i. e., s r, s = teor volumétrico saturado de água e r = teor volumétrico residual), junto com maior k sat, justifica o porquê dos perfis do solo Brasília não ter atingido a dissipação total da poropressão, necessitando de mais infiltração no solo para que houvesse a dissipação completa. Já os solos Furnas e João Leite possuem menor capacidade de armazenamento de água, atingindo valores baixos de sucção para as mesmas precipitações; A profundidade da escavação e o nível do lençol freático foram fatores analisados na pesquisa. E conclui-se que a profundidade da escavação não teve influência na espessura da frente de molhagem, para as condições de contorno adotadas na simulação numérica, nem no valor de poropressão na superfície. Já o nível do lençol freático teve um papel mais importante na variação da poropressão obtida na superfície devido à condição inicial do problema estar intimamente relacionado com o N.A. M. F. ROCHA Capítulo 5

136 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 246 A partir das formulações analíticas desenvolvidas baseando-se no critério do equilíbrio limite para desenvolvimento do método de cálculo da ficha para solos não saturados, chegou-se nas seguintes conclusões quanto aos dimensionamentos realizados: Os dimensionamentos realizados com os perfis de sucção após uma precipitação de 30 dias de duração, com intensidade de chuva com relação ao k sat menor que um obtiveram comprimentos de ficha maiores do que aqueles com perfil de 1 dia de precipitação intensa, devido a alta dissipação da sucção e maior avanço na frente de molhagem; O dimensionamento convencional, não leva em consideração o acréscimo de coesão devido à sucção, mas trabalha com pesos específicos naturais correspondentes à situação em campo, que está intimamente relacionado com o teor de água do material na época da coleta das amostras (períodos secos). Portanto a variabilidade deste parâmetro é indispensável nas análises convencionais quanto nas não saturadas considerando épocas de chuva e solo não saturado; Para os perfis de sucção mistos, quando z a (profundidade em que a sucção se mantém constante) não é muito profundo tem-se uma contribuição maior da sucção variando linearmente com a profundidade e chega-se a dimensionamentos mais econômicos quando comparados com o convencional; Quando z a torna-se muito profundo, às vezes maior que a escavação, não há uma contribuição grande da sucção e os empuxos são calculados baseados no peso específico natural correspondente àquela sucção. E que muitas vezes se aproxima do saturado, aumentando os esforços quando comparado com o método convencional que utiliza um peso específico médio, o que acarreta em alguns casos em um comprimento de ficha maior para o solo não saturado comparado com o método convencional; Os dimensionamentos realizados para o N.A profundo foram mais econômicos do que aqueles com N.A raso, devido aos maiores valores de sucção de projeto no primeiro caso. A sucção inicial para o caso com N.A profundo resulta em maiores valores de sucção final, após a precipitação de projeto. Para alguns cenários analisados, a contenção é dispensável; M. F. ROCHA Capítulo 5

137 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 247 A profundidade da zona de tensão nula, y t foi um dos fatores, além da sucção, que contribui grandemente para os dimensionamentos mais econômicos, reduzindo os esforços atuantes na contenção; Para o solo Brasília um parâmetro importante na análise do comprimento de ficha foi à profundidade do nível do lençol freático após a taxa de precipitação oferecida, devido ao levantamento do N.A. Quanto mais raso o nível do lençol freático, menos contribuição da sucção se tem obtendo comprimentos de fichas maiores; Comparando os esforços exercidos com um perfil de sucção constante, em que se obtém o peso específico natural correspondente, ( 3 ), com o dimensionamento convencional que utilizou um peso específico médio ( m ). Para valores baixos de sucção o dimensionamento não saturado exerce um esforço maior que o convencional, devido a grande diferença de peso específico adotado para o cálculo dos esforços. Quando o dimensionamento convencional é realizado com o mesmo 3 que o não saturado, o comportamento é como o esperado. Apenas uma pouca parcela de sucção já consegue reduzir os esforços atuantes. Em conclusão o uso do peso específico correspondente à condição crítica de trabalho da contenção é fundamental para o dimensionamento correto da ficha da contenção, tanto pelo método convencional como pelo método para solos não saturados; Comparando um perfil com sucção constante e outro com o mesmo valor de sucção na superfície, mas variando linearmente, conclui-se que inicialmente, a sucções baixas, o perfil linear obtém maior redução no empuxo ativo por somatório de forças e para sucções mais altas o perfil constante cosegue reduzir mais os esforços. Quanto ao somatório de momentos o perfil linear mantém a maior redução dos esforços para todo o intervalo de sucção, devido a sua distribuição triangular, o que gera um braço de alavanca maior quando comparado à distribuição constante, é o que representa a Figura O estudo contribuiu para o entendimento do dimensionamento de estruturas de contenção, em diferentes condições de trabalho e condições ambientais (i.e., chuva e seca), uma vez que, a determinação da grandeza dos esforços do solo sobre a cortina e a forma com que esta é solicitada, são fatores primordiais, para o desenvolvimento de um projeto seguro com M. F. ROCHA Capítulo 5

