bianca da silva baldez_12dez13

146
Universidade do Estado do Rio de Janeiro Centro de Tecnologia e Ciências Faculdade de Engenharia Bianca da Silva Baldez Avaliação dos parâmetros de compressibilidade da camada de argila mole da Baixada de Jacarepaguá, após longo período de sobrecarga de aterro Rio de Janeiro 2013

Upload: dinhdat

Post on 07-Jan-2017

222 views

Category:

Documents


2 download

TRANSCRIPT

Page 1: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Universidade do Estado do Rio de Janeiro

Centro de Tecnologia e Ciências

Faculdade de Engenharia

Bianca da Silva Baldez

Avaliação dos parâmetros de compressibilidade da ca mada de argila

mole da Baixada de Jacarepaguá, após longo período de sobrecarga de

aterro

Rio de Janeiro

2013

Page 2: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Bianca da Silva Baldez

Avaliação dos parâmetros de compressibilidade da camada de argila mole da Baixada de

Jacarepaguá, após longo período de sobrecarga de aterro

Dissertação apresentada, como requisito parcial para obtenção do título de Mestre, ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, da Universidade do Estado do Rio de Janeiro. Área de concentração: Geotecnia.

Orientadora: Profª. Drª. Denise Maria Soares Gerscovich

Coorientadores: Profª. Drª. Bernadete Ragoni Danziger

Rio de Janeiro

2013

Page 3: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

CATALOGAÇÃO NA FONTE

UERJ / REDE SIRIUS / BIBLIOTECA CTC/B

Autorizo, apenas para fins acadêmicos e científicos, a reprodução total ou

parcial desta tese, desde que citada a fonte.

Assinatura Data

B172 Baldez, Bianca da Silva. Avaliação dos parâmetros de compressibilidade da camada

de argila mole da Baixada de Jacarepaguá, após longo período de sobrecarga de aterro / Bianca da Silva Baldez. – 2013.

143f. Orientadora: Denise Maria Soares Gerscovich. Coorientadora: Bernadete Ragoni Danziger. Dissertação (Mestrado) – Universidade do Estado do Rio de

Janeiro, Faculdade de Engenharia.

1. Engenharia Civil. 2. Argila - Dissertações. 3. Jacarepaguá (RJ). I. Gerscovich, Denise Maria Soares. II. Universidade do Estado do Rio de Janeiro. III. Título.

CDU 624.131.22

Page 4: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Bianca da Silva Baldez

Avaliação dos parâmetros de compressibilidade da ca mada de argila mole da

Baixada de Jacarepaguá, após longo período de sobre carga de aterro

Dissertação apresentada, como requisito parcial para obtenção do título de Mestre, ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, da Universidade do Estado do Rio de Janeiro. Área de concentração: Geotecnia.

Aprovado em: 30 de agosto de 2013.

Banca Examinadora:

_______________________________________________________ Profª. Drª. Denise Maria Gerscovich (Orientadora) Faculdade de Engenharia – UERJ _______________________________________________________ Profª. Drª. Bernadete Ragoni Danziger (Coorientador) Faculdade de Engenharia – UERJ _______________________________________________________ Prof. Dr. Sandro Salvador Sandroni Pontifícia Universidade Católica – PUC-Rio _______________________________________________________ Prof. Dr. Ian Schumann Marques Martins Universidade Federal do Rio de Janeiro - COPPE/UFRJ _______________________________________________________ Prof. Dr. Rogério Luiz Feijó Faculdade de Engenharia – UERJ

Rio de Janeiro

2013

Page 5: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

DEDICATÓRIA

À minha filha Vitória e minha família.

Page 6: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

AGRADECIMENTOS

Ao Deus Pai Todo Poderoso, porque Dele é o Reino, o poder e a glória

para todo sempre.

Aos meus pais, José Carlos e Regina, companheiros que me ajudaram

a perseverar.

À minha filha Vitória, por sua paciência em dividir grande parte do

tempo exclusivo a ela, com a dedicação necessária à realização deste projeto.

Às minhas irmãs Beatriz e Vanessa: amigas, sempre presentes e

incentivadoras.

Ao meu chefe Cláudio Dutra por sua paciência, incentivo e

colaboração. Sem sua compreensão e amizade não seria possível esta realização.

À minha orientadora Profª Denise por sua paciência e dedicação. Por

quem tenho grande admiração.

À minha co-orientadora Profª Bernadete por sua atenção, dedicação e

amizade.

Ao Profº Rogério Feijó e toda a equipe de laboratório, especialmente

Raphael, Stephani, Raí e Rachel, por toda colaboração e amizade.

À Profª Ana Cristina e ao Profº Marcus Pacheco, por todo incentivo.

À amiga Karina Vitor, companheira presente nos momentos mais

difíceis dessa jornada árdua.

À CAPES pelo apoio financeiro.

Page 7: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Bem-aventurado o homem que acha sabedoria, e o homem que adquire

conhecimento. Porque é melhor a sua mercadoria do que artigos de prata, e maior o

seu lucro que o ouro mais fino. Mais preciosa é do que os rubis, e tudo o que mais

possas desejar não se pode comparar a ela.

Provérbios 3:13-15

Page 8: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

RESUMO

BALDEZ, Bianca S. Avaliação dos parâmetros de compressibilidade da camada de argila mole da Baixada de Jacarepaguá, após longo período de sobrecarga de aterro. Rio de Janeiro, 2013 143p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) – Faculdade de Engenharia, Universidade do Estado do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 2013.

Foram realizados ensaios de adensamento, SIC e CRS, em amostras retiradas de um depósito argiloso muito mole, na Baixada de Jacarepaguá, 15 anos após a execução de um aterro. As amostras foram retiradas do mesmo local onde foram obtidas as amostras da primeira campanha, por ocasião do projeto. Os ensaios CRS, realizados com diferentes velocidades de deformação, são comparados aos resultados dos ensaios SIC da campanha atual de investigação. Os parâmetros geotécnicos da camada de argila muito mole, 15 anos após a construção do aterro, são comparados aos parâmetros da camada original. O aumento das tensões de sobreadensamento e redução do OCR são obtidos da interpretação dos ensaios atuais. A grandeza do recalque foi inferida a partir da nova estratigrafia, através da espessura atual da camada na região investigada, pela variação do índice de vazios e pela variação do teor médio de umidade. Os recalques previstos originalmente, incluindo a parcela de compressão secundária, são comparados aos recalques inferidos e medidos através de placa de recalque. As principais conclusões da pesquisa sugerem que a qualidade dos corpos de prova da primeira campanha foram superiores aos atuais, apesar dos cuidados com a amostragem, transporte das amostras e preparação dos corpos de prova no laboratório na segunda campanha de ensaios. Atribuiu-se esta ocorrência ao processo construtivo, que impôs movimentação excessiva ao maciço argiloso, interferindo com suas características de maior uniformidade em seu processo de deposição natural. Os ensaios de adensamento com diferentes velocidades de carregamento apresentaram comportamento similar, com variação da posição relativa das curvas e x σ’

v, com ensaios mais rápidos exibindo maiores índices de vazios. As curvas do índice de vazios versus tensão efetiva ilustram, de forma acentuada, a redução significativa do índice de vazios da segunda campanha em relação ao solo natural, antes do lançamento do aterro. Os recalques previstos e os obtidos, seja pela instrumentação, seja pelos demais registros, indicam valores bastante próximos, em face da variabilidade da estratigrafia e dos parâmetros geotécnicos inerentes à natureza dos depósitos sedimentares.

Palavras-chave: Adensamento; Argila; Ensaios de Laboratório; Recalque.

Page 9: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

ABSTRACT

BALDEZ, Bianca S. Evaluation of Compressibility Parameters of a soft Clay layer at Baixada de Jacarepaguá after a long period of an embankment surcharge. Rio de Janeiro, 2013. 143p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) – Faculdade de Engenharia, Universidade do Estado do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 2013.

SIC and CRS consolidation tests have been performed on samples obtained from a very soft clay deposit from Jacarepaguá lowland, 15 years after the execution of a fill. The samples have been extracted from the same site where preliminary samples had been obtained at designing phase. The CRS tests have been performed at different strain velocities and compared to the SIC tests results carried out for the second investigation campaign. The geotechnical parameters of the very soft clay 15 years after fill construction are compared to the parameters of the natural shallow clay. The increase in pre-consolidation pressure and OCR reduction has been obtained after interpretation of the actual tests results. The settlement extent has been inferred from the new stratigraphy, due to the actual thickness of the layer in the investigated region, by the variation in void ratio and by the reduction in soil water content. The settlements originally predicted, including the secondary compression, are compared to the settlement obtained from different estimations and to those obtained from instrumentation. The main conclusions suggest that the sample quality from the first investigation were superior than from the actual one, in spite of the careful sampling, transportation and preparation in the laboratory for the second investigation campaign. This occurrence has been attributed to the construction process, imposing excessive movement of the clayey mass, with great interference on the uniformity of its characteristics when compared to its natural deposition. The consolidation tests with different strain velocity presented similar results, with variation in the relative position of the e x σ’

v curve, with the tests with higher strain velocity showing higher void indices. The e x σ’

v curves illustrate in an accentuated means the significant reduction in void ratio from the first to the second laboratory test campaign, due to the fill construction. The predicted settlements and that actually obtained by the instrumentation or by other sources indicate similar values compared to the stratification variability of the geotechnical parameters inherent to the natural origin of the sedimentary deposits.

Key-words: Consolidation; Clay; Laboratory test; Settlement.

Page 10: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 - Evolução dos recalques com tempo. ....................................................... 31

Figura 2 - Analogia hidromecânica para condição de deformação lateral (a)

Recalque Imediato ou não drenado; (b) Inicio do Recalque de

Adensamento; (c) Após Dissipação dos Excessos de Poro pressão. ...... 32

Figura 3 - Gráfico e x log σ’v de um solo normalmente adensado. ........................... 34

Figura 4 - Evolução dos recalques com o tempo com consideração de

submersão e grandes deformações, Martins e Abreu (2002). .................. 36

Figura 5 - Adensamento unidimensional de uma camada de solo mole sob o

incremento de tensão vertical total Δσ. .................................................... 37

Figura 6 - Relações e x σ′v considerando compressão e expansão secundárias. .... 41

Figura 7 -. Modelo para estimativa do recalque total ................................................ 42

Figura 8 - Gráfico recalque vs tempo. ...................................................................... 43

Figura 9 - Efeito da amostragem adaptado de Ladd e Lambe (1963). ..................... 47

Figura 10 - Curvas e x log σ´ para corpos de prova de Boa e Má Qualidade

(Coutinho et al., 1998). ............................................................................. 48

Figura 11 - Curvas tensão vertical versus deformação axial, Sandroni (2006a) ....... 49

Figura 12 - Curvas de compressão εv x σ`v, Andrade (2009). .................................... 50

Figura 13 - Curvas cv x σ`v, Andrade (2009). ............................................................. 50

Figura 14 - Esquema de distribuição de poropressão no ensaio CRS. ..................... 56

Figura 15 - Determinação de u0 segundo Carvalho (1989), Carvalho et al. (1993). .. 60

Figura 16 - Planta de localização do aterro às margens da Lagoa de

Jacarepaguá (Lima, 2007). ...................................................................... 61

Figura 17 - Localização do aterro estaqueado reforçado do SESC/SENAC

(adaptado de Spotti, 2006). ...................................................................... 62

Figura 18 - Local do estacionamento da Terra Encantada. ....................................... 63

Figura 19 - Baixada Fluminense e localização dos aterros (modificada de

Spannerberg, 2003). ................................................................................. 64

Figura 20 - Valores da razão ub/σv nos ensaios CRS, Spannenberg (2003). ............ 66

Page 11: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Figura 21 - Efeito da variação da velocidade de deformação no ensaio CRS,

Spannenberg (2003) ................................................................................. 66

Figura 22 - Localização do terreno do empreendimento (2012). ............................... 67

Figura 23 - Locação dos furos de sondagem e verticais dos ensaios Vane Test. ..... 69

Figura 24 - Perfil geotécnico - Seção 1. .................................................................... 70

Figura 25 - Curvas de iso-profundidades da camada de argila mole no terreno. ...... 71

Figura 26 - Curvas granulométricas verticais V5 e V6. ............................................. 72

Figura 27 - Resultados dos ensaios de caracterização. ............................................ 74

Figura 28 - Gráfico e/e0 x σ’v obtido na reinterpretação dos ensaios SIC da

vertical V5. ................................................................................................ 75

Figura 29 - Gráfico e/e0 x σ’v obtido na reinterpretação dos ensaios SIC da

vertical V6. ............................................................................................... 76

Figura 30 - Variação do coeficiente de adensamento em função da tensão

efetiva vertical.......................................................................................... 77

Figura 31 - Valores do coeficiente de variação volumétrica mv dos ensaios SIC

da vertical V5 e V6. ................................................................................. 78

Figura 32 - Parâmetros obtidos nos ensaios de adensamento ................................. 80

Figura 33 - Resistência não drenada obtidos nos ensaios de palheta. ..................... 81

Figura 34 - Resistência não drenada obtidos nos ensaios de palheta. ..................... 82

Figura 35 - Esquema da previsão da construção do aterro junto ao terreno

vizinho. .................................................................................................... 84

Figura 36 - Locação das verticais V5A, V5B e V6A de amostragem indeformada

para a campanha de ensaios após a manutenção do aterro por

15 anos. ................................................................................................... 86

Figura 37 - Amostrador Osterberg e tubo Shelby utilizado na retirada das

amostras. ................................................................................................. 87

Figura 38 - Etapas da extração das amostras. .......................................................... 88

Figura 39 - Lacre, identificação e acondicionamento das amostras. ......................... 89

Figura 40 - Localização dos furos. ............................................................................ 90

Figura 41 -Sondagem V5B. ....................................................................................... 92

Figura 42 - Perfil de solo identificado nas amostras. ................................................. 94

Figura 43 - Preparação das amostras. ...................................................................... 95

Figura 44 - Presença de mariscos. ............................................................................ 96

Figura 45 - Cuidados na saturação. .......................................................................... 96

Page 12: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Figura 46 - Elementos no Shelby V6A 1e V5B 1. ...................................................... 97

Figura 47 - Excesso de água..................................................................................... 98

Figura 48 - Trinca e pedaço de bidim encontrados na amostra durante a

moldagem do CRS13-V5B 1. .................................................................. 98

Figura 49 - Curvas granulométricas das amostras da vertical V5B. ........................ 100

Figura 50 - Curvas granulométricas das amostras da vertical V6A. ........................ 100

Figura 51 - Areia e mariscos encontrados no shelby V5B 3. ................................... 101

Figura 52 - Ensaios de caracterização dos shelbies V6A 1 e V5B 2. ...................... 102

Figura 53 - Mariscos encontrados nos shelbies V5B 3 e V6A 2. ............................. 103

Figura 54 - Curvas de compressibilidade obtidas nos ensaios convencionais. ....... 105

Figura 55 - Curvas de coeficiente de variação volumétrica em função da

tensão efetiva. ....................................................................................... 106

Figura 56 - Valores do coeficiente de adensamento cv obtidos nos ensaios SIC. ... 107

Figura 57 - Equipamento para ensaio CRS, Laboratório de Mecânica dos

Solos da UERJ. ..................................................................................... 108

Figura 58 - Célula triaxial acoplada ao equipamento CRS. ..................................... 109

Figura 59 - Saturação do transdutor de poropressão e vedação das roscas do

equipamento. .......................................................................................... 110

Figura 60 - Gráfico de ub/σv variando com a tensão efetiva dos ensaios

realizados com solo indeformado. ......................................................... 112

Figura 61 - Gráfico ub versus tensão vertical total das amostras indeformadas. ..... 113

Figura 62 - Variação do índice de vazios com a tensão vertical efetiva em amostras

indeformadas. ......................................................................................... 114