138 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 248 viabilidade econômica e que tenha soluções simples e de fácil utilização, onde são feitas várias considerações sobre os solos na condição de não saturação. 5.1 SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS Com os resultados obtidos nessa pesquisa apresentam-se algumas sugestões para que os interessados no dimensionamento de estruturas de contenção em solos não saturado possam conduzir seus estudos no desenvolvimento e aprimoramento dos pontos discutidos nesta Dissertação. Possibilitar o cálculo de variação do peso específico natural com a profundidade, tanto para o dimensionamento saturado, quanto para o não saturado; Realizar as formulações analíticas de dimensionamento de estruturas de contenção com uma linha de tirante; Calcular o comprimento de ficha de modo a harmonizar o dimensionamento, ao invés de considerá-la simplesmente como um dado de entrada; A importância das trincas pré-existentes pode ser investigada; Analisar a influência da histerese, características da curva de molhagem e de secagem nos dimensionamentos; Estudar a heterogeneidade do perfil e variação de k sat ; Obter os perfis de sucção considerando a época seca, onde a taxa de evaporação é computada de forma numérica; Medir em campo ou por modelos físicos a verdadeira distribuição do perfil de sucção durante as diferentes épocas do ano, seca e chuva; Estudar o efeito dos parâmetros hidráulicos no comportamento tensão-deformação nos solos não saturados; Deformação volumétrica (calapso e expansão) devido à molhagem do solo; M. F. ROCHA Capítulo 5

139 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 249 Desenvolvimento da teoria de Coulomb para os solos não saturados; Simular numericamente o comportamento acoplado de análise de fluxo não saturado e análise de tensão deformação no saturado para estruturas de contenção; Desenvolver as formulações para dimensionamento do comprimento da ficha em balanço utilizando o critério de resistência dos solos não saturados não linear; Simular a variação do F.S durante os 365 dias de chuvas reais medidas nas cidades de Brasília e Goiânia. M. F. ROCHA Capítulo 5

140 REFERÊNCIAS ANA, Agência Nacional de Águas. Superintendência de informações hidrológicas Disponível em: < Acesso em:20 dez ANGELIM, R. R. Desempenho de Ensaios Pressiométricos em Aterros Compactados de Barragens de Terra na Estimativa de Parâmetros Geotécnicos p. Tese (Doutorado em Engenharia Civil) Universidade de Brasília. Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Brasília, ARBHABHIRAMA, A.; KRIDAKORN, C. Steady downward flow to a water table. Water Resources Research. v. 4 (6), p , BORGES, C. R. Comportamento hidráulico de um perfil de solo não saturado de Aparecida de Goiânia-GO p. 2v. Dissertação (Mestrado) Universidade Federal de Goiás, Escola de Engenharia Civil, Goiânia, BOWLES, J.E. Foundation Analysis and Design. Nova York, USA. McGraw-Hill, p. BOWLES, J. E. Foundation Analysis and Design. 5 ed. Nova York, USA: McGraw-Hill, p. BROOKS, R. H.; COREY, A. T. Hydraulic properties of porous medium. Hydrology Paper 3, Colorado State University (Fort Collins) BROOKS, R. H.; COREY, A. T. Properties of porous media affecting fluid flow. Journal Irrig. Drain. Division American Society Civil Engineering. v. 92, p , BURDINE, N. T. Relative permeability calculations from pore size distribution data. Trans. Am. Inst. Min. Metall. Pet. Eng. v. 198, p , CAMPOS, T. M. P. Resistência ao cisalhamento de solos não saturados. 3 Simpósio Brasileiro de Solos Não Saturados, Rio de Janeiro. v. 2, pp , CAMPEBEL, G.S. A simple method for determining unsaturated conductivity from moisture retention data. Soil Science. v. 117, p , CHANDLER, R. J.; CRILLY, M. S.; MONTGOMERY; SMITH, G. A low-cost method of assessing clay desiccation for lowrise buildings. Prodeedings, Istitute of Civil Engineering, v.36, n. 2, p , CHILDS, E. C.; COLLIS-GEORGE, G. N. The permeability of porous materials. Proceedings of the royal society of Londo, Series A, v. 201, p , CLAYTON, C. R. I.; MILITITSKY, J.; WOODS R, I. Earth Pressure and Earth-Retaining Structures. 2 ed. London: Chapman & Hall, p. M. F. ROCHA Referências

141 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 251 DAS, M. B. Fundamentos da Engenharia Geotécnica. 6 ed. Tradução All Tasks; revisão técnica Pérsio Leister de Almeida Bastos. São Paulo: Cengage Learning, DAS, M. B. Principles of Foundation Engineering, 4 ed. PWS Publishing, USA, p. ESCARIO, V.; SAEZ, J. The shear strength of partly saturated soils. Géotechnique, v. 3, p FREDLUND, D. G., Appropriate Concepts and Technology for Unsaturated Soil. Canadian Geotechinical Journal. Canadá, v. 16, p , FREDLUND, D. G., The emergence of unsaturated soil mechanics. Fourth Spencer J. Buchanan Lecture. Texas A & M, College Station, Texas. 39p., FREDLUND, D. G., The 1999 R. M. Hardy Lecture: The implementation of unsaturated soil mechanics into geotechnical engineering. Canadian Geotechinical Journal. Canadá, v. 37, p , FREDLUND, D. G.; FREDLUND, M. D.; ZAKERZADEH, N. Predicting the permeability function for unsaturated soils. Clay Science for Engineering, Adachi & Fukue, FREDLUND, D. G.; HOUSTON, S. L.; NGUYEN, Q.; FREDLUND, M. D. Moisture movement through cracked clay soil profiles. Geotechnical Geological Engineering, Canadá, s/v, p , FREDLUND, D. G.; MORGESTERN, N. R. Stress state variables for unsaturated soil. Journal of the Geotechnical Engineering Division. v. 103, p , FREDLUND, D. G.; MORGESTERN, N. R.; WINDGER, R. A. The shear strength of unsaturated soils. Canadian Geotechinical Journal. Canadá, v. 15, n. 3, p , FREDLUND, D.G., RAHARDJO, H.; GAN, J.K.M. Non-linearity of strength envelope for unsaturated soils. Procedures of the 6th International Conference on Expansive Soils, New Delhi, India, s/v, p , FREDLUND, D. G.; RAHARDJO, H. Soil Mechanics for Unsaturated Soil. John Wiley & Sons, Inc. New York, USA, p. FREDLUND, D. G.; XING, A. Equations for the Soil-Water Characteristic Curve. Canadian Geotechnical Journal, v. 31, p , FREDLUND, D. G.; XING, A.; FREDLUND, M. D.; BARBOUR, S. L. The relationship of the unsaturated soil shear strength to the soil-water characteristic curve. Canadian Geotechnical Journal, v. 32, p , FREDLUND, D. G.; XING, A.; HUANG, S. Predicting the permeability function for unsaturated soils using the soil-water characteristic curve. Canadian Geotechnical Journal, v. 31, p , M. F. ROCHA Referências