Figura 63 - Coeficiente de variação volumétrica em função da tensão

efetiva - CRS. ........................................................................................ 116

Figura 64 - Coeficiente de adensamento variando com a tensão efetiva - CRS. .... 117

Figura 65 - Gráfico de ub/σv variando com a tensão efetiva dos ensaios

realizados com solo amolgado. ............................................................. 118

Figura 66 - Variação do índice de vazios com a tensão vertical efetiva em

amostras amolgadas ............................................................................. 119

Figura 67 - Peso específico, índice de vazios, umidade e coeficiente de

adensamento versus profundidade, obtidos nos ensaios da

vertical V5B. .......................................................................................... 120

Page 13: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Figura 68 - Valores de tensão de pré-adensamento, OCR e índices de

compressibilidade Cr, Cs e Cc obtidos nos ensaios da vertical V5B. ..... 121

Figura 69 - Perfil geotécnico esquematizado a partir da abertura dos Shelbies

no laboratório......................................................................................... 123

Figura 70 - Caracterização da camada argilosa antes e após aterro. ..................... 126

Figura 71 - Gráfico comparativo do índice de vazios variando com a

tensão efetiva para ensaios realizados na profundidade de

2,45 m à 2,80 m. .................................................................................... 127

Figura 72 - Gráfico comparativo do índice de vazios variando com a

tensão efetiva para ensaios realizados na profundidade de

2,92 m à 3,27 m. .................................................................................... 129

Figura 73 - Parâmetros de compressibilidade e de adensamento variando

com a profundidade ............................................................................... 130

Page 14: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Classificação das argilas quanto à sensitividade, apud Skempton e

Northey (1952)......................................................................................... 29

Tabela 2 - Sensitividade de alguns depósitos de argila mole do litoral brasileiro

(Ortigão, 1993). ....................................................................................... 30

Tabela 3 - Valores de T* .......................................................................................... 39

Tabela 4 - Influência da qualidade do corpo de prova na previsão de recalques

(Sandroni (2006)). ................................................................................... 49

Tabela 5 - Critérios de qualidade para avaliação dos corpos de prova .................... 52

Tabela 6 - Velocidade para CRS em função do limite de liquidez (ASTM, 1982). .... 59

Tabela 7 - Resultados dos ensaios de caracterização percentual retido na

peneira #200............................................................................................ 73

Tabela 8 - Ensaios de caracterização – Fase de projeto. ........................................ 73

Tabela 9 - Qualidade dos corpos de prova das verticais V5 e V6 antes

da construção do aterro, considerando os critérios propostos

na Tabela 5. ............................................................................................ 76

Tabela 10 - Parâmetros obtidos nos ensaios antes do aterro. .................................. 79

Tabela 11 - Sensitividade das argilas das amostras das verticais V5 e V6 antes da

construção do aterro. ............................................................................... 82

Tabela 12 - Ensaios de adensamento SIC e CRS. ................................................... 93

Tabela 13 - Ensaios de caracterização das amostras das verticais V5B e V6A, e

valores médios na fase de projeto. ........................................................ 104

Tabela 14 - Qualidade dos corpos de prova dos ensaios SIC................................. 105

Tabela 15 - Parâmetros obtidos dos ensaios SIC ................................................... 106

Tabela 16 - Velocidades de deformação utilizadas nos ensaios CRS .................... 111

Tabela 17 - Velocidades de deformação – amostras indeformadas ........................ 111

Tabela 18 - Qualidade dos corpos de prova dos ensaios CRS. .............................. 115

Tabela 19 - Parâmetros obtidos dos ensaios CRS de amostras indeformadas. ..... 116

Tabela 20 - Velocidades de deformação - amostras amolgadas............................ 117

Tabela 21 - Profundidades dos ensaios antes e após a construção do aterro nas

verticais V5 e V5B. ................................................................................ 124

Page 15: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Tabela 22 – Relação entre as profundidades e os ensaios de adensamento nas

verticais V5 e V5B. ................................................................................ 124

Tabela 23 - Parâmetros de compressibilidade – profundidade A. ........................... 128

Tabela 24 - Parâmetros de compressibilidade – profundidade B. ........................... 129

Tabela 25 - Resumo das estimativas de recalque em duas posições ..................... 132

Tabela 26 - Estimativa do recalque total, sem imersão do aterro............................ 142

Tabela 27 - Estimativa do recalque total com imersão do aterro, primeira

iteração .................................................................................................. 142

Tabela 28 - Estimativa do recalque total com imersão do aterro, segunda

iteração .................................................................................................. 143

Tabela 29 - Estimativa do recalque total com imersão do aterro, terceira

iteração .................................................................................................. 143

Tabela 30 - Estimativa do recalque total , sem imersão do aterro........................... 143

Tabela 31 - Estimativa do recalque total com imersão do aterro, primeira

iteração .................................................................................................. 144

Tabela 32 - Estimativa do recalque total com imersão do aterro, segunda

iteração .................................................................................................. 144

Page 16: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

ASTM

CF

Comperj

CRS

CID

CIU

EOP

FAPERJ

American Society for Testing Materials

Clay Fraction

Complexo Petroquímico do Rio de Janeiro

Constant Rate of Strain

Consolidado e drenado

Consolidado e não drenado

End Of Primary

Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado do Rio de

Janeiro

MIT

N.A.

NBR

NGI

OCR

OCRf

OCRsec

Massachusetts Institute of Technology

Nível d’água

Norma Brasileira

Norwegian Geotechnical Institute

Razão de pré-adensamento (Over Consolidation Ratio)

Razão de pré-adensamento final

Razão de pré-adensamento para adensamento secundário

PUC Rio

PVC

P.P.A.

Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro

Cloreto de polivinila

Perda por aquecimento

Page 17: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Reduc

SIC

Refinaria Duque de Caxias

Standart Incremental Consolidation

SICu Ensaio de adensamento com uma face drenante

UERJ

UU

Universidade do Estado do Rio de Janeiro

Não adensado e não drenado

Page 18: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

LISTA DE SÍMBOLOS

av Coeficiente de compressibilidade

Cc Índice de compressão virgem

Cr Índice de recompressão

Cs Índice de expansão

Cα Coeficiente de compressão secundária

cv

CR

D

Coeficiente de adensamento

Razão de compressão virgem

Módulo oedométrico

e

e0

e100

ecampo

Índice de vazios

Índice de vazios inicial

Índice de vazios do fim do primário

Índice de vazios de campo

ef

ep

es

E

Índice de vazios final

Índice de vazios no adensamento primário

Índice de vazios no adensamento secundário

Módulo de deformabilidade

G

H

hat

Hco

Densidade real dos grãos

Altura

Espessura da camada de aterro

Altura do corpo de prova do ensaio SIC

Page 19: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Hcr

Hd

Hd5

H0

H0d

Hs

i

Altura do corpo de prova do ensaio CRS

Altura de drenagem

Altura média de drenagem correspondente a 5% de adensamento

Altura inicial da camada

Altura de drenagem inicial

Altura de sólidos

Gradiente hidráulico

IP Índice de plasticidade

k

K0

Coeficiente de permeabilidade

Coeficiente de empuxo no repouso

LL Limite de liquidez

LP Limite de plasticidade

M Módulo de deformabilidade unidimensional

mv

r

rH

Coeficiente de variação volumétrica

Taxa de deformação específica

Velocidade do ensaio de adensamento

S

St

Grau de Saturação

Sensitividade

Su

Sur

t

t5

Resistência ao cisalhamento não drenada no estado indeformado

Resistência ao.cisalhamento não drenada no estado amolgado

Tempo

Tempo para ocorrência de 5% de adensamento

Page 20: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

t100

tf

tp

Tv

T*

T5*

Tempo referente ao término (100%) do adensamento primário

Tempo final

Tempo correspondente ao final do adensamento primário

Fator tempo

Fator tempo modificado

Fator tempo modificado para 5% de adensamento

u

u0

uam

Poropressão

Poropressão inicial

Poropressão na amostra

ub Poropressão na base

U

Ū

Grau de adensamento

Grau de adensamento médio

v Velocidade de deformação do corpo de prova

vf Velocidade de deformação no final do estágio no tempo 24h

v100 Velocidade de deformação no tempo no final do adensamento primário

w Teor de umidade

w0

wnat

z

β

βd

βu

Teor de umidade inicial

Teor de umidade natural

Variável que indica a distância da fronteira drenante

Velocidade de deformação normalizada

Velocidade de deformação normalizada na face drenada

Velocidade de deformação normalizada na face não drenada

Page 21: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

Δe

Δh

Δu

Δσ

Variação do índice de vazios

Variação da altura

Variação de poropressão

Variação da tensão total

εα

εαf

εv

Deformação axial

Deformação axial na ruptura

Deformação específica vertical

εvo Deformação específica inicial

γ

γa

ρ

ρs

Peso específico

Peso específico da água

Recalque

Recalque secundário

σh

σv

σv1

σv2

Tensão total horizontal

Tensão total vertical

Tensão total vertical no inicio do intervalo

Tensão total vertical no final do intervalo

σ'h

σ'h0

σ'hf

σ'am

Tensão efetiva horizontal

Tensaõ efetiva horizontal inicial

Tensão efetiva horizontal final

Tensão efetiva para amostragem

σ'm0

σ'v

Tensão efetiva média inicial

Tensão efetiva vertical

Page 22: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

σ'v0

σ'vf

σ'vm

σ'vs

Tensão efetiva vertical inicial

Tensão efetiva vertical final

Tensão de pré-adensamento

Tensão efetiva vertical no adensamento secundário

Page 23: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

SUMÁRIO

INTRODUÇÃO ............................................................................................. 23

1 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ........................................................................ 27

1.1 Origem e Formação de Solos Moles ......................................................... 27

1.2 Histórias de Tensões .................................................................................. 27

1.3 Sensitividade de depósitos argilosos moles ........................................... 29

1.4 Recalques em solos ................................................................................... 31

1.4.1 Recalque inicial ou imediato ......................................................................... 33

1.4.2 Recalque primário......................................................................................... 33

1.4.2.1 Efeito da submersão de aterros sobre solos compressíveis ......................... 34

1.4.3 Recalque Secundário ................................................................................... 39

1.5 Coleta e qualidade das amostras .............................................................. 43

1.5.1 Qualidade dos corpos de prova .................................................................... 46

1.6 Ensaios de adensamento em laboratório ................................................. 52

1.6.1 Ensaio de adensamento oedométrico (SIC) ................................................. 53

1.6.2 Ensaio de adensamento com velocidade de deformação constante (CRS) . 54

1.6.2.1 Definição da velocidade de ensaio ............................................................... 58

1.7 Casos históricos de aterros no Rio de Janeiro ........................................ 60

1.7.1 Baixada de Jacarepaguá .............................................................................. 60

1.7.2 Baixada Fluminense ..................................................................................... 63

2 HISTÓRICO LOCAL .................................................................................... 67

2.1 Descrição da obra ....................................................................................... 67

2.2 Investigações geotécnicas realizadas na fase de imp lantação do

empreendimento ......................................................................................... 68

2.2.1 Caracterização antes do aterro .................................................................... 71

2.2.2 Parâmetros de Compressibilidade ................................................................ 74

2.2.2.1 Resistência não drenada .............................................................................. 81

2.3 Projeto do Aterro ........................................................................................ 83

3 PROGRAMA EXPERIMENTAL ................................................................... 85

3.1 Coleta das amostras ................................................................................... 85

3.1.1 Vertical V6 .................................................................................................... 87

3.1.2 Vertical V5 .................................................................................................... 90

Page 24: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

3.2 Preparação dos Corpos de Prova ............................................................. 92

3.3 Caracterização ............................................................................................ 99

3.4 Resultados dos Ensaios Convencionais (SIC) ....................................... 104

3.5 Ensaios CRS ............................................................................................. 107

3.5.1 Definição da velocidade de deformação ..................................................... 108

3.5.2 Problemas nos ensaios .............................................................................. 108

3.5.3 Resultados dos ensaios CRS ..................................................................... 110

3.5.3.1 Ensaios em amostras indeformadas........................................................... 111

3.5.3.2 Amostras Amolgadas .................................................................................. 117

3.6 SIC X CRS – Vertical 05 ............................................................................ 119

4 COMPARAÇÃO ENTRE AS CAMPANHAS DE ENSAIOS ....................... 122

4.1 Perfil Geotécnico ...................................................................................... 122

4.2 Parâmetros Geotécnicos ......................................................................... 124

4.2.1 Caracterização ........................................................................................... 125

4.2.2 Parâmetros de Compressibilidade e adensamento .................................... 126

4.3 Previsão de Recalques ............................................................................. 131

5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS ............. 132

5.1 Conclusões ............................................................................................... 133

5.2 Sugestões para pesquisas futuras ......................................................... 134

REFERÊNCIAS .......................................................................................... 135

APÊNDICE A – CÁLCULO DE RECALQUE .............................................. 142

A.1-Previsão do recalque primário na Vertical V5: ..................................... 142

A.2- Previsão do recalque primário junto à Placa PL2': .............................. 143

Page 25: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

23

INTRODUÇÃO

As áreas litorâneas são aquelas que costumam apresentar uma ocupação

urbana mais intensa. Em particular, na cidade do Rio de Janeiro esta ocupação tem

se estendido principalmente para a Região Oeste da Cidade, onde os depósitos

argilosos, muito moles a moles, de idade geológica recente, são muito superficiais,

podendo chegar a grandes espessuras.

No território brasileiro os exemplos mais significativos destes solos são os

existentes na Baixada Fluminense, na Baixada Santista, na Foz do Guaíba, nos

Alagados de Recife e Salvador, na Baixada de São Luiz, no Maranhão, entre outros.

Na década de 70, foi realizado um amplo programa experimental para estudo

do comportamento das argilas moles na Baixada Fluminense, no Rio de Janeiro.

Dentro deste projeto foram executados dois aterros instrumentados, sendo que um

deles foi levado à ruptura e o outro consistia em várias seções contendo alternativas

de aceleração de recalque. Adicionalmente foi executada uma escavação também

levada à ruptura.

Projetos executados sobre depósitos de argila mole resultam em recalques de

magnitude elevada e, face ao baixo coeficiente de adensamento (cv) deste material,

demandam muito tempo para que se atinja a estabilização das deformações. Além

disso, tais depósitos estão sujeitos à compressão secundária, a qual gera

deformações adicionais. Diante deste quadro, é fundamental conhecer as

características de compressibilidade e adensamento para que se possa prever a

evolução dos recalques ao longo do tempo.

O ensaio mais adotado para determinação dos parâmetros de

compressibilidade e de adensamento de depósitos muito compressíveis é o ensaio

de adensamento oedométrico convencional, também conhecido como ensaio de

adensamento incremental (Standard Incremental Consolidation Test - SIC). Nos

últimos anos, pesquisas têm sido desenvolvidas com o objetivo de difundir o uso do

ensaio de adensamento com velocidade controlada (Constant Rate of Strain Test –

CRS).

Page 26: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

24

O ensaio de adensamento oedométrico convencional é executado em vários

estágios de carga, cada qual com duração de vinte e quatro horas, especificada por

norma, e razão unitária entre o incremento de tensão e a tensão anterior. Sendo

executado em estágios, o ensaio requer um tempo superior a uma semana para

realização das trajetórias de carregamento e descarregamento. Em algumas

situações, é possível reduzir este tempo, determinando a interrupção do estágio no

final do adensamento primário (EOP), já que este instante ocorre, na maioria dos

casos, antes de 24hs.

O ensaio de adensamento com velocidade controlada é feito impondo-se um

acréscimo contínuo de deformação no corpo de prova, permitindo a drenagem no

topo e medindo-se o excesso de poropressão na base. Com essa técnica, a duração

do ensaio é bastante reduzida (cerca de algumas horas) tornando seu uso bastante

atraente. A grande dificuldade associada ao ensaio é estabelecer o valor da

velocidade de deformação que garanta uma distribuição de poropressão, no interior

do corpo de prova, parabólica. Diversos pesquisadores da área de Geotecnia têm

concentrado esforços no estudo de desempenho do ensaio CRS, visando sua

utilização mais ampla na prática da engenharia.