142 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 252 GAN, J. K. M.; FREDLUND, D. G. Shear strength characteristics of two saprolitic soils. Canadian Geotechnical Journal. v. 33, p , GARDNER, W. R. Some steady state solutions of the unsaturated moisture flow equation with application to evaporation from a water table. Soil Science. V. 85, p , GERSCOVICH, D. M. S.; GUEDES, M. N. Avaliação das relações de condutividade hidráulica em solos brasileiros não saturados. In: V Simpósio Brasileiro de Solos Não Saturados. São Carlos. v. 1, p , GITIRANA JR., G. F. N. Weather-Related Geo-Hazard Assessment Model for Railway Embankment Stability. Ph.D. Thesis, 2005, 316p. University of Saskatchewan, Saskatoon, Canadá, GITIRANA JR., G. F. N. Modelagem numérica do comportamento de solos não saturados considerando modelos elásticos e de estados críticos. 1999, 147p. Dissertação. (Mestrado em Engenharia Civil). Universidade de Brasília. Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Brasília, GITIRANA JR., G. F. N. Mechanical Behavour Model for the Collapsible Clay of Brasilia. 4 Simpósio Brasileiro de Solos Não Saturados. v. 1, p.11-28, GITIRANA JR., G. F. N.; FREDLUND, D. G. Soil water characteristic curve equation with independent properties. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. v. 130, p , GREEN, W. H.; AMPT, G. A. Study on soil physics: I Flow of air and water in soils. Journal Agricultural Science. v. 4, p. 1 24, (1911). GUIMARÃES, R. C. Análise das propiedades e comportamento de um perfil de solo laterítico aplicado ao estudo do desempenho de estacas. 2002, 183p. Dissertação de mestrado, Departamento de Engenharia Civil e Ambiental da Universidade de Brasília, DF, HACHICH, W.; FALCONI, F. F.; SAES, J. L.; FROTA, R. G. Q.;CARVALHO, C. S.; NIYAMA, S. ABMS/ABEF. Fundações: Teoria e Prática. 2. ed. São Paulo: Pini, p. HORTON, R. E. The role of infiltration in the hydrological cycle. Trans. American Geophys Union, v. 14, p , (1933). JÚNIOR, C. R. C.; Estudo do comportamento de um solo residual de gnaisse não saturado para avaliar a influência da infiltração na estabilidade de taludes. 2006, 192p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil). Escola Politécnica da Universidade de São Paulo. São Paulo, KASIM, F. B.; FREDLUND, D. G.; GAN, J. K. M. Effect of steady state rainfall on long term matric suction conditions in slopes. 2 nd International Conference on Unsaturated Soils. v. 1, p , (1998). M. F. ROCHA Referências

143 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 253 KHALILI, N.; KHABBAZ, M.H. A unique relationship for c for the determination of the shear strength of unsaturated soils. Géotechnique, v. 48(5), p , KIM, W. S.; BORDEN, R. H. Numerical simulation of MSE wall behavior induced by surface water infiltration. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, DOI: /(ASCE)GT , KRAHN, J.; FREDLUND, D. G.; KLASSEN, M. J. Effect of soil suction on slope stabily at Notch Hill. Canadian Geotechnical Journal, v.26, p , LEONG, E.C.; RAHARDJO, H. Permeability function for unsaturated soils. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, v. 123, n. 12, LIM, T. T.; RAHARDJO, M. F.; CHANG, M. F.; FREDLUND, D. G. Effect of rainfall on matric suctions in a residual soil slope. Canadian Geotechnical Journal, v. 33, p , LU, N.; GRIFFITHS, D. V. Profiles os steady-state suction stress in unsaturated soils. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering (ASCE), v. 130, n. 10, p , MARINHO, F. A. M. Medição de Sucção com o Método do Papel Filtro. In:X Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia de Fundações. Foz do Iguaçu-PR, 9p MEDEIROS, A. G. B. Análise numérica de estruturas de contenção em balanço e grampeadas do tipo estaca justaposta assentes em solo poroso do DF. 2005, 135p. Dissertação. (Mestrado em Engenharia Civil). Universidade de Brasília. Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Brasília, MOTA, R. J. Análise da interação solo-estrutura de uma obra de contenção na cidade de Goiânia-GO 2008, 128p. Dissertação. (Mestrado em Engenharia Civil). Universidade de Brasília. Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Brasília, MUALEM, Y. A new model for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated porous media. Water Resources Research, v. 12, n. 13, OBERG, A. L.; SALLFORS, G. Determination of shear strength parameters of unsaturated silts and sands based on the water retention curve. Geotechnical Testing Journal, v.20 (1),p OLOO, S. Y.; FREDLUND, D. G.;GAN, J. K. Bearing capacity of unpaved roads. Canadian Geotechnical Journal, v. 34, p OU, C. Y. Deep Excavation: Theory and Practice. 1. ed. AK. Leiden, the Netherlands: Taylor & Francis/Balkema, 2006, 532. PAIVA, W.; SILVA, J. M. J.; MACIEL, N. A.; SANTOS, G. M. Uma abordagem estatística sobre as umidades gravimétrica, volumétrica e grau de saturação de uma argila M. F. ROCHA Referências

144 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 254 potencialmente expansiva a três condições de umidificação. VI Simpósio Brasileiro de Solos Não Saturados, Salvador BA, p , PEREIRA, J. H. F. Numerical Analysis of the Mechanical Behavior of Collapsing Earth Dams During First Reservoir Filling. 449 p PhD Thesis, University of Saskatchewan, Saskatoon, Canada, RAHARDJO, H.; LIM, T. T.; CHANG, M. F.; FREDLUND, D. G. Shear-strength characteristic of a residual soil. Canadian Geotchnical Journal. Canadá. v. 32, p RASSAM, D. W.; WILLIAMS, D. J. Shear strehgthos unsaturated gold tailings. New Zealand Conferenceon Environmental Geotechinics. Melbourne, Austrália. p RASSAM, D.W.; COOK, F. Predicting the shear strength envelope of unsaturated soils. Geotechnical Testing Journal, ASTM, v. 25(2), p , RICHARDS, L. A. Capillary conduction of liquids through porous médium. Physics. v. 1, p , RIJTEMA, P. E. Na analysis o factual evapotranspiration. Agricultural Research Reports. Wageningen. N 659, SANTOS, M. A. A. Influência das condições tridimensionais de tensão e fluxo na estabilidade de um talude em solo não saturado. 2007, 204p. Dissertação (Mestrado) Universidade de Brasília. Faculdade de Tecnologia. Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Brasília, SILVA JÚNIOR, A. C. Avaliação da interação solo-atmosfera em um perfil de solo tropical. Dissertação (mestrado), 2011, 136p. Universidade Federal de Goiás, Escola de Engenharia Civil, Goiânia, SILVA, C. A. R.; Geológico-Geotécnico do subsolo ao longo do traçado do metrô de Goiânia p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil). Universidade de Brasília, Brasília, DF, TARCITANO, M. Análise de paredes de contenção através de método unidimensional evolutivo. 2006, 268p. Tese (Doutorado em Engenharia Civil). Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo (UNICAMP). São Paulo, TAWFIK, E. F., HAMID, T. B.; AGGOUR, M. S. Design of Cantilever Retaining Walls in Unsaturated Solis Using AASHTO Load and Resistance Factor Design (LRFD) Method. Probabilistic Applications in Geotechnical Engineering, s/v, p.1-10, TERZAGHI, K.; PECK, R. B. Soil mechanics in engineering practice. Gholamreza Mesri. 3. ed. 1963, 512p. M. F. ROCHA Referências

145 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 255 TSAPARAS, I.; RAHARDJO, H.; TOLL, D. G.; LEONG, E. C. Controlling parameters for rainfall-induced landslides. Computers and Geotechnics, v. 29, p. 1-27, TSCHEBOTARIOFF, G.P. Fundações, estruturas de arrimo e obras de terra: a arte de projetar e construir e suas bases científicas na mecânica dos solos. São Paulo: McGraw-Hill VAN GENUCHTEN, M. Th. A closed-form equation for predicting the hydraulic conductivity of saturated soils. Soil Science of America Journal, v. 44, p , VANAPALLI, S. K.; FREDLUND, D. G.; PUFAHL, D. E.; CLIFTON, A. W. Model for the prediction of shear strength with respect to soil suction. Canadian Geotechnical Journal, v.33 (3), p , VANAPALLI, S. K.; FREDLUND, D. G. Comparison of different procedures to predict unsaturated soil shear strength. Proceedings of the GeoDenver Conference. Denver, Colorado. p , 200. VILAR, O. M. A simplified procedure to estimate the shear strength envelope of unsaturated soils. Canadian Geotechnical Journal, v. 43, p , VILAR, O. M. A expedite method to predict the shear strength of unsaturated soil. Soils and Rocks, v. 30 (1), p , WILSON, G. W., Soil Evaporative Fluxes for Geotechnical Engineering Problems. Ph.D. Thesis, 1990, 464p. University of Saskatchewan, Saskatoon, Saskatchewan, Canadá, WILLIAN, J. R.; OUYANG, Y. Estimation of infiltration rate in the vadose zone: Application of selected mathematical models. EPA/600/R-97/128b, EPA, Cincinnati WIND, G. P. Field experiment concerning capillary rise of moisture in heavy clay soil. Netherlands Jounal of Agricultural Science. v. 3, p , ZHAN, T. L. T.; CHARLES, W. W. Ng.; Analytical analysis of rainfall infiltration mechanism in unsaturated soils. International Journal Geomechanics. v. 4, p , ZHANG, L. L.; FREDLUND, D. G.; ZHANG, L. M.; TANG, W. H., Numerical study of soil conditions under which matrica suction can be maintained. Canadian Geotechnical Jounal, v. 41, p , ZHANG, C.; ZHAO, J.; ZHANG, Q.; XU, F., Unified solution for unsaturated soil strength and active earth pressure. International Conference GeoShanghai, Geotechnical special publication n. 202, p , M. F. ROCHA Referências