Para esta dissertação foram executados ensaios de adensamento

oedométrico convencional (SIC) e com velocidade controlada (CRS), em amostras

indeformadas extraídas de um depósito argiloso superficial muito mole, de uma obra

situada na Av. Ayrton Senna, cujo aterro foi executado há mais de 15 anos.

Objetivos

A presente dissertação objetiva a comparação do comportamento geotécnico

de um depósito de argila muito mole antes e após a construção de um aterro.

A comparação será estabelecida visando confrontar os parâmetros de

compressibilidade após o período de construção e equalização das poropressões

geradas por ocasião do carregamento do aterro.

Uma vez que a dissipação das poropressões com o tempo resulta no

aumento das tensões efetivas, os resultados encontrados são normalizados em

Page 27: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

25

função da tensão efetiva de forma a compará-los com expressões conhecidas da

literatura técnica.

Como objetivo secundário tem-se a comparação entre os resultados dos

ensaios SIC e CRS numa série de amostras deste depósito, visando melhor avaliar

a influência da velocidade de execução do ensaio CRS nos resultados encontrados.

O objetivo desta dissertação, como explicitado anteriormente, é a comparação

dos resultados dos ensaios realizados antes da construção do aterro com os novos

ensaios realizados no âmbito desta pesquisa, após quinze anos da construção, além

da verificação dos resultados dos diferentes procedimentos adotados.

Descrição dos capítulos

Após esta introdução, apresenta-se no capítulo 1 a revisão bibliográfica.

Neste capítulo serão abordados aspectos relativos à qualidade dos corpos de prova,

à interpretação do ensaio de adensamento convencional, aos critérios usualmente

empregados na seleção da velocidade de execução dos ensaios CRS, bem como

resumidos os resultados mais relevantes das pesquisas desenvolvidas

recentemente no tema.

O capítulo 2 contempla o histórico do local da obra, incluindo a caracterização

do depósito e uma nova interpretação dos ensaios originais, realizados por ocasião

do projeto, em 1997, ou seja, antes da atuação da sobrecarga do aterro. Naquela

ocasião foram realizados ensaios de caracterização, adensamento convencional e

triaxial UU, além de ensaio Vane de campo.

O capítulo 3 detalha o programa experimental elaborado neste trabalho,

constando tanto das atividades de campo como da elaboração dos ensaios no

Laboratório de Mecânica dos Solos da UERJ. Os resultados dos ensaios são

também apresentados neste capítulo.

O capítulo 4 apresenta uma comparação entre os ensaios originais, no

terreno virgem, com os ensaios realizados em 2013, cerca de 15 anos após a

campanha inicial de projeto. Adicionalmente, é apresentada uma reavaliação do

recalque, com base nos resultados originais interpretados nesta dissertação. O

Page 28: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

26

recalque previsto é comparado ao valor correspondente à variação da espessura do

depósito compressível após a permanência do aterro.

O capítulo 5 contém as principais conclusões e propostas para novos estudos

e pesquisas neste assunto.

Após a apresentação dos capítulos principais seguem as Referências e os

Apêndices.

Page 29: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

27

1 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

1.1 Origem e Formação de Solos Moles

Depósitos moles resultam do acúmulo de minerais, de granulometria fina, em

vários tipos de ambientes sedimentares, podendo apresentar certo teor de matéria

orgânica proveniente da decomposição de restos de animais e vegetais. Quando o

teor de matéria orgânica é predominante são denominados de solos orgânicos ou

turfas.

Segundo Sandroni (1980), podem ser reconhecidos diversos ambientes que

influenciam o tipo de depósito a ser formado, tais como os fluviais (leitos de rios

abandonados), deltaicos-fluviais (rios ou lagos, local de águas calmas) e costeiros

(influência da flutuação da maré). Os sedimentos que constituem estes depósitos

moles são de origem geológica recente correspondente ao período holoceno.

Os grãos minerais que constituem de forma predominante estes depósitos

estão relacionados à forma e ao meio de deposição. No Brasil o mineral argílico

mais freqüente é a caulinita, sendo também possível a presença de ilita, haloisita,

montmorilonita e clorita. A composição mineralógica define as características das

partículas de argila, tais como dimensão, forma e superfície. A fração de argila

influencia no comportamento do solo quanto à plasticidade, potencial de expansão e

compressibilidade. As argilas moles brasileiras apresentam geralmente processos

semelhantes de deposição em regiões costeiras, como os depósitos de Sarapuí na

Baixada Fluminense, da Baixada Santista e de Pernambuco.

1.2 Histórias de Tensões

Os solos muito compressíveis, em sua maioria de natureza argilosa, de

origem sedimentar marinha, se formam nas bacias sedimentares, zonas de

topografia baixa, comumente chamadas de baixadas. Assim sendo, se a superfície

do terreno for horizontal e não houver variação horizontal na natureza do subsolo, os

estados de tensões são simples e recebem o nome de tensões geostáticas. Nestes

casos, devido à simetria em relação à vertical, não há deformações horizontais

Page 30: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

28

durante o processo de sedimentação e a compressão imposta ao maciço por seu

peso próprio é unidimensional (vertical). Nos estados geostáticos os planos

horizontais e verticais são planos principais.

Nos maciços sob tensões geostáticas e deformações horizontais nulas, é

possível estimar o valor das tensões efetivas horizontais (σ’h), a partir do coeficiente

de empuxo no repouso ( K0 ) e da tensão efetiva vertical (σ’v), já que:

�� = σ′� σ′� (1)

O comportamento de um solo está ligado diretamente à sua história de

tensões. Isto significa que um solo é capaz de armazenar, na “memória”, as tensões

efetivas às quais tenha sido submetido anteriormente. Diz-se que um solo está

normalmente adensado se a tensão vertical efetiva nele atuante for a maior tensão

vertical efetiva que o solo já foi submetido durante toda a sua história. Caso, no

passado, o solo já tenha sido submetido a uma tensão efetiva vertical superior ao

valor atual, diz-se que o solo está sobreadensado ou pré-adensado. Isto posto,

define-se por razão de sobreadensamento (ou pré-adensamento) de um solo, e

denota-se por OCR (do inglês overconsolidation ratio) a relação:

�� = σ′�σ′� (2)

Sendo: σ’vm = maior tensão vertical efetiva a que o solo foi submetido em toda

a sua história, chamada de tensão de sobreadensamento ou pré-adensamento e σ’v =

tensão vertical efetiva atuante no presente.

Ladd (1973) ressalta que o sobreadensamento pode ser provocado por

diversas razões tais como: remoção de sobrecarga, demolição de estruturas antigas

e glaciação, variação da poropressão causada por variação na cota do nível d’água,

bombeamento profundo, ressecamento por evaporação ou devido à vegetação. Há

também um efeito de sobreadensamento, em que amostras de solo apresentam-se

como sobreadensadas sem terem sido submetidas a tensões verticais efetivas

maiores que a atual. Isto ocorre, por exemplo, em razão de adensamento

Page 31: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

29

secundário. Nestes casos σ'vm, é dita tensão de quasi-sobreadensamento, conforme

Leonards e Altschaeffl (1964), citado por Martins (2011).

1.3 Sensitividade de depósitos argilosos moles

A resistência das argilas depende, entre outros fatores, do arranjo dos grãos e

do índice de vazios. Quando certas argilas são submetidas a alguma perturbação, a

resistência diminui, ainda que o índice de vazios seja mantido constante (Rutledge.

1944).

A relação entre a resistência no estado natural ou indeformado (Su) e a

resistência no estado amolgado (Sur) foi definida por Skempton (1953) como

sensitividade da argila (St):

(3)

A Tabela 1 apresenta a classificação das argilas de acordo com os valores de

sensitividade.

Tabela 1- Classificação das argilas quanto à sensitividade, apud Skempton e

Northey (1952).

Sensitividade Classificação

2 a 4 Baixa

4 a 8 Média

8 a 16 Alta

> 16 Muito Alta

A sensitividade pode ser atribuída ao arranjo estrutural das partículas,

estabelecido durante o processo de sedimentação. Este arranjo pode evoluir ao

longo do tempo pela inter-relação química das partículas ou pela remoção de sais

existentes na água dos poros por lixiviação (percolação de água com diferente

composição química).

Segundo Terzaghi (1943), a camada de água adsorvida possui alta

viscosidade próximo à superfície das partículas e é responsável pela forte coesão

nos pontos de contato entre os grãos minerais. Se a argila sofre alguma

ur

ut S

SS =

Page 32: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

30

perturbação, há o rompimento desses contatos e, com isso, a água preenche esses

espaços ocasionando queda de resistência.

A sensitividade é uma característica de grande importância, pois indica se a

argila pode sofrer uma redução considerável de resistência com a evolução do

cisalhamento. Os solos argilosos moles das baixadas litorâneas brasileiras possuem

usualmente St = 3 a 6 como mostra a Tabela 2, apresentada por Ortigão (1993),

podendo, na maioria dos casos, ser classificada como medianamente sensitiva.

Esses solos apresentam resistência tão baixa que só podem suportar aterros com

altura máxima de cerca de 1,5 m.

Algumas argilas moles da Escandinávia e do Canadá apresentam

sensitividade extremamente elevada, superior a 20. Estes materiais perdem

totalmente a resistência quando amolgados, passando a ter comportamento de

líquidos viscosos.

Tabela 2- Sensitividade de alguns depósitos de argila mole do litoral brasileiro

(Ortigão, 1993).

Local Faixa de Variação Valor Médio Santa Cruz, RJ (zona litorânea) _ 3,4 Santa Cruz, RJ (off-shore) 1 – 5 3,0 Rio de Janeiro, RJ 2 – 8 4,4 Sepetiba, RJ _ 4,0 Cubatão, SP 4 – 8 6,0 Florianópolis, SC 1 – 7 3,0 Aracaju, SE 2 – 8 5,0

A dificuldade de realização de estudos experimentais em argilas sensitivas está

relacionada aos efeitos de amolgamento ocasionados pela amostragem. Quanto

mais sensitiva for a amostra, mais acentuados são esses efeitos. Em argilas muito

sensitivas, o amolgamento provocado pelas operações de retirada das amostras

indeformadas pode causar danos importantes à estrutura.

A sensitividade pode ser determinada através de ensaios de compressão

simples ou ensaios não drenados, realizados no laboratório (triaxial UU) em

amostras indeformadas e amolgadas ou no campo, através de ensaios de palheta.

No caso de solos extremamente sensíveis, onde o material remoldado torna-se

Page 33: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

31

fluido, impossibilitando a moldagem dos corpos de prova, recomenda-se que a

sensitividade seja determinada através de ensaios de palheta.

1.4 Recalques em solos

Na prática os deslocamentos verticais também chamados de recalques (ρ)

observados no campo podem ser subdivididos em três parcelas: inicial, primário e

secundário, conforme mostrado na Figura 1.

Figura 1 – Evolução dos recalques com tempo.

Os recalques iniciais ocorrem imediatamente após a aplicação da carga e são

denominados não-drenados pelo fato das deformações ocorrerem sem a expulsão

de água; isto é, sem variação de volume.

O recalque primário ou recalque de adensamento ocorre durante o processo

de transferência de tensões entre a água e o arcabouço sólido, associado ao

desenvolvimento de fluxo transiente. Nesta fase, as variações de tensão total

devidas ao carregamento oedométrico e hidrostático, são instantaneamente

absorvidas pela água e, com o tempo, vão sendo transmitidas para o arcabouço

sólido, causando uma variação no valor das tensões efetivas.

Page 34: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

32

As parcelas de recalque inicial e de adensamento são bem compreendidas

quando se observa o modelo hidro-mecânico, mostrado na Figura 2. O recalque

inicial se dá pela possibilidade de haver deformação horizontal e o de adensamento

só ocorre quando a água é expulsa do modelo.

Figura 2- Analogia hidromecânica para condição de deformação lateral (a) Recalque

Imediato ou não drenado; (b) Inicio do Recalque de Adensamento; (c) Após

Dissipação dos Excessos de Poro pressão.

Em solo saturado, quando a largura do carregamento é muito grande, se

comparada à espessura da camada (carregamentos infinitos), o recalque inicial pode

ser desprezado já que a deformação horizontal é nula sob a área carregada.

Em geral, as parcelas de recalque inicial e de adensamento ocorrem

simultaneamente, preponderando em determinadas condições uma ou outra. É

interessante ressaltar que em ambos os casos os recalques estão associados a

variações nas tensões efetivas, fisicamente observada pela deformação da mola

(Figura 2). No primeiro caso, a tensão efetiva varia em função da existência de

deformações laterais; já no segundo caso, os excessos de poropressão são

transferidos para tensão efetiva durante o processo de escape de água.

O recalque secundário ou adensamento secundário, também chamado de

fluência (‘creep”) está associado a deformações observadas após o final do

processo de adensamento primário, quando as tensões efetivas verticais já se

estabilizaram. Isto é, ao contrário das parcelas de recalque imediato e de

adensamento, a consolidação secundária ocorre para tensões efetivas verticais

constantes.

Page 35: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

33

A compressão secundária acontece simultaneamente com a compressão

primária (Taylor, 1942; Leroueil, 1994; Martins et al, 1997). Várias teorias foram

publicadas acoplando as compressões primária e secundária, destacando-se a de

Taylor e Merchant (1940). Quando a compressão primária ocorre rapidamente (por

exemplo: casos com drenos verticais aceleradores), a compressão secundária se

desenvolve, em grande parte, após o fim da primária. Caso contrário, como em

camadas espessas e sem drenos, ambas ocorrem em paralelo e, segundo Taylor

(1942), a curva recalque tempo segue a teoria de Terzaghi, porém com coeficiente

de adensamento menor (cv*), dado por r.cv, sendo r a relação entre o recalque

secundário final e o recalque total (primário + secundário), (Sandroni, 2006a).

1.4.1 Recalque inicial ou imediato

Os recalques imediatos ou não drenados podem ser calculados pelo

somatório das deformações verticais causadas pelas variações de tensão {Δσ}

geradas pelo carregamento. No caso de um corpo elástico, com um carregamento

aplicado na superfície, o recalque pode ser calculado pela integração direta das

deformações verticais; isto é:

� = ∫� ε� dz (4)

1.4.2 Recalque primário

O cálculo de recalques gerados pelo adensamento primário pode ser definido

em função do índice de vazios, através da seguinte expressão:

� = H�( 1 + �� ) ∆� (5)

Na expressão anterior Δe é a variação do índice de vazios, sendo e0 e H0 o

índice de vazios e espessura inicial da camada. A parcela Ho/(1+ e0) corresponde à

altura de sólidos (Hs).

Page 36: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

34

O cálculo dos recalques depende da faixa de tensões efetivas associadas ao

projeto, ou melhor, da história de tensões do depósito ou razão de pré-

adensamento, como mostra a Figura 3 para um solo normalmente adensado.

Figura 3 – Gráfico e x log σ’v de um solo normalmente adensado.

A teoria de adensamento unidimensional se aplica para situações em que as

deformações horizontais são nulas e, consequentemente, a geração de poro-

pressão inicial é constante ao longo da profundidade e igual à tensão vertical

aplicada; isto é Δuo=Δσz. Na prática, deformações horizontais nulas ocorrem em

situações em que a espessura da camada é muito pequena ou em situações em que

a relação entre a espessura da camada e a largura do carregamento é muito

pequena.

1.4.2.1 Efeito da submersão de aterros sobre solos compressíveis

Martins e Abreu (2002) apresentam uma solução aproximada para o

adensamento unidimensional com grandes deformações e submersão de aterros.

Os autores ressaltam que quando ocorrem grandes deformações, a distância de

drenagem diminui consideravelmente com o tempo, fazendo com que o

adensamento ocorra mais rapidamente do que o previsto pela teoria clássica. Na

mesma publicação os autores destacam também a influência da submersão.

Page 37: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

35

Em relação à submersão, situação em que o erro é maior, destaca-se que, na

maioria dos casos da prática, a camada de solo compressível encontra-se saturada.

Assim sendo, quando a magnitude dos recalques é elevada, a região da base do

aterro vai se tornando saturada e, com isso, a tensões transmitidas pelo aterro vão

se atenuando devido ao empuxo da água. A experiência tem mostrado a importância

de se computar a redução do valor do carregamento a fim de se melhorar a previsão

de recalques.

Nesta abordagem, o acréscimo de tensão a tempo infinito é expresso por:

∆σ = ( ℎ�� − �)� + ���� � (6)

onde: ∆σ = acréscimo de tensão; hat = altura do aterro; �= recalque a tempo infinito;

γ = peso específico úmido e γsub = peso específico submerso do solo do aterro.

Como não se sabe, a priori, a espessura do aterro que ficará abaixo do NA, o

cálculo é feito de forma iterativa; isto é: i) calcula-se o recalque sem considerar a

imersão do aterro; ii) a partir do valor calculado, recalcula-se o novo acréscimo de

tensão afetado pela existência de um trecho submerso e, posteriormente, o novo

recalque. Os cálculos devem ser refeitos até a convergência, ou seja, até que o

recalque da iteração atual coincida com o recalque da iteração anterior. Segundo

Almeida & Marques (2010), a diferença entre recalques com e sem submersão

aumenta com a espessura da camada de argila adensada.

Uma vez determinada a magnitude do recalque por adensamento com

consideração de submersão, deve-se prever como este se dará com o tempo.

Martins e Abreu (2002) destacam que para o tempo inicial, a curva de adensamento

tende a coincidir com a curva sem consideração de submersão, como mostra a

Figura 4. Com o tempo, a evolução do recalque tende à curva com consideração de

submersão. Assim sendo, uma boa estimativa do adensamento, com consideração

da submersão, ao longo do tempo, pode ser obtida traçando-se curva intermediária

interpolada.

Page 38: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

36

Figura 4- Evolução dos recalques com o tempo com consideração de submersão e

grandes deformações, Martins e Abreu (2002).

O afastamento da curva interpolada em relação à curva sem consideração de

submersão é diretamente proporcional ao percentual de adensamento ocorrido até

aquele instante. Por exemplo, para um percentual de adensamento de 70%, a curva

interpolada distará 70% da distância entre a curva sem submersão e com

submersão da curva sem submersão.

Martins e Abreu (2002) propuseram uma solução aproximada para o cálculo

do recalque considerando grandes deformações, Os autores expressam o recalque

decorrente de um carregamento Δσ, em termos de porcentagem da espessura inicial

H0 da camada mole (Figura 5), como:

ov H.ερ = (7)

onde: εv é a deformação específica vertical associada a um carregamento Δσ, a

tempo infinito.

Page 39: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

37

Ressalta-se que o valor do recalque ρ é determinado pela curva experimental

εv vs σ’v de laboratório.

Pela teoria clássica de adensamento de Terzaghi, a previsão do recalque

para um dado tempo t é feita a partir do fator tempo T, definido por:

2

.

d

v

H

tcT = (8)

Na expressão acima cv é o coeficiente de adensamento vertical e Hd é a altura

de drenagem.

Figura 5 - Adensamento unidimensional de uma camada de solo mole sob o

incremento de tensão vertical total Δσ.

A partir do fator tempo T determina-se a porcentagem de adensamento

associada U que permite a obtenção do recalque em um tempo t, ou seja, um ponto

da curva recalque vs tempo.

Levando-se em consideração que, para um determinado valor de U , o tempo

de adensamento é diretamente proporcional ao quadrado da distância de drenagem,

Martins e Abreu (2002) ressaltam que é de se esperar que com a ocorrência de

grandes deformações, os tempos de adensamento sejam inferiores aos previstos

pela teoria clássica, mantendo-se o valor de cv constante. Na teoria clássica não se

considera a diminuição da distância de drenagem que ocorre com a evolução do

adensamento. Assim, espera-se que os erros cometidos na previsão dos recalques

Page 40: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

38

com o tempo pelo uso da teoria clássica sejam tão maiores quanto maiores forem as

deformações (Martins e Abreu, 2002).

Em vista disso, Martins e Abreu (2002) propõem uma abordagem baseada na

suposição de que o recalque a tempo infinito seja expresso por εv.Ho. Por exemplo, a

distância média corrigida de drenagem correspondente à ocorrência de 5% de

adensamento pode ser estimada pela expressão:

odvod5d H..2

05,0HH ε−=

(9)

Onde: Hod = espessura de drenagem inicial da camada (supondo 2 faces

drenantes).

Assim, o tempo necessário para a ocorrência de 5% de adensamento pode

ser calculado por:

v

2odvod5

5 c

)H..025,0H.(Tt

ε−= ! (10)

Sendo: t5 o tempo aproximado para a ocorrência de 5% de adensamento e T5

o fator tempo da teoria clássica associado a U =5%.

Os autores propõem um fator tempo modificado T5*, tal que:

2v52

od

5v*5 ).025,01.(T

H

t.cT ε−== !

(11)

A partir desta abordagem, os autores construíram uma tabela com valores de

fator tempo modificados T*, Tabela 3, a partir de um processo incremental que leva

em consideração o efeito da diminuição da distância de drenagem.

Page 41: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

39

Tabela 3 - Valores de T*

1.4.3 Recalque Secundário

Segundo Buisman (1936), o recalque secundário independe da variação de

tensões efetivas, sendo função exclusiva do intervalo de tempo. A expressão para

cálculo da parcela do recalque secundário é:

�" � H0�1 ��0��$%&'()(*

(12)

onde eo e Ho são, respectivamente, o índice de vazios e espessura da camada

iniciais, Cα o coeficiente de compressão secundária, tf o tempo final e tp o tempo

correspondente ao final do adensamento primário. Em geral tf corresponde ao tempo

associado à vida útil da obra.

Em alguns tipos de solos, a compressão secundária tem menor importância

porque a sua magnitude é inferior a das demais parcelas de recalque, sendo por

Page 42: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

40

esta razão desconsiderada na maioria das análises. Em argilas muito plásticas e

solos orgânicos o recalque secundário é significativo e deve ser incorporado no

projeto.

Martins (2005) observou que os ensaios de adensamento convencionais não

se prestam para estimativas confiáveis de recalques por compressão secundária e,

por esse motivo, recomenda a expressão abaixo, para carregamentos que

ultrapassem a tensão de pré-adensamento.

ε,- = [ Cc(1 + e)]. [1 − N]. logOCR:

(13)

onde, εαf = deformação específica secundária final, N = Cr/Cc (para fins práticos,

pode ser considerado igual a 1/8) e OCRf = 1,5 (sugerido por Martins, 2005).

Adicionalmente, Sandroni (2006) recomenda para a faixa de valores típicos de

compressibilidade virgem dos solos muito moles da Baixada Fluminense o uso da

relação abaixo. Com isso, a compressão secundária final corresponde a cerca de

5% a 8,5% da espessura da camada.

Cc/(1+e) = 0,35 a 0,56

(14)

Já Lacerda e Martins (1985) propuseram uma teoria na qual na compressão

secundária a tensão efetiva vertical permanece constante, mas a tensão efetiva

horizontal varia, tendendo a se igualar com a vertical; isto é, fazendo com que K0

tenda a 1. A partir desta premissa, os efeitos da compressão secundária teriam uma

duração limitada, a qual estaria associada a uma trajetória iniciada na curva de

adensamento primário e finalizada na curva paralela à linha de compressão virgem,

como mostra a Figura 6. Segundo os autores, dependendo do estado de tensões, a

compressão secundária pode gerar redução ou aumento de volume. No caso dos

pontos A e B (Figura 6), localizados à direita do ponto de interseção entre curvas

(ponto C), haveria compressão secundária, enquanto que no trecho dos pontos D e

E, associados a argilas muito pré-adensadas (K0 > 1), haveria expansão secundária

e, consequentemente, uma redução da tensão efetiva horizontal, ao invés de

aumento. O ponto C, por estar na curva de K0 igual a 1, não comprimiria nem

expandiria, e o solo se comportaria como fluido viscoso.

Page 43: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

41

Figura 6- Relações e x σ′v considerando compressão e expansão secundárias.

Carneiro et al (2012) resumiram o cálculo do recalque secundário, proposto por

Lacerda e Martins (1985). Inicialmente, Lacerda e Martins (1985) definiram o termo

OCRsec (Figura 7), como a razão de pré-adensamento para fins de cálculo do

adensamento secundário em relação à linha do adensamento primário Equação

(15).

vf

vssec

σ'

σ'OCR = (15)

A variação do índice de vazios correspondente ao recalque secundário (Figura 7)

é calculada subtraindo as variações nos trechos CE e ED (∆eCE-∆eED). Com isso,

tem-se:

( )

+=

f

secrc

0

0s OCR

OCRlog CC

e1

(16)

onde OCRf é a razão de adensamento final, dada por

vf

vmfσ'

σ'OCR = (17)

Page 44: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

42

Figura 7-. Modelo para estimativa do recalque total

Caso a tensão final se encontre na curva de compressão virgem, OCRf é

igual a 1 e a Equação (16) passa a ser:

( ) ( )secrc0

0s OCRlog CC

e1

Hρ −

+= (18)

A porcentagem de adensamento (U) proposta na teoria do adensamento de

Terzaghi e Fröhlich permite estimar a curva carga x recalque, considerando-se

exclusivamente a magnitude do recalque primário. Para o recalque secundário, este

é considerado como iniciando-se ao final do primário e sua evolução no tempo é

estimada assumindo-se uma relação constante entre a variação do índice de vazios

e do logaritmo do tempo (Figura 8). No entanto, é razoável supor que, na prática, ao

contrário da teoria de Terzaghi, o recalque secundário ocorre simultaneamente ao

adensamento primário.

Page 45: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

43

Figura 8- Gráfico recalque vs tempo.

Por outro lado, a teoria de Taylor e Merchant (1940) é capaz de descrever a

evolução dos recalques, já considerando o recalque secundário ocorrendo

simultaneamente com o primário. A teoria gera uma equação diferencial mais

complexa que a de Terzaghi. Maiores detalhes podem ser encontrados em Carneiro

et al (2012).

1.5 Coleta e qualidade das amostras

De um modo geral as amostras classificam-se em não representativas,

representativas e indeformadas. As amostras não representativas ocorrem quando,

devido ao processo de extração, removem-se alguns constituintes do solo. Quando

o arranjo dos grãos é perturbada pelo processo de extração, porém são

conservados os constituintes minerais do solo “in situ” , a massa específica

aparente, e se possível, a umidade natural, as amostras são chamadas

representativas, deformadas ou amolgadas. Nesta categoria estão as colhidas à

trado e as amostras do barrilete das sondagens à percussão. As amostras

indeformadas são aquelas que conservam o arranjo dos grãos, além das

características de massa específica aparente e umidade natural do solo “in situ”.

As coletas indeformadas são fundamentais para determinação das

propriedades geotécnicas dos solos e, portanto, merecem cuidados especiais

como: manipulação cuidadosa evitando-se impactos e vibrações; lacragem da

Page 46: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

44

amostra com filme de PVC, papel laminado e pano impermeabilizado com parafina,

evitando exposição ao sol; conservação em câmara úmida e armazenamento por

período curto.

Os processos para extração de amostras indeformadas dependem da

profundidade em que se encontra o solo a investigar. Quando próximas à

superfície utilizam-se amostradores em que o processo de avanço é por

aparamento ou escavações. Para se atingir as profundidades desejadas, os

métodos de perfuração são os mesmos das sondagens de reconhecimento. A

diferença essencial está no tipo de amostrador utilizado.

O amostrador de parede fina mais utilizado, o tipo Shelby, é composto por

um tubo de latão ou de aço inoxidável de espessura reduzida, ligado a um

cabeçote com válvula de esfera que permite escapamento de ar e água à medida

que há penetração da amostra. O amostrador é introduzido por pressão estática e

constante no solo. Outro amostrador de parede fina, particularmente indicado para

argilas orgânicas moles, siltes argilosos e areias, é o denominado Osterberg. Este

amostrador é composto por um tubo externo e outro interno. O tubo interno, de

parede fina, é cravado no solo sob pressão hidráulica.

Dependendo da profundidade de amostragem, pode-se realizar avanço do

furo, com todos os cuidados necessários para evitar a perturbação do solo a ser

amostrado. O uso de revestimento pode ser dispensado quando houver a

estabilização do furo com uso de água ou lama tixotrópica (NBR 9820/1997).

Antes da operação de amostragem, o furo deve ser cuidadosamente limpo,

removendo-se todos os detritos da perfuração, solos amolgados e partículas

graúdas de solo. A limpeza de perfuração pode ser feita por circulação de água,

lama ou processos mecânicos, através de bomba-balde ou limpadeiras. Após a

cravação, o amostrador deve ser mantido em posição, por no mínimo 10 minutos,

durante os quais o peso da composição não deve atuar sobre o amostrador, com o

tubo interno completamente preenchido pela amostra.

A amostra deve ser lacrada imediatamente após a retirada do amostrador do

furo, e as operações seguintes realizadas em local abrigado da ação direta dos

raios solares, mantendo-se sempre o tubo na posição vertical. O material utilizado

Page 47: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

45

no lacre deve ser parafina ou mistura de parafina e cera microcristalina. Após o

endurecimento da parafina colocada na extremidade em bisel do tubo, este é

invertido para as operações de lacre da outra extremidade (NBR 9820/1997). Logo

após lacrada, a amostra deve ser perfeitamente identificada e acondicionada em

caixa de dimensão para no máximo quatro amostras, com a extremidade biselada

voltada para baixo e com a base preenchida com serragem úmida, aparas de

madeira, esponjas, espuma de borracha ou flocos de isopor, para o transporte até

o laboratório. O armazenamento deve ser feito em compartimento onde a umidade

e a temperatura sejam mantidas constantes e não ultrapasse a 30ºC, com o tubo

mantido sempre na vertical e com bico voltado para baixo.

Os procedimentos adotados na extração das amostras para moldagem dos

corpos de prova podem causar um severo amolgamento devido à interação

desenvolvida entre a amostra e a parede do tubo amostrador. Ladd e DeGroot

(2003) fizeram uma série de recomendações para se proceder tal extração no

laboratório. Estes procedimentos com algumas adaptações feitas por Teixeira,

Sayão, & Sandroni (2012) podem ser descritos nas seguintes etapas:

1) Com o tubo apoiado em um suporte horizontal, cortar a parede do

mesmo com o auxílio de uma serra fina. No que se refere à facilidade

de corte, qualidade que se traduz no menor risco de amolgamento dos

solos, os amostradores de latão são preferidos aos de aço.

2) Deixar um pequeno segmento da parede até que, com o auxílio de uma

corda de violão, a amostra de solo seja cortada.

3) Depois de cortar o restante do tubo, levar a seção cilíndrica contendo

parte da amostra a ser ensaiada (sub-amostra) para uma mesa, onde,

com o auxílio de uma corda de violão, se realiza a separação entre

tubo e amostra. Diversos giros devem ser dados com a corda de violão

ao longo da interface entre o solo e a parede interna do tubo

amostrador, em torno de 06 revoluções completas.

4) Extrair a amostra do tubo amostrador utilizando um suporte de

diâmetro pouco inferior ao do tubo, cravando o anel antes de extrudar a

amostra para evitar desconfinamento.