146 APÊNDICE A METODOLOGIA DE EXECUÇÃO, VERIFICAÇÃO E PROCEDIMENTO DE ENSAIOS DE CURVA CARACTERÍSTICA A PARTIR DO WP4C (DEWPOINT POTENTIALMETER) Segue a seguir um manual prático para uso do equipamento. Tudo que foi relatado baseou-se em experiência prática durante o uso do equipamento e no manual do fabricante, Decagon Device (2010). A.1 WP4C O WP4C Dewpoint PotenciaMeter (medidor do ponto de orvalho) da Decagon Devices é um equipamento utilizado para medir o potencial de água, de forma rápida, precisa e confiável. Sua técnica baseia-se no ponto de orvalho (i.e temperatura à qual o vapor de água presente no ar passa ao estado líquido na forma de pequenas gotas por via da condensação), medindo a sucção total das amostras (i.e. sucção osmótica mais a sucção matricial) sendo calculada a partir da pressão de vapor de ar em equilíbrio com a amostra em uma câmara selada de medição. O equipamento faz leituras em amostras de solos; folhas, material vegetal. O equipamento usa um espelho como meio de detecção do ponto de orvalho das amostras. A temperatura do espelho é precisamente controlada por um refrigerador termoelétrico (Peltier). A detecção exata em que a condensação aparece pela primeira vez no espelho é registrado por uma célula fotoelétrica devido à mudança do feixe de luz na reflexão e a temperatura do ponto de condensação é registrado por um termoelétrico conectado ao espelho. Para reduzir o tempo de equilíbrio o equipamento possui uma ventoinha para circular o ar dentro da câmara de amostras. Os valores começam a ser exibidos no painel do equipamento indicando que medidas iniciais estão sendo tomadas. O WP4C sinaliza piscando um LED verde e apitando quando os valores finais são alcançados e no painel é registrado o potencial de água final e a temperatura da amostra; a Figura A.1 mostra o equipamento. M. F. ROCHA Apêndice A

147 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 257 O WP4C tem um alcance de poropressão de água de 0 a -300 MPa tendo precisões diferentes conforme os intervalos; de 0 a -5 MPa precisão de ± 5 MPa e 1 % de -5 a -300 MPa. Por exemplo, uma leitura de -0,1 MPa tem uma precisão de ±50 % da leitura, e -1 MPa terá uma precisão de ± 5% da leitura. Figura A.1 WP4C; (a) Equipamento WP4C (Dewpoint PotenciaMeter); (b) Vista interna do bloco da câmara; (c) Vista interna do aparelho e da câmara (DECAGON DEVICE, 2010 modificado). (a) (b) (c) M. F. ROCHA Apêndice A

148 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 258 No painel do equipamento tem-se as funções conforme representado na Figura A.2. Figura A.2 Painel do WP4C (DECAGON DEVICE, 2010 modificado). O equipamento é portátil e pode ser utilizado em campo. Para isso é necessário que se tenha um conversor de energia portátil que se conecte na saída de 12V do veículo, oferecendo uma saída de pelo menos 140 W. O equipamento deve ser colocado em uma superfície plana e se atentar para minimizar as temperaturas que podem afetar o desempenho do equipamento em campo; o fabricante sugere a utilização de uma caixa de isopor. Atentar para o tempo de duração da bateria do veículo. A.2 A TEORIA DO POTENCIAL DE ÁGUA Potencial de água é definido como potencial de energia por unidade de volume em uma amostra. O WP4C mede a soma do potencial osmótico e matricial, portanto tem-se a leitura da sucção total. O potencial de água () nas amostras pode ser encontrado pela relação do potencial de água lido da amostra com a pressão de vapor do ar em equilíbrio com a amostra pela equação:. ÓÔ È U = = Ž œ Onde: p = pressão de vapor do ar (medido pelo espelho); p 0 = pressão de condensação em uma determinada temperatura (calculado a partir da temperatura da amostra); M. F. ROCHA Apêndice A