Page 48: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

46

A altura da sub-amostra deve ser determinada pela soma da altura do corpo

de prova a ser moldado e de duas sobras, que são deixadas nas partes inferior e

superior do mesmo. Ressalta-se que as alturas das sobras devem ser tanto

maiores quanto maiores forem as incertezas com relação ao tipo de solo,

decorrentes da variabilidade do depósito, ou da presença de intrusões, tais como:

conchas, veios de areia ou raízes, (Teixeira, Sayão, & Sandroni, 2012).

1.5.1 Qualidade dos corpos de prova

A confiabilidade na determinação dos parâmetros geotécnicos depende

diretamente da qualidade dos corpos de prova. Antes da execução do ensaio, a

amostra é extraída, levada para o laboratório e o corpo de prova é preparado para o

ensaio. Estas operações geram variações no estado de tensões efetivas no

processo de amostragem, conforme visto na

Figura 9 que mostra o efeito da amostragem.

No campo o solo encontra-se sob tensão geostática. Com a extração da

amostra, há um descarregamento e as tensões normais aplicadas na amostra são

nulas. Como a drenagem é impedida, ocorre uma redução da poropressão que

passa a ser negativa. A

Figura 9 procura identificar as variações nas tensões no solo decorrente do

processo de amostragem (Ladd & Lambe, 1963).

Tensao Efetiva horizontal (σ’h)

B

Ten

sao

Efe

tiva

vert

ical

(σ’v)

ko

k=1

kf

C

A

EF

DG

AB = perfuração BC = cravação do amostrador CD = extração do amostrador DE = equalização das poropressões EF = moldagem do corpo de prova FG = aplicação da tensão confinante AP = amostragem perfeita

P

Page 49: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

47

Figura 9- Efeito da amostragem adaptado de Ladd e Lambe (1963).

Caso o processo de amostragem não causasse nenhuma perturbação na

amostra, seria possível estimar o valor da tensão efetiva correspondente à condição

de amostragem perfeita. Antes da extração da amostra a tensão efetiva média é:

( )3

21

3

2 ovhvmo

k+′=

′+′=′ σσσσ (19)

Com a amostragem, há alívio de tensões e o estado de tensões totais cai

para zero. Com isso:

)(1 oovovovfv u+′−=−=−=∆ σσσσσ (20)

e

)(3 oohohohhf u+′−=−=−=∆ σσσσσ (21)

Estimando a variação da poropressão segundo a equação de Skempton e

considerando B=1 para solo saturado, chega-se a:

( ) ( ) ( )[ ]{ } ( ) [ ]{ }hovoohoohoovooho AuuuAuu σσσσσσ ′−′++′−=+′−+′++′−=∆ (22)

e

[ ]{ }hovohooam Auuu σσσ ′−′+′−=+∆= (23)

Com isso, a tensão efetiva para amostragem perfeita seria isotrópica e igual a

[ ]{ }hovohoam A σσσσ ′−′+′=′ (24)

ou

[ ]{ } 1kparak1Ak ovoooam <σ′−+=σ′ KK (25)

[ ]{ } 11 >′−−=′ ovoooam kparakAk KKσσ (26)

Entretanto, observa-se experimentalmente que a tensão efetiva após a

amostragem não apresenta os valores teoricamente esperados.

Com base em resultados de ensaios de adensamento em corpos de prova de

boa e má qualidade (Figura 10), Coutinho et al. (1998) ressaltaram que as principais

diferenças podem ser identificadas a partir dos seguintes aspectos:

Page 50: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

48

a. Diminuição do índice de vazios (ou aumento da deformação) para um

valor de tensão de adensamento;

b. Dificuldade na definição do ponto de menor curvatura para a

determinação da tensão vertical de pré-adensamento (σ´vm);

c. Redução do valor de σ´vm pelo método de Casagrande;

d. Aumento da compressibilidade na região de recompressão e redução

na região de compressão virgem.

e. Retificação do trecho de compressão virgem, que, em corpos de prova

de boa qualidade apresentam forma curvilínea.

Figura 10 – Curvas e x log σ´ para corpos de prova de Boa e Má Qualidade

(Coutinho et al., 1998).

Os efeitos da amostragem são particularmente importantes em argilas moles,

pois corpos de prova de má qualidade podem resultar em superestimativas de

recalques estimados. Sandroni (2006b) exemplificou esta questão comparando

previsões de recalque em corpos de prova de solo muito orgânico (umidade por

volta de 250%) da Barra da Tijuca, considerando corpo de provas de boa e má

qualidade, cujas curvas de compressibilidade estão mostradas na Figura 11. Os

recalques estimados resultaram em diferenças significativas. Supondo a camada de

solo muito mole, uniforme e com 8 m de espessura, Sandroni (2006a) calculou os

recalques para aterros com 0,8 m, 2,5 m e 5,0 m de espessura, e observou

Page 51: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

49

diferenças elevadas como mostra a Tabela 4. Em seu trabalho, o autor ressalta a

influência de uma corpo de prova de má qualidade nos custos associados à

execução de aterros em que a cota final a ser atingida é pré-estabelecida.

Figura 11 – Curvas tensão vertical versus deformação axial, Sandroni (2006a)

Tabela 4 – Influência da qualidade do corpo de prova na previsão de recalques

(Sandroni (2006)).

Page 52: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

50

Figura 12 - Curvas de compressão εv x σ`v, Andrade (2009).

Ensaios realizados por Andrade (2009) confirmaram as observações de

Coutinho et al. (1998) Adicionalmente o autor verificou (Figura 13) o efeito típico do

amolgamento sobre a relação coeficiente de adensamento vertical (cv) x tensão

vertical efetiva (escala log).

Figura 13 - Curvas cv x σ`v, Andrade (2009).

Page 53: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

51

O amolgamento torna horizontal o gráfico da referida relação. Além disso,

para uma mesma tensão efetiva o coeficiente de adensamento da amostra

amolgada é sempre menor do que o valor obtido para um corpo de prova

indeformado, como já comentado anteriormente. Observou ainda, a partir das Figura

13 e 10 que, à medida que a tensão vertical efetiva vai aumentando, as curvas de

compressão e de coeficiente de adensamento vertical x tensão vertical efetiva (log)

do corpo de prova amolgado se aproximam das curvas do corpo de prova

indeformado. Isso se deve ao fato de que, à medida que a tensão vertical efetiva

aumenta, a estrutura da amostra indeformada vai sendo destruída, aproximando-se

da amostra amolgada.

Baseados nas informações obtidas em diversos corpos de prova, Lunne et al.

(1997) propuseram um critério de avaliação do grau de amolgamento, com base na

diferença entre o índice de vazios inicial do corpo de prova e o índice de vazios

correspondente ao nível de tensão efetiva vertical de campo. Os autores classificam

a corpo de prova como: excelente a muito boa; boa a aceitável; ruim; e muito ruim

(ver Tabela 5).

Considerando a proposta de Lunne et al. (1997) muito rigorosa para as argilas

plásticas brasileiras, Coutinho (1998, 2007), Oliveira (2002), Sandroni (2006b) e

Andrade (2009) sugeriram modificações nos valores limites das faixas de variação

de qualidade das amostras. Tais modificações estão também apresentadas na

Tabela 5.

Page 54: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

52

Tabela 5 – Critérios de qualidade para avaliação dos corpos de prova

Razão de pré-

adensamento

(OCR)

∆e/e0 Lunne et al. (1997).

Excelente a Muito Boa Boa a Aceitável Ruim Muito Ruim

1 – 2 <0,04 0,04 - 0,07 0,07 - 0,14 >0,14

2 – 4 <0,03 0,03 - 0,05 0,05 - 0,10 >0,10

Razão de pré-

adensamento

(OCR)

∆e/e0 Coutinho et al (1998). Excelente

a Muito

Boa

Boa Regular Regular/Ruim Ruim

Muito

Ruim

1 – 2 <0,04 0,04 - 0,055 0,055 - 0,07 0,07-0,10 0,10-0,14 >0,14

Razão de pré-

adensamento

(OCR)

∆e/e0 Oliveira (2002), Coutinho (2007).

Muito Boa a Regular Boa a Regular Ruim Muito Ruim

1 – 2 <0,05 0,05 - 0,08 0,08 - 0,14 >0,14

Razão de pré-

adensamento

(OCR)

∆e/e0 Sandroni (2006b).

Excelente a Muito Boa Boa a Aceitável Ruim Muito Ruim

< 2 <0,03 0,03 - 0,05 0,05 - 0,10 >0,10

Razão de pré-

adensamento

(OCR)

∆e/e0 Andrade (2009). Excelente

a Muito

Boa

Muito Boa

a Boa

Boa a

Regular

Regular a

Ruim

Ruim a

Muito Ruim

Muito

Ruim

1 – 2,5 <0,05 0,05 - 0,065 0,065 - 0,08 0,08-0,11 0,11-0,14 >0,14

1.6 Ensaios de adensamento em laboratório

A primeira etapa do projeto de uma obra geotécnica inicia-se com o

reconhecimento inicial do depósito por meio de mapas geológicos e pedológicos,

fotografias aéreas e levantamento das investigações realizadas em áreas vizinhas.

Em seguida passa-se à realização de investigações de campo, que visam a

determinação da estratigrafia da área em estudo e a coleta de amostras deformadas

para caracterização dos solos. Nesta fase, normalmente são realizadas sondagens à

percussão e, dependendo do caso, algumas investigações complementares são

executadas (ensaios de piezocone, por exemplo). Posteriormente, são definidos os

locais adequados para retirada de amostras para realização de ensaios de

laboratório e/ou execução de outros ensaios de campo (ensaio de palheta, por

exemplo).

Page 55: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

53

Os ensaios de adensamento têm por objetivo determinar as características de

compressibilidade e adensamento dos solos. A diferenciação entre os principais

tipos de ensaios de adensamento baseia-se na forma com que o carregamento é

aplicado: incremental (Taylor, 1942) ou contínuo (Hamilton e Crawford, 1959).

A evolução dos diferentes ensaios de adensamento foi apresentada por

Carvalho et al.(1993) que, de forma bastante didática, mostram a evolução dos

diferentes tipos de ensaio. De fato, os autores citam que apesar do ensaio de

adensamento convencional ser uma ferramenta valiosa na determinação dos

parâmetros de compressibilidade e adensamento, o tempo necessário para sua

execução sempre foi considerada uma grande limitação. Tal fato motivou o

desenvolvimento de novas modalidades de ensaio que reunissem características de

rapidez e confiabilidade, incorporando técnicas modernas de aquisição e

processamento de dados.

Wissa et al. (1971), buscando a necessidade de superação das limitações do

ensaio convencional e de incorporação de um melhor controle das variáveis nos

ensaios, através de instrumentação eletrônica, desenvolveram um equipamento para

ensaio com velocidade de deformação constante ou velocidade de carregamento

constante, que está no escopo deste trabalho.

1.6.1 Ensaio de adensamento oedométrico (SIC)

O ensaio de adensamento com carregamento incremental, conhecido por SIC

(“Standard Incremental Consolidation”), foi proposto por Terzaghi na década de 20,

nos primórdios da Mecânica dos Solos. Este ensaio, também denominado

convencional (ou “standard”), foi padronizado por Taylor (1942) e consiste na

aplicação instantânea de incrementos de carga axial sobre um corpo de prova

cilíndrico, confinado lateralmente por um anel metálico rígido, e na medida da

evolução das deformações verticais ao longo do tempo.

Este ensaio reproduz em laboratório a condição de fluxo e deformação

unidimensional, já que o corpo de prova é impedido de se deformar horizontalmente

e a drenagem é permitida no topo e base.

Page 56: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

54

O ensaio é preparado cravando-se lentamente o anel confinante em uma

amostra indeformada. A parte interna do anel é lubrificada para minimizar o atrito

solo-anel. Nas extremidades superior e inferior pedras porosas são posicionadas,

servindo como elementos de drenagem. No contato entre a pedra porosa eo corpo

de prova é colocado papel filtro, para evitar o carreamento de grãos durante a

drenagem. O corpo de prova é mantido submerso no interior da célula de

adensamento. As cargas são aplicadas estaticamente no topo do corpo de prova e

as tensões são transmitidas ao solo através de uma peça metálica (“top cap” +

bilha).

As deformações resultantes são medidas durante o ensaio através dos

registros no extensômetro. É possível acoplar instrumentos eletrônicos ao sistema,

como, por exemplo, medidores de deslocamento LVDT, para tornar a leitura

automatizada.

O ensaio é realizado em estágios de carregamentos e/ou descarregamento,

dobrando-se o valor da carga a cada estágio; os valores de tensão comumente

usados são: 3,13; 6,25; 12,5; 25; 50; 100; 200, 400; 800 kPa. Após a aplicação de

cada estágio, são registrados os deslocamentos verticais da amostra. A norma

recomenda o uso de estágios de carga de 24 h.

O ensaio fornece os seguintes parâmetros: tensão de pré-adensamento

(σ’vm), coeficientes de compressibilidade (av, mv, Cc, Cr, Cs), coeficiente de

compressão secundária (Cα ), o coeficiente de adensamento (cv) e o coeficiente de

permeabilidade (k).

1.6.2 Ensaio de adensamento com velocidade de defor mação constante (CRS)

O ensaio CRS (“Constant Rate of StrainTest”) consiste em aplicar ao corpo de

prova um carregamento vertical com velocidade constante de deformação. Este

ensaio foi desenvolvido para contornar duas limitações básicas do ensaio

convencional:

i) ampliar o número de pontos que definem a curva e x log σ’v e, desta forma,

melhorar a definição da tensão de pré-adensamento σ’vm.

Page 57: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

55

ii) reduzir o tempo necessário para realização de ensaios em solos de baixa

permeabilidade.

O ensaio é realizado em uma prensa para aplicação de carregamento

uniaxial, sob velocidade controlada. Os corpos de prova são moldados de forma

análoga ao do ensaio de adensamento convencional, por cravação do anel metálico

no próprio amostrador. A drenagem é permitida em apenas uma das faces do corpo

de prova, em geral no topo. A outra face deve ser mantida sob condições não

drenadas, de forma a possibilitar a medição das poropressões geradas pelo

carregamento, como mostrado esquematicamente na Figura 14. A montagem do

ensaio requer cuidados especiais para garantir a saturação completa do sistema de

medição de poropressão. A aquisição de dados pode ser feita com instrumentos

eletrônicos acoplados ao sistema do ensaio: célula da carga (força vertical) e

transdutor de pressão (poropressão na base), devidamente calibrados previamente.

A interpretação do ensaio baseia-se nas hipóteses básicas: solo é saturado,

as partículas sólidas e o fluído são incompressíveis, as deformações são

infinitesimais, as deformações e o fluxo se dão em uma única direção e cv não varia

com o tempo. Admite-se também a existência de uma distribuição parabólica de

poropressões, ao longo da altura do corpo de prova, a qual pode ser descrita pela

Equação (27):

;�<� � =>?@A B< − CD

E@F (27)

onde r é a taxa de deformação específica relacionada ao tempo.

Com isso, estabelece-se a tensão efetiva média em qualquer instante do

ensaio, definida como:

;G = 2;�3 JKL = JL − 2;�3

(28)

Page 58: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

56

Figura 14 – Esquema de distribuição de poropressão no ensaio CRS.

A principal dificuldade do emprego de ensaios CRS está na definição da

velocidade adequada de deformação. Esta velocidade deve ser tal que se garanta a

forma hiperbólica de distribuição da poropressão no interior do corpo de prova.

Baseados na teoria de adensamento de Terzaghi e Fröhlich (1936) e no artigo

de Wissa et al.(1971), Carvalho, Almeida & Martins (1993) fixaram o valor da razão

ub/σv a ser atingida no ensaio CRS. As expressões que regem a distribuição de

poropressão são indicadas abaixo, respectivamente para o ensaio convencional a

Equação (29) e para o CRS, a Equação (30):

;�<, (� �N O PQR�ESTU�V sin�2n � 1� VZE[ e\�D]^_�D`Dabc d

e

fg� (29)

;�<� � =>?@A B< � CDE@F (30)

Cabe observar que a distribuição da poropressão é função de duas variáveis,

no ensaio convencional, variando apenas com a posição, no ensaio CRS.