149 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 259 R = constante dos gases, 8,31 J/mol K; T = temperatura em Kelvin da amostra; M = é a massa molecular da água. O WP4C mede o potencial hídrico pelo equilíbrio da fase água da amostra com a fase de vapor em uma câmara fechada. A amostra é colocada em uma cápsula, que é selada contra o sensor interno. Dentro do bloco do sensor, representado pela Figura A.1 (c), há uma ventoinha (acelera o tempo de equilíbrio e controla a condutância do sensor de condensação), um espelho, um sensor ótico de condensação (mede a temperatura do ar) e um infravermelho termoelétrico (mede a temperatura da amostra). A partir destas medições, a pressão de vapor do ar na câmara é calculada como a pressão de vapor na temperatura de condensação. Quando o potencial de água da amostra e o ar da câmara estão em equilíbrio, a medida da pressão de vapor da câmara e a temperatura da amostra (a partir do qual a pressão de vapor de condensação é calculada) tem-se o potencial de água da amostra. Além do equilíbrio entre a água na fase líquida da amostra e da fase de vapor, o equilíbrio interno da própria amostra é importante. Se a amostra não estiver em equilíbrio interno, podese medir uma pressão de vapor de equilíbrio (ao longo do período d medição) que não representa o potencial de água real. A.2.1 Efeito da temperatura no potencial de água A temperatura desempenha um papel crítico na determinação do potencial de água. Mais crítico é a medida da diferença entra a temperatura da amostra e a do ponto de condensação. Se esta diferença estiver com um erro de 1 C, um erro de 8 MPa seria o resultado. Para que medidas de potencial de água tenha uma precisão de 0,05 MPa, medições da diferença de temperatura precisa ter um precisão de 0,006 C. O termômetro infravermelho do equipamento mede a diferença entre a temperatura da amostra e do bloco da câmara. Ele é cuidadosamente calibrado para minimizar os erros de temperaturas, mas conseguir a precisão de 0,006 C é difícil quando as diferenças são M. F. ROCHA Apêndice A

150 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 260 grandes. Portanto tem-se uma melhor precisão quando a temperatura da amostra é próxima da câmara. Outro efeito da temperatura ocorre com amostras que estão próximas à saturação. Uma amostra que está perto de 0,00 MPa e é apenas ligeiramente mais quente do que o bloco da câmara irá condensar água no interior do bloco. Isto irá causar erros na medição, e em medições subsequentes até a condensação desaparecer. A função Ts Tb, onde Ts é a temperatura da amostra e Tb do bloco da câmara, ajuda o operador a se assegurar de que a amostra não se condensará sobre o sensor do bloco. Portanto se após colocar a amostra dentro da câmara e verificar que a amostra encontra-se em uma temperatura mais elevada, (i.e Ts Tb >0) recomenda-se retirar a amostra imediatamente da câmara e deixá-la esfriar em uma superfície fria com tampa, para não perder umidade. Não recomenda-se utilizar a amostra muito fria, ou o período de equilíbrio será prolongado. O ideal é trabalhar com Ts Tb entre 0 e -0,5 C. A.2.2 Estimativa do potencial osmótico O WP4C mede a soma do potencial osmótico e matricial. A aproximação do potencial osmótico pode ser computada pela condutividade elétrica (EC) conforme a equação:. ( ÈÃ,,-ÕS] + X R^œ.. ( & % ( % )œ Onde: = teor de água volumétrico da amostra; s = teor de água volumétrico na saturação. Sabe-se que a sucção matricial é total menos a osmótica. M. F. ROCHA Apêndice A