A adoção de um mesmo valor de velocidade no topo do corpo de prova de

ambos os ensaios resulta em mesmos gradientes hidráulicos no topo, uma vez que v

= rH = ki. Assim, aplicando a condição de hu/hz, para z=0, nas duas equações

anteriores e igualando-as chega-se a:

E�R@ N Oe\�D]^_�D`Dabc de

fg�� ijk[l � E.Qm[ (31)

Page 59: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

57

A partir da expressão acima, determina-se o valor da velocidade do ensaio,

rH, Equação (32), compatível com a do ensaio convencional.

no � 2p;���o N qer(ESTU)DVDsbP te

fg� (32)

Com base na Equação (30) e na expressão acima o valor da poropressão na

base, ub, segue:

;� = n��oE2p = ;� N qer(ESTU)DVDsbP t

e

fg� (33)

Nos casos em que os corpos de prova dos ensaios CRS e convencional não

têm a mesma altura, a expressão a ser utilizada para elevados valores de Tv,

situação em que a série pode ser substituída por seu primeiro termo, é a seguinte:

;� = n��ou=E2p = ;� ou=ouv �rwxyP

E (34)

onde Hcr e Hco são, respectivamente, as alturas dos corpos de prova dos ensaios

CRS e convencional.

Wissa et al. (1971) apresentam duas formulações para a obtenção do cv, para

ensaios de adensamento com carregamento contínuo (CRS), em função do tipo de

comportamento do solo (linear ou não linear). As Equações (35) e(36) a seguir, são

as propostas apresentadas para o cálculo de cv.

Comportamento Linear:

c� = ( HE (∆σ� / ∆t )2 u} (35)

Comportamento Não-Linear:

c� = HE log(σ�E / σ�U) 2 ∆t log ( 1 − u} σ�U⁄ ) (36)

Page 60: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

58

onde: H = altura do corpo de prova; ub = poro-pressão na base, ∆σv = variação de

tensão total; ∆t = intervalo de tempo; σv1 = tensão total no inicio do intervalo ∆t; σv2 =

tensão total no tempo no final do intervalo ∆t.

Vários pesquisadores como Spannenberg (2003) e Vitor (2012) utilizaram as

duas expressões em ensaios realizados em diferentes tipos de solo, não tendo

observado diferença para o comportamento linear e não linear.

1.6.2.1 Definição da velocidade de ensaio

Hamilton e Crawford (1959), com objetivo de determinar o valor de σvm′ com

mais rapidez e precisão, realizaram ensaios com velocidades de deformação de

0,3%/h a 9%/h e observaram que altas velocidades de deformação geram altos

valores de poropressão e, consequentemente, gradientes hidráulicos muito

superiores aos observados no campo.

Posteriormente, Crawford (1964) observou que esta influência é muito

pequena desde que a poropressão na base seja da ordem de ub ≈ 5% a 8% Δσv.

Wissa et al. (1971) realizaram ensaios em amostras reconstituídas da argila de

Boston, limitados a velocidades da ordem de 0,6%/h a 2,9%/h e obtiveram curvas e

x log σv’ semelhantes às dos ensaios convencionais. Os autores sugeriram o uso de

ub /σv =2 a 5%, de forma a garantir que os baixos gradientes mantenham a validade

da hipótese de coeficiente de variação volumétrica (mv) constante.

Carvalho et al. (1993) sugerem que a indicação da velocidade do ensaio CRS,

tomando por base o máximo valor esperado para a razão ub/σv, seja feita

substituindo-se u0, na Equação (34) pelo incremento de tensão total (u0 = σv – σ0)

aplicado ao estágio de referência do ensaio convencional. Com isso , ub /σv pode

situar-se entre 10 e 40%.

A norma ASTM (1982), que fixa procedimentos para ensaios CRS, indica

valores de velocidade do ensaio em função do limite de liquidez do solo, como

mostra a Tabela 6. Esta norma determina que o valor da razão de poropressão

(ub/σv) deve estar entre 3% e 20%.

Page 61: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

59

Tabela 6 - Velocidade para CRS em função do limite de liquidez (ASTM, 1982).

Limite de Liquidez (%) Velocidade (εv) (s-1) Velocidade (ε

v) (%/h)

< 40 6,67 x 10-6 2,400

40 – 60 1,67 x 10-6 0,600

60 – 80 6,67 x 10-7 0,240

80 – 100 1,67 x 10-7 0,060

100 – 120 6,67 x 10-8 0,024

120 – 140 1,67 x 10-8 0,006

Carvalho et al. (1993) sugeriram um procedimento para a seleção da

velocidade do ensaio CRS, explicitado abaixo:

� Para um valor pré-determinado de Tv, define-se o valor de ub que satisfaça

à Equação (34). Em seguida, calcula-se a porcentagem média de

adensamento e, partindo da curva leitura do extensômetro x tempo, do

ensaio convencional, determina-se a velocidade correspondente a esta

porcentagem média de adensamento. Esse procedimento pode ser

aplicado aos vários estágios de carregamento em um ensaio SIC e, com

isso, chega-se a um valor médio de velocidade a ser adotado no ensaio

CRS.

Os autores citados acima ilustram, ainda, o método de cálculo do valor de u0 a

ser utilizado na Equação (34), reproduzido na Figura 15.

i) Definir a curva de compressibilidade considerando os índices de vazios

do fim do primário (e100). Na prática, a curva de compressibilidade

considera os índices de vazios do final de cada estágio (24 horas). A

Figura 15 mostra um exemplo em que os pontos 1 a 9 correspondem

ao fim do primário e os pontos 1’ a 9’ correspondem a 24 horas.

ii) Definir o valor de e100 pelo método de Taylor, de forma a reduzir a

influência da compressão secundária na determinação do fim do

primário.

iii) Os autores recomendam que para se proceder ao cálculo do u0 em

qualquer incremento de carga, o índice de vazios final e a tensão

efetiva do incremento anterior devem ser identificados. Se este ponto

Page 62: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

60

estiver sobre a curva e100 x log σv’, então u0 é considerado igual ao

próximo incremento de tensão total. Se este ponto estiver à esquerda

da curva e100 x log σv’ - ou seja, a compressão secundária ocorreu no

incremento anterior – então u0 é tomado igual à parcela do próximo

incremento de tensão vertical total que está à direita da curva e100 x log

σv’.

Este procedimento é ilustrado nos estágios 4-5 (50 a 100 kPa), cujo valor

correto para u0 é de 40 kPa, intervalo 4’’-5, de 60 a 100 kPa. No intervalo 5-6 a

Figura 15 indica que esta correção não é necessária.

Figura 15 - Determinação de u0 segundo Carvalho (1989), Carvalho et al. (1993).

1.7 Casos históricos de aterros no Rio de Janeiro

1.7.1 Baixada de Jacarepaguá

Bedeschi (2004) estudou uma das regiões do aterro que abrangia uma área

de aproximadamente 30.200 m², construído às margens da Lagoa de Jacarepaguá

para implantação de empreendimento imobiliário, como mostra a Figura 16.

Page 63: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

61

A camada de argila mole muito compressível tem espessura da ordem de 7m.

O teor de umidade natural é de 350% na camada superior turfosa e da ordem 100 a

150 % na camada inferior de argila. O Limite de Liquidez (LL) apresenta valores, em

média, pouco inferiores aos valores de umidade natural. O índice de plasticidade (IP)

é da ordem de 150 % para as camadas superiores e de 100 % para as camadas

inferiores.

Ensaios de adensamento em amostras retiradas de 2 locais apresentaram

valores de coeficiente de adensamento (cv) entre 9 x 10-6 cm²/s e 4 x 10-3 cm²/s. A

razão de compressão virgem (CR = Cc/(1+e0)) foi da ordem de 0,42 para toda a

camada argilosa. Os 3,0 m superiores de argila apresentaram OCR igual a 6,6 e as

demais camadas apresentaram OCR de 3,3.

.

Figura 16 - Planta de localização do aterro às margens da Lagoa de Jacarepaguá

(Lima, 2007).

Spotti (2000 e 2006) estudou alternativas para implantação do aterro do

SESC/SENAC, abrangendo aproximadamente 86.000 m² de área, Figura 17. Foram

construídos um aterro convencional, com drenos de areia, e um aterro estaqueado

reforçado em uma área de aproximadamente 12.000 m². O perfil era composto de 1

m a 2 m iniciais de turfa e uma camada de argila mole com espessuras variáveis

entre 3 e 11 m.

Page 64: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

62

Ensaios de caracterização das amostras, retiradas de 4 diferentes locais,

apresentaram valores de umidade entre 180 a 500 %, nos 3 m iniciais, 200 %, até 5

m de profundidade, e uma faixa de valores entre 10 a 190 % até 12 m. Os valores de

LP se apresentaram em sua maioria próximos a 100 %. O LL apresentou valores

entre 100 e 400%, com valores de IP na faixa de 100 a 250%. O peso específico

total médio calculado foi de γ =12,5 kN/m³.

Ensaios de adensamento forneceram valores de OCR médios linearmente

decrescentes até 4 m de profundidade, com valor máximo de 3,2. Para

profundidades superiores, observaram-se valores médios de 1,5. O valor médio da

razão de compressão (CR) foi de 0,52, com uma relação de Cs/Cc = 0,1. Os valores

dos coeficientes de adensamento vertical e horizontal (cv e ch) situaram-se entre 5 x

10-5 cm²/s e 6 x 10-4 cm²/s, e 8 x 10-5 cm²/s e 13,7 x 10-4 cm²/s, respectivamente.

Figura 17 – Localização do aterro estaqueado reforçado do SESC/SENAC

(adaptado de Spotti, 2006).

Sandroni (2012), em análise feita sobre compressão secundária

unidimensional de solo mole, relata o ocorrido na execução do aterro no

estacionamento da Terra Encantada, localizado na Barra da Tijuca, no Rio de

Janeiro, conforme localização na Figura 18.

Page 65: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

63

Figura 18 – Local do estacionamento da Terra Encantada.

A espessura da argila mole extremamente compressível é de 4,50 m. A partir

de dados de monitoramento do comportamento do aterro de 2,30 m, o autor estimou

o coeficiente de adensamento vertical igual a cv = 4,4x10-4 cm2/s.

Resultados de ensaios geotécnicos apresentaram valores de 650% para o

teor de umidade, 0,5 para Cc/(1+eo) e peso específico saturado de 10,6kN/m3.

1.7.2 Baixada Fluminense

A Baixada Fluminense engloba os municípios de Mangaratiba, Itaguaí,

Seropédica, Paracambi, Queimados, Japeri, Nova Iguaçu, Mesquita, Nilópolis, São

João de Meriti, Belford Roxo, Duque de Caxias, Magé e Guapimirim. Serão descritos

a seguir alguns dados sobre as características geotécnicas da camada de argila

mole, obtidos nas regiões de Belford Roxo e Duque de Caxias, com mostra a Figura

19.

Page 66: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

64

Figura 19 – Baixada Fluminense e localização dos aterros (modificada de

Spannerberg, 2003).

.

Na década de 70, o DNER/IPR, em conjunto com instituições de pesquisa,

realizou vários experimentos em Belford Roxo, nas proximidades do Rio Sarapuí,

visando a compreensão do comportamento geotécnico de depósitos de argila mole.

Foram construídos 2 aterros, sendo o primeiro levado à ruptura e o segundo

subdividido em 7 seções, com diferentes tipos de drenos verticais.

O perfil geotécnico da região apresenta uma camada de argila mole, com SPT

nulo até cerca de 11 m de profundidade, seguida por uma camada de areia fina

argilosa, com 2 m de espessura, sobrejacente a uma camada de areia fina a grossa

(com 1 m de espessura). Antes do impenetrável existe, ainda, uma camada de areia

fina argilosa.

Sayão (1980) determinou em laboratório, parâmetros que representam as

características geotécnicas do material argiloso mole da escavação experimental da

argila mole da Baixada Fluminense, no campo experimental próximo ao rio Sarapuí.

Foram realizados ensaios de caracterização englobando limite de liquidez, limite de

plasticidade, massa específica real dos grãos, granulometria por sedimentação e

Indústria Rio Polímeros

Rio Sarapuí

Page 67: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

65

perda por aquecimento. Os valores médios obtidos foram respectivamente: LL =

98%, LP = 49%, G = 26,4, %<2µ = 85% e P.P.A. = 11,8%. Durante a realização dos

ensaios triaxiais e oedométricos foi determinada a umidade natural; tendo sido

encontrado um valor médio de wnat = 140,5%, bem superior ao limite de liquidez. Foi

realizada uma série de 11 ensaios de compressão confinada na argila mole da

escavação experimental, em amostras extraídas na faixa entre 2,4 m e 4,2 m de

profundidade. O índice de compressão (Cc) variou na faixa de 1,41 a 2,56 e pode

ser representado matematicamente, em função da profundidade (z, em metros) pela

expressão: Cc = 0,357z + 0,508. Os demais índices, de expansão (Cs) e

recompressão (Cr), indicaram uma leve tendência de redução com a profundidade,

situando-se na faixa de 0,2 a 0,5. A tensão de pré-adensamento indicou um material

levemente pré-adensado, com OCR inferior a 1,4. O coeficiente de adensamento (cv)

foi calculado através dos ensaios de adensamento, segundo os métodos de Taylor e

de Casagrande. Constatou-se que o valor de cv referente à compressão virgem é

cerca de 5 a 6 vezes menor que os valores obtidos nas fases de recompressão e

expansão, Spannenberg (2003).

Já na região de Duque de Caxias foi realizada campanha experimental

envolvendo ensaios de campo e laboratório: caracterização, permeabilidade, triaxiais

(CIU e UU), adensamento convencional e de velocidade constante, além de análises

químicas (Formigheri, 2003, e Spannenberg, 2003). O teor de umidade médio foi da

ordem de 106,7% e o limite de liquidez igual a 113,7%. O peso específico natural

(γnat) variou na faixa entre 12,3 e 13,1 kN/m³, tendo apresentado uma média de

12,85 kN/m. O índice de vazios apresentou uma ligeira tendência de redução com a

profundidade. Na média, o índice de vazios foi da ordem de 4,67, com o desvio

padrão de 0,74 (Lima, 2007). Os resultados típicos dos índices de compressibilidade

obtidos para os ensaios CRS foram Cc = 1,51, Cr = 0,28 e OCR = 1,47.

Spannenberg (2003) também comparou resultados de ensaios de

adensamento convencionais (SIC) com os de deformação controlada (CRS), para

diferentes velocidades de ensaio. Na Figura 20 estão apresentadas as curvas da

razão de poropressão em função da tensão efetiva (ub /σv) e, como já esperado, os

ensaios mais lentos geraram menores excessos de poropressão, garantindo maior

uniformidade no interior do corpo de prova.

Page 68: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

66

Ensaio nº Velocidade (mm/min.)

CRS-01 0,082

CRS-02 0,035

CRS-03 0,007

CRS-04 0,007

CRS-05 0,002

Nota: O ensaio CRS-04 foi realizado com amostra

amolgada

Figura 20 - Valores da razão ub/σv nos ensaios CRS, Spannenberg (2003).

Na Figura 21, estão apresentadas as curvas de compressibilidade. Os

resultados mostram inclinações próximas nos trechos de recompressão e

compressão virgem, independentemente da velocidade de deformação, a menos do

solo amolgado (CRS-04).

Figura 21 - Efeito da variação da velocidade de deformação no ensaio CRS,

Spannenberg (2003)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 100 200 300 400 500 600 700

Tensão Efetiva (kPa)

ub/ σσ σσ

v (

%)

CRS-01

CRS-04

CRS-02

CRS-03

CRS-05

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1 10 100 1000

Tensão Efetiva (kPa)

Índi

ce d

e V

azio

s e

/eo

SIC-01CRS-05CRS-01

CRS-01CRS-01

CRS-03CRS-01

CRS-02

CRS-04CRS-01

Page 69: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

67

2 HISTÓRICO LOCAL

2.1 Descrição da obra

O local em estudo refere-se a um Centro Comercial de Serviços, com cerca

de 30.000 m2 de área, situado à Av. Ayrton Senna, Barra da Tijuca. Na Figura 22

encontra-se uma vista atual do empreendimento, onde se vê a presença de

edificações e uma área utilizada como estacionamento. Na Figura 18 já se procurou

identificar esta área, próxima à Terra Encantada. O terreno à esquerda da área de

estudo encontra-se intacto e o da direita contempla um grande subsolo em

substituição à camada argilosa de baixa capacidade de suporte.

Av. A yrton Senna

Area estudada

Figura 22 – Localização do terreno do empreendimento (2012).

O solo de fundação é constituído de camada de argila mole com espessura

bastante variável. Os prédios localizados na área em estudo foram assentes em

estacas metálicas e na área de estacionamento foi lançado um aterro de areia média

limpa, diretamente sobre o solo natural.

Page 70: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

68

2.2 Investigações geotécnicas realizadas na fase de implantação do

empreendimento

As investigações geotécnicas, realizadas na fase de ante-projeto envolveram

apenas a execução de sondagens. Por ocasião do projeto, foram realizadas

sondagens complementares, ensaios de palheta e retirada de amostras

indeformadas para realização de ensaios de adensamento e triaxial UU. A Figura 23

mostra a localização dos furos de sondagens a percussão (SP-i) e os locais de

realização dos ensaios de palheta de campo (V-i). Nesta figura também estão

mostradas as posições das placas de recalque (PL-i) e inclinômetros (I-i). Cabe

destacar que os valores indicados ao lado de cada uma das verticais de ensaio

explicita a espessura de argila mole registrada naquela vertical.

Page 71: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

69

Figura 23 - Locação dos furos de sondagem e verticais dos ensaios Vane Test.

Page 72: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

70

Foram realizados 02 furos para extração de amostras indeformadas,

posicionados a 1,50 m dos ensaios Vane V-5 e V-6, respectivamente. Foi

empregado amostrador de pistão estacionário de 4” para obtenção de amostras nas

profundidades de 0,5 m, 1,5 m, 2,5 m, 3,5 m, e 1,0 m, 2,0 m, 3,0 m e 4,0 m.

Com base nos boletins de sondagens, foram traçados os perfis geotécnicos

do terreno. A Figura 24 mostra um perfil típico (Perfil 1, indicado na Figura 23) onde

se observa que os primeiros 3 a 4 metros do perfil do subsolo são constituídos por

camadas de solos moles sobrejacentes a um solo arenoso.

Figura 24 – Perfil geotécnico - Seção 1.

Com base nas informações obtidas nos diversos furos de sondagem,

procurou-se traçar as curvas de iso-profundidade da camada de argila mole,

Page 73: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

71

reproduzida na Figura 25, onde se observa uma espessura média da ordem de 3,5m

com alguns poucos pontos atingindo cerca de 4m.

Figura 25 – Curvas de iso-profundidades da camada de argila mole no

terreno.

Todas as informações relativas às investigações geotécnicas foram

disponibilizadas para a presente pesquisa.

2.2.1 Caracterização antes do aterro

Foram realizados ensaios de caracterização seguindo as determinações da

Norma Brasileira, com exceção da determinação dos limites de consistência que foi

feita sem secagem prévia, diferentemente do que preconizam as normas.

As curvas granulométricas estão indicadas na Figura 26, onde se observa, na

vertical V5, uma tendência de redução da porcentagem de argila com o aumento da

profundidade (a numeração das amostras está em ordem crescente de

profundidade). Já a vertical V6 mostra uma porcentagem de argila inferior à vertical

V5, além da presença de um veio arenoso (amostra V6-3).

Page 74: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

72

(a) Vertical V5

(b) Vertical V6

Figura 26 – Curvas granulométricas verticais V5 e V6.

Os percentuais de areia e argila, referentes a cada vertical, estão mostrados

na Tabela 7 e caracterizam a vertical V6 como um solo com grande quantidade de

areia.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100

Per

cent

agem

pas

sand

o (

%)

Diâmetro das partículas (mm)

amostra V5 1

amostra V5 2

amostra V5 3

amostra V5 4

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100

Per

cent

agem

pas

sand

o (

%)

Diâmetro das partículas (mm)

amostra V6 1

amostra V6 2

amostra V6 3

amostra V6 4

Page 75: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

73

Tabela 7 – Resultados dos ensaios de caracterização percentual retido na peneira

#200.

AMOSTRA PROF. %<0,002 %>#200

(m)

V5 01 0,58 62,00% 4,00%

V5 02 1,58 24,00% 58,00%

V5 03 2,58 38,00% 42,00%

V5 04 3,58 62,00% 15,00%

V6 01 0,58 66,00% 4,00%

V6 02 1,58 22,00% 51,00%

V6 03 2,58 3,00% 94,00%

V6 04 3,58 18,00% 56,00%

Os ensaios de caracterização (Figura 27 e Tabela 8) registraram um material

com umidade de cerca de 500% na superfície até 1,00 m de profundidade,

reduzindo para 200% de 1,00 a 3,00 m, e voltando a valores elevados nas

profundidades de 3,00 a 4,00 m. Os valores de limite de liquidez variaram de 460 a

796%, limite de plasticidade de 103 a 181%, e o peso específico natural apresentou

valores próximos e inferiores a 12 kN/m3, valor este reduzido quando comparado a

outros depósitos de argila mole já documentados. Os índices de vazios

apresentaram valores extremamente elevados, variando de 6 a 13.

Tabela 8 - Ensaios de caracterização – Fase de projeto.

AMOSTRA PROF. γγγγ nat

G e 0 w nat LL LP IP

(m) (kN/m3) (%) (%) (%) (%)

V5 am 01 0,58 10,52 1,89 11,77 503,10 671,00 150,00 521,00

V5 am 02 1,58 11,71 2,40 12,82 255,60 460,00 132,00 328,00

V5 am 03 2,58 12,39 2,55 6,87 188,20 96,00 31,00 65,00

V5 am 04 3,58 11,12 2,06 11,48 494,40 653,00 181,00 472,00

V6 am 01 0,58 10,69 1,88 9,61 513,40 796,00 141,00 655,00

V6 am 02 1,58 11,97 2,38 11,06 228,00 610,00 156,00 454,00

V6 am 03 2,58 - 2,65 - - n plástico n plástico n plástico

V6 am 04 3,58 10,59 2,31 10,07 418,20 473,00 103,00 370,00

Page 76: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

74

Cabe destacar a similaridade dos resultados dos ensaios de caracterização

com os casos de obra resumidos no capítulo 1, referentes à Baixada de

Jacarepaguá.

Figura 27 – Resultados dos ensaios de caracterização.

2.2.2 Parâmetros de Compressibilidade

A Figura 28 e Figura 29 mostram as curvas de compressibilidade e/e0 x log σ’v

obtidas nos ensaios, para os dois perfis de extração de amostras. Cabe ressaltar

que todos os resultados aqui apresentados foram construídos a partir das planilhas

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

10,00 11,00 12,00 13,00

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)

γnat (kN/m³)

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,00 1,00 2,00 3,00

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)

G

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

0,00 5,00 10,00 15,00

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)

INDICE DE VAZIOS (e0)

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

0 100 200 300 400 500 600

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)

UMIDADE (%)

VERTICAL V5 VERTICAL V6

Page 77: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

75

de ensaio (Relatório Geotécnica 2500/97, 1997), também disponibilizadas para o

presente estudo.

Considerando-se todos os critérios apresentados para classificação da

qualidade das amostras, observou-se, a partir dos resultados mostrados na Tabela

9, que a maioria dos corpos de prova apresentou boa qualidade. Apesar do critério

de Lunne et al. (1997) ser aplicado a OCRs inferiores a 4, esta limitação foi

desconsiderada no presente trabalho, tendo em vista que a forma da curva mostra

características de um corpo de prova de boa qualidade: (i) não achatamento da

curva; (ii) a não linearidade do trecho virgem.

Figura 28 – Gráfico e/e0 x σ’v obtido na reinterpretação dos ensaios SIC da vertical

V5.

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,00 10,00 100,00 1000,00

e/e

0

σ'v (KPa)

SIC V05 1 ( prof. 0,20 a 0,95 m)

SIC V05 2 ( prof. 1,20 a 1,95 m)

SIC V05 3 ( prof. 2,20 a 2,95 m)

SIC V05 4 ( prof. 3,20 A 3,95 m )

Page 78: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

76

Figura 29 - Gráfico e/e0 x σ’v obtido na reinterpretação dos ensaios SIC da vertical

V6.

Tabela 9 – Qualidade dos corpos de prova das verticais V5 e V6 antes da

construção do aterro, considerando os critérios propostos na Tabela 5.

AMOSTRA

σ’vm

(kPa) σ’v0

(kPa) OCR e0 e(σ`vo) ∆e/eο Classificação

V5 1 15 0,30 50,0 11,77 11,65 0,01 Excelente a Muito

Boa

V5 2 7 1,51 4,6 12,82 12,56 0,02 Excelente a Muito

Boa

V5 3 7 3,61 1,9 6,87 6,60 0,04 Boa a Aceitável

V5 4 9 5,27 1,7 11,48 10,91 0,05 Boa a Aceitável

V6 1 9 0,30 30,0 9,61 9,51 0,01 Excelente a Muito

Boa

V6 2 7 1,51 4,6 11,06 10,84 0,02 Excelente a Muito

Boa

V6 3 - - - - - − Veio Solo Arenoso-

V6 4 6 5,27 1,1 10,07 9,26 0,08 Ruim

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,00 10,00 100,00 1000,00

e/e

0

σ'v (KPa)

SIC V06 1 ( prof. 0,20 a 0,95 m)

SIC V06 2 (PROF. 1,20 a 1,95 m)

SIC V06 4 ( prof. 3,20 a 3,95 m)

Page 79: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

77

A Figura 30 mostra a variação do coeficiente de adensamento com a tensão

efetiva. De uma maneira geral, os ensaios forneceram padrões de curva compatíveis

com o que seria esperado; isto é, no trecho de pré-adensamento observam-se

valores mais elevados de cv.

Figura 30 – Variação do coeficiente de adensamento em função da tensão efetiva

vertical.

Os valores do coeficiente de variação volumétrica (mv) em função da tensão

efetiva estão mostrados na Figura 31. Desprezando-se o primeiro estágio de carga,

as curvas mostram a tendência de redução da compressibilidade com o aumento da

tensão efetiva, a uma taxa relativamente comum em todos os ensaios.

1,00E-06

1,00E-05

1,00E-04

1,00E-03

1,00E-02

1 10 100

cv (

cm²/

s)

σσσσ'v (kPa)

SIC V5 01 SIC V5 02 SIC V5 03 SIC V5 04 SIC V6 01SIC V6 02 SICV6 04

Page 80: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

78

Figura 31 – Valores do coeficiente de variação volumétrica mv dos ensaios SIC da

vertical V5 e V6.

A Tabela 10 resume os valores médios dos parâmetros de compressibilidade

e de adensamento, fornecidos pelos ensaios, ao longo da profundidade como

mostra a Figura 32. As tensões de pré-adensamento situam-se na faixa de 6 a 10

kPa, resultando na identificação de uma crosta superficial com OCR superior a 4,6, e

chegando a 1, na base da camada mole.

5,00E-04

5,00E-03

5,00E-02

1 10 100

mv

(1/K

Pa)

σσσσ'v (kPa)

SIC V5 01SIC V5 02SIC V5 03SIC V5 04SIC V6 01SIC V6 02SIC V6 04

Page 81: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

79

Tabela 10 – Parâmetros obtidos nos ensaios antes do aterro.

AMOSTRA σ’vm

(kPa) cc Cr Cc/(1+e0) Cr/(1+e0)

V5 01 15 5,88 0,40 0,46 0,03

V5 02 7 7,10 1,20 0,51 0,08

V5 03 7 2,78 0,43 0,35 0,05

V5 04 9 5,12 1,25 0,41 0,10

V6 01 9 5,13 1,40 0,49 0,13

V6 02 7 5,52 1,48 0,46 0,12

V6 03 − − − − −

V6 04 6 4,93 1,25 0,45 0,11

O coeficiente de adensamento médio na vertical V5 está na faixa próxima a

1x10-4 cm2/seg. Já, na vertical V6, a dispersão foi menor e o cv médio foi de 2x10-5

cm2/seg. Curiosamente, na vertical V6, foi observada uma maior porcentagem de

areia e, neste caso, seriam esperados maiores valores de cv. Com isso, a autora

atribui este comportamento atípico à dispersão natural no valor de cv e não a um

determinado padrão de comportamento (Figura 30).

Os valores médios dos coeficientes de compressibilidade Cc e Cr foram da

ordem de 5 e 1, respectivamente, e não se observou redução na dispersão dos

resultados quando os valores foram normalizados por (1+eo), Figura 32.

Page 82: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

80

Figura 32 - Parâmetros obtidos nos ensaios de adensamento

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 50,0 60,0

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

OCR

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

0,0E+00 1,0E-04 2,0E-04

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

Cv (cm2/seg) - Trecho NA

VERTICAL V5

VERTICAL V6

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,00 5,00 10,00

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

Cc

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,00 1,00 2,00

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

Cr

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0,00 0,20 0,40 0,60

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

Cc/(1+e0)

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0,00 0,05 0,10 0,15

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

Cr/(1+e0)

Page 83: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

81

2.2.2.1 Resistência não drenada

Ensaios de palheta foram executados com equipamento tipo SGI, com sapata

protetora, segundo a MB 3122/89. Alguns dos locais de ensaio foram posicionados

próximos às verticais de amostragem para possibilitar aferição das informações. Os

resultados obtidos nos ensaios apresentados na Figura 33 mostram a tendência de

crescimento de Su com a profundidade, sendo a taxa de crescimento

aproximadamente constante para as condições indeformada e amolgada.

(a) Indeformada (b) Amolgada

Figura 33 – Resistência não drenada obtidos nos ensaios de palheta.

A sensitividade do solo é de grande importância para se avaliar os efeitos de

amolgamento ocasionados pela amostragem. Quanto mais sensitivo for o corpo de

prova, mais acentuada será a redução da resistência ao cisalhamento com o

amolgamento. Os ensaios de palheta forneceram valores de sensitividade entre 1,07

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0,0 10,0 20,0 30,0 40,0

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

Su (kN/m2)

ENSAIO V2

(INDEFORMADO)

ENSAIO V3

(INDEFORMADO)

ENSAIO V5

(INDEFORMADO)

ENSAIO V6

(INDEFORMADO)

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0P

RO

FU

ND

IDA

DE

(m

)

Su (kN/m2)

ENSAIO V2

(AMOLGADO)

ENSAIO V3

(AMOLGADO)

ENSAIO V5

(AMOLGADO)

ENSAIO V6

(AMOLGADO)

Page 84: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

82

e 21,94 (Tabela 11), sendo o solo, portanto, classificado como sendo

majoritariamente sensitivo.

Tabela 11 - Sensitividade das argilas das amostras das verticais V5 e V6 antes da

construção do aterro.