151 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 261 A.3 MODOS DE LEITURAS O WP4C possui três modos de leitura: preciso, contínuo e rápido. O modo preciso às medidas nas amostras são repitadas até que sucessivas leituras estejam dentro da tolerância ( 0,03 MPa para sucção () > - 40 MPa; caso contrário 0,3 MPa), durando um tempo de minutos de leitura. O modo contínuo mede o potencial de água da amostra continuamente até que o operador abra a gaveta. Este pode ser útil para se fazer um longo monitoramento de amostras que levam um tempo maior para entrar em equilíbrio, tais como amostras de plantas e solos úmido com > - 0,5 MPa. Já o modo rápido a amostra é medida apenas uma vez, levando de 3-5 minutos. As leituras são menos precisas, mas são recomendadas para amostras de solo seco, com < - 40 MPa. Figura A.3 Representação do modo escolhido no painel (DECAGON DEVICE, 2010 modificado). A.4 LIMPEZA E VERIFICAÇÃO DA CALIBRAÇÃO DO EQUIPAMENTO Sujeiras no equipamento pode ocasionar erro nas leituras, portanto é necessário que todos elemento constituinte do bloco esteja limpo. O WP4C trás consigo um kit de limpeza para o equipamento, não sendo recomendado utilizar nenhum outro produto ou flanela, hastes flexíveis com algodão para realizar a limpeza. Primeiramente desligue o equipamento, retirando da tomada. Remova a tampa superior do aparelho, retire o bloco da câmara com cuidado e vire-o para cima. A limpeza de todos elementos segue o mesmo processo: remover detritos, lavar os componentes com isopropil, lavar com água destilada, e secar. Cada processo para cada componente deve ser realizado M. F. ROCHA Apêndice A

152 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 262 com um kimwipes (papel apropriado para limpeza) diferente, (nunca reutilizar o kimwipes). A limpeza da gaveta pode ser utilizado o mesmo processo. Figura A.4 Kit de limpeza: (a) Elementos utilizados na limpeza; (b) Kimwipes enrolado na haste para limpeza. Depois de efetuar a limpeza do equipamento e recomendável recalibrar o mesmo. A calibração é feita com a utilização de uma solução de KCl padrão, na qual conhecesse o potencial de água. O fornecedor recomenda utilizar uma solução de KCl com 0,5 molal da Decagon Device, conforme representado na Figura B.5. Há outras possibilidades de utilização de outros compostos químicos, como NaCl (cloreto de sódio), LiCl (cloreto de lítio), H2O (água). Junto com o equipamento vêm dois tipos de moldes: plástico e metálico. Se estiver medindo amostras com potencial de água maior que -1 MPa deve-se usar os moldes metálicos. Os moldes metálicos possuem um tratamento químico adquirindo a propriedade de hidrofóbico, não absorvendo água das amostras. Durante o processo de calibração deve-se escolher bem, qual molde será usado no equipamento, pois é necessário que utilize o mesmo tipo de molde que o da calibração. O equipamento foi calibrado utilizando a amostra padrão de KCl em molde metálico. Para a calibração basta apertar o botão inferior esquerdo, depois o superior direito, o equipamento mandará colocar o padrão (a solução de KCL). Coloque a solução no molde que deseja usar e posicione na gaveta ativando o modo de leitura. Se a leitura de poropressão de M. F. ROCHA Apêndice A

153 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 263 água der diferente da calibração do KCl, basta ajustar no painel a leitura que deveria ser, apertando nos sinais de + ou corrigindo a leitura para o esperado. A Figura A.5 representa o processo. Figura A.5 Procedimento para calibração do equipamento. M. F. ROCHA Apêndice A

154 D0076G13: Influência do perfil de sucção em obras de contenção em solos não saturados 264 Figura A.6 Cloreto de potássio (KCl) e especificações utilizado para calibração do equipamento. A.5 EXECUÇÃO DO ENSAIO Dependendo do tipo de amostra que será realizado o ensaio deve ser tomado uma pequena quantidade, apenas para encobrir o fundo do molde. É necessário verificar a diferença de temperatura da amostra e do bloco da câmara (T s - T b ), sendo indicado quando esse se encontra entre 0 e -0,5 C, quando essa diferença torna-se acima de 0 o equipamento acusa que a amostra encontra-se muito quente. Sendo recomendado retirar a amostra e coloca-la em um local onde possa esfriá-la sem perder umidade. Como procedimento para esfriar as amostras utilizou-se um disco metálico dentro de uma cápsula com água, conforme representa a Figura A.7. Figura A.7 Procedimento para esfriar as amostras. É necessário cuidado na hora de fechar a câmara para não sujar internamente o equipamento. Atingido a diferença de temperatura especificado no manual inicia-se a leitura no equipamento até o registro dos valores finais. M. F. ROCHA Apêndice A