PROFUNDIDADE Vertical V5 Vertical V6

(m) Sensitividade Classificação Sensitividade Classificação

0,50 - - - -

1,00 1,07 pouco sensitiva 2,20 medianamente sensitiva

1,50 21,94 muito sensitiva 7,73 sensitiva

2,00 14,89 muito sensitiva 1,70 pouco sensitiva

2,50 5,98 sensitiva 3,77 medianamente sensitiva

3,00 6,20 sensitiva 1,42 pouco sensitiva

3,50 7,07 sensitiva 13,62 muito sensitiva

4,00 4,37 sensitiva - -

A Figura 34 mostra os resultados dos ensaios triaxiais UU em conjunto com

os ensaios de palheta próximos aos locais de extração das amostras. Curiosamente,

ao contrário da tendência global, a resistência não drenada mostrou-se

aproximadamente constante, da ordem de 8kPa.

Figura 34 – Resistência não drenada obtidos nos ensaios de palheta.

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,0 10,0 20,0 30,0 40,0

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

Su (kN/m2)

ENSAIO V5 ( VANE TEST)

ENSAIO V6 (VANE TEST)

VERTICAL V5 ( UU )

VERTICAL V6 (UU)

Page 85: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

83

2.3 Projeto do Aterro

Nos estudos de implantação do aterro foram traçados perfis geotécnicos do

terreno com base em informações obtidas nos relatórios de sondagens à percursão

e ensaios de laboratório. Nestes perfis foi observado que a camada de argila mole

apresentava espessura variável, com trechos considerados mais críticos que

chegavam a cerca de 4,0 m de espessura. Logo, a altura inicialmente prevista para

execução deste aterro foi de 1,7 m, com talude projetado de 10 m na horizontal.

Uma camada de geotêxtil OP 30 foi instalada na base do aterro, originalmente

projetado na região com espessura de argila mole superior a 2 m, objetivando a

uniformização do recalque e a redução dos riscos de rupturas localizadas. Porém,

por ocasião da obra, o cliente optou por estender a camada de geotêxtil em toda a

área aterrada.

Para os trechos em que a camada mole atingia cerca de 4,0m foram feitos os

cálculos inicias para previsão dos recalques por adensamento primário. Estes

recalques variaram de 1,20 m, considerando a submersão do aterro, a 1,35 m sem a

consideração da submersão. Ambos os cálculos consideravam a divisão da camada

mole em 4 subcamadas, correspondentes às informações que se obteve na

campanha inicial de ensaios.

A Figura 35 ilustra a seção transversal do projeto original junto ao terreno

vizinho, onde se previra, originalmente, um reforço com geogrelha na região do

talude do aterro, numa extensão de 17 m, adentrando 7 m além da crista do talude.

No entanto, face ao custo elevado do reforço naquela ocasião, este reforço foi

substituído por uma malha de aço TELCON, cujo comportamento se mostrou

adequado.

Page 86: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

84

Figura 35 – Esquema da previsão da construção do aterro junto ao terreno vizinho.

O alteamento do aterro foi executado em etapas não superiores a 50 cm. O

desempenho de cada etapa, bem como o desenvolvimento dos recalques com o

tempo, foi verificado por meio de instrumentação que incluiu 6 placas de recalque e

o acompanhamento de duas verticais de inclinômetro. A instrumentação foi

acompanhada por um período de 12 anos, e os dados muito bem documentados.

Vale salientar que a previsão inicial para tal solução era de ocorrência de

recalques significativos após a conclusão da obra. Ressaltou-se também, a

influência dos recalques do aterro sobre as fundações profundas, promovendo a

ação do atrito negativo e do efeito Tschebotariof. Este foi o motivo de ter se optado

por estacas metálicas como fundação da estrutura, com resistência considerável à

flexão.

Page 87: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

85

3 PROGRAMA EXPERIMENTAL

O programa experimental consistiu na retirada de amostras para a realização

de ensaios de caracterização e de adensamento convencional (SIC) e de velocidade

controlada (CRS) em amostras da camada de argila mole. O objetivo foi avaliar as

propriedades de adensamento e compressibilidade após aproximadamente quinze

anos da construção do aterro no local.

3.1 Coleta das amostras

A amostragem foi feita no inicio do mês de dezembro de 2012, com a retirada

de 04 amostras shelby em duas verticais (V5A e V5B) e 03 amostras na vertical

(V6A), com locação dos furos indicada na Figura 36. Os locais de amostragem foram

escolhidos de forma que ficassem próximos às verticais dos ensaios realizados por

ocasião do projeto, (V5 e V6), facilitando a comparação entre os parâmetros obtidos

em diferentes épocas.

Os trabalhos de campo foram realizados por técnicos da Tecnosonda, que

gentilmente realizaram os serviços para a equipe de pesquisadores da UERJ, a

preço de custo e no fim de semana. A equipe é qualificada para este serviço,

segundo Martins (2012), que costuma orientar e acompanhar os serviços de campo

na extração de amostras de boa qualidade para ensaios de pesquisa. Esta equipe

se originou da Geotécnica, sendo que o técnico responsável pelo serviço se

lembrava de ter feito também a campanha original, cujos resultados foram

apresentados no capítulo anterior.

As sondagens respeitaram a norma NBR 9820/1997 referente à retirada de

amostras indeformadas em solos moles. O amostrador utilizado foi o Osterberg,

indicado para argilas orgânicas moles, siltes argilosos e areias (Figura 37). Vale

ressaltar que durante o tempo esperado para recuperação das amostras, o peso do

amostrador foi mantido sobre o tubo Shelby, diferentemente do que recomenda a

norma.

Page 88: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

86

Figura 36 – Locação das verticais V5A, V5B e V6A de amostragem indeformada

para a campanha de ensaios após a manutenção do aterro por 15 anos.

Page 89: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

87

.

Figura 37 – Amostrador Osterberg e tubo Shelby utilizado na retirada das amostras.

3.1.1 Vertical V6

Serão descritos a seguir alguns detalhes relativos à operação de sondagem

na vertical V6:

i) O nível d’água foi encontrado na cota do terreno atual.

ii) Os 0,5 m iniciais consistem de areia pura, seguida de areia com

vestígios de turfa até a profundidade de 1,88 m.

iii) A cravação do primeiro tubo (V6A-1), com 82 cm de comprimento, foi

iniciada a 1,88 m de profundidade, até 2,70 m. O tempo para

recuperação do 1ºamostrador foi de 30 minutos. Em seguida foi

retirado o amostrador.

iv) Após lavagem de 10 cm, a cravação do segundo tubo (V6A 2), de 82

cm de comprimento, se iniciou na profundidade de 2,80 m, deixando 10

cm do tubo livre, ou seja a amostra possui 72 cm. A recuperação da

amostra se deu após 30 minutos. Retirada do segundo amostrador.

v) Após lavagem de 10 cm, ou seja, a partir da profundidade de 3,61 m,

iniciou-se a cravação do terceiro tubo (V6A 3), de 81 cm de

Page 90: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

88

comprimento, com 10 cm vazio em seu topo, até a profundidade de

4,33 m. Na fase de limpeza do furo, anterior à cravação, observou-se

grande quantidade de areia. Com isso, o tempo para recuperação foi

de 45 minutos.

vi) Na fase de limpeza do furo, anterior à cravação do quarto (e último)

amostrador, observou-se grande quantidade de areia. Nesta

profundidade, 4,32 m, constatou-se o final da camada de argila,

seguida de veios de areia e argila.

A Figura 38 mostra algumas das etapas da sondagem. Observa-se na Figura

38d a presença de conchas na retirada do primeiro tubo.

(a) Perfuração do terreno.

(b) Cravação do Amostrador.

(c) Retirada do tubo Shelby.

(d) Detalhe da amostra com conchas.

Figura 38 – Etapas da extração das amostras.

Page 91: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

89

As amostras foram lacradas utilizando-se uma peça de topo de PVC, fita

crepe e película de parafina pincelada na extremidade biselada do amostrador,

mantendo-se a amostra na vertical. Na identificação feita nos tubos Shelby e caixa

de madeira, constaram data, local, profundidade e numeração dada ao furo, como

mostra a Figura 39. As amostras foram acondicionadas durante 38 dias na câmara

úmida do laboratório de Geotecnia da UERJ, até o inicio dos ensaios.

(a) Retirada do tubo Shelby do

amostrador.

(b) Lacre do topo com uso de fita

crepe.

(c) ldentificação do tubo Shelby.

(d) Identificação da caixa de madeira.

Figura 39 - Lacre, identificação e acondicionamento das amostras.

Page 92: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

90

3.1.2 Vertical V5

A vertical V5 localizou-se em área atualmente utilizada como estacionamento.

Face às dificuldades de recuperação das amostras, foram realizadas sondagens, em

2 pontos (V5A e V5B), como mostra a Figura 40. A distância entre elas foi da ordem

de 10m. A sondagem V5B foi feita no dia seguinte à da vertical V5A, em um ponto

visualmente mais baixo e em uma posição bem próxima à vertical de instalação da

placa de recalque PL2’ e ao inclinômetro I2.

(a) vertical V5A. (b) vertical V5B.

Figura 40 – Localização dos furos.

Serão descritos a seguir alguns detalhes relativos à operação de sondagem

na vertical V5A:

i) O nível d’água observado no furo estava em torno de 80 cm abaixo do

pavimento atual.

ii) Foi utilizada lama bentonítica na perfuração, uma vez que a presença

de veios de areia na camada argilosa dificultou a limpeza do furo antes

da cravação de amostrador Shelby.

iii) Cravação do primeiro tubo (V5A-1) à profundidade de 2,60 m, após a

retirada de areia e turfa. O tubo de aço com 84 cm foi retirado após 30

minutos, sem recuperação de amostra, devido à presença de areia e

turfa.

Page 93: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

91

iv) Cravação do segundo tubo (Shelby V5A 2) à profundidade de 3,40 m.

Após uma hora, somente parte da amostra foi recuperada. O material

retirado escorregou do tubo, com grande quantidade de areia.

v) A presença de areia e mariscos no fundo do 2º amostrador, na

profundidade de 4,20 m, caracterizou o término da camada argilosa.

Na vertical V5B os detalhes relativos à operação de sondagem, foram os

seguintes:

i) O nível d’água observado no furo foi encontrado a 70 cm abaixo da

pavimentação existente.

ii) Utilizou-se lama de bentonita para perfuração e limpeza do furo. Foram

retirados 2,45 m de areia seguida de turfa, como mostra a Figura 41(a).

iii) Cravação do primeiro tubo (V5B-1) de 84 cm, da profundidade de 2,45

m até 3,29 m e tempo de recuperação de 40 minutos.

iv) Após pequena lavagem, procedeu-se à cravação do segundo tubo

(V5B-2), com 82 cm, da profundidade de 3,39 m até 4,21 m, e a

recuperação foi feita após 1,5 hora de repouso. A Figura 41(b) mostra a

retirada do amostrador após a recuperação do Shelby.

v) Antes da cravação do 3º Shelby, durante a lavagem do furo, foi

detectada a presença de mariscos junto ao material argiloso, como

mostra a Figura 41(c).

vi) Cravação do terceiro tubo (V5B-3), de 60 cm, na profundidade de 4,3

m, chegando-se à 4,90 m, aguardando-se 40 minutos para

recuperação da amostra.

Page 94: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

92

(a) Topo da camada: areia

seguida de turfa.

(b) Recuperação do tubo Shelby.

(c) Presença de conchas.

Figura 41 –Sondagem V5B.

3.2 Preparação dos Corpos de Prova

Foram realizados 03 ensaios de adensamento convencionais (SIC) e 14

ensaios CRS. A Tabela 12 resume a nomenclatura e as profundidades de todos os

corpos de prova ensaiados.

Page 95: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

93

Tabela 12 – Ensaios de adensamento SIC e CRS.

Shelby

Ensaio de

adensamento

realizado

Profundidade em relação ao

N.T (m)

V6A 1 SIC01 2,54

CRS01 2,67

V5B 1

SIC02 3,10

CRS02 2,97

CRS03 2,91

CRS04 2,79

CRS13 2,73

CRS14 2,63

V5B 2

SIC03 4,11

CRS05 4,07

CRS06 4,03

CRS07 3,99

CRS08 3,95

CRS09 3,91

CRS10 3,87

CRS11 3,83

CRS12 3,79

Na moldagem dos corpos-de-prova foi possível gerar detalhadamente o perfil

de solo. Além da argila e areia, foram encontrados materiais como madeira e bidim,

provavelmente provenientes da execução do aterro, além de mariscos, como

mostram a Figura 42. As cotas referidas na figura estão relacionadas ao nível do

terreno, considerado como 0,0. Os números, ao lado das cotas, correspondem à

profundidade de cada trecho da amostra ao longo do tubo do amostrador.

Os resultados sugeriram que a espessura de aterro, considerada de 1,7m no

projeto, chegou, de fato, a 2,45m. As espessuras da camada argilosa, que eram

3,65m (V5) e 3,50m (V6), a aproximadamente quinze anos após a construção do

aterro, nas áreas referentes às verticais V5B e V6A, foram, respectivamente, de

1,76m e 0,34m.

Page 96: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

94

(a) V5B (b) V6A

Figura 42 – Perfil de solo identificado nas amostras.

A Figura 43 ilustra a metodologia de preparação dos corpos de prova. O tubo

shelby era apoiado horizontalmente em uma estrutura de madeira. A sequência

adotada está descrita a seguir:

a) Descarte da ponta, com tubo apoiado em um suporte na horizontal e

auxílio de serra fina;

b) Corte de seção da amostra com uso de fio de aço, e cuidado para não

haver vibração;

c) Corte do restante do tubo, separação entre a amostra e o tubo, com

uso de fio de aço na interface entre o solo e a parede interna do tubo

Shelby;

Page 97: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

95

d) Extração da amostra do tubo amostrador;

e) Utilização de um suporte de diâmetro pouco inferior ao do tubo;

f) Moldagem do corpo de prova.

A presença predominante de mariscos pode ser observada na Figura

44. Cuidados na saturação da amostra e drenagem, utilizando-se as pedras

porosas previamente fervidas e filtro de papel em ambas as faces da amostra

são indicados na Figura 45.

(a) descarte da ponta.

(b) retirada da amostra.

(c) corte do tubo Shelby.

(d) separação da amostra

e a parede do Shelby.

(e) utilização de suporte

com diâmetro pouco

inferior para extração da

amostra.

(f) moldagem do corpo de

prova.

Figura 43 – Preparação das amostras.

Page 98: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

96

(a) Cravação do anel do corpo de prova

fora do eixo da amostra.

(b) Dificuldades na moldagem do corpo

de prova.

Figura 44 – Presença de mariscos.

(a) Fervura das pedras porosas.

(b) colocação da pedra porosa na célula para ensaio SIC.

(c) saturação da célula após colocação do corpo de prova.

Figura 45 – Cuidados na saturação.

Durante a operação de preparação dos corpos de prova, foram observadas

algumas dificuldades do tipo:

a) Presença de estaca de madeira (Figura 46a e b);

b) Grande quantidade de areia (Figura 46b);

c) Fissuras na amostra V5B 1 (Figura 46c e d );

Page 99: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

97

Outros problemas como o excesso de água no shelby V5B 2 pode ser

observado na Figura 47, assim como trincas e pedaços de bidim encontrados no

shelby V5B 1 mostrados na Figura 48.

(a) Shelby V6A 1.

(b) Madeira do Shelby V6A 1.

(c) Shelby V5B 1.

(d) Fissuras na amostra V5B 1.

Figura 46 – Elementos no Shelby V6A 1e V5B 1.

Page 100: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

98

(a) Shelby V5B 2.

(b) Moldagem do corpo de prova

amolgado.

Figura 47 – Excesso de água.

(a) Trinca na amostra shelby V5B 1.

(b) Pedaço de bidim.

Figura 48 – Trinca e pedaço de bidim encontrados na amostra durante a moldagem

do CRS13-V5B 1.

Face aos diversos problemas encontrados na fase de preparação de ensaios, a

quantidade de amostras, consideradas visualmente adequadas, foi insuficiente para

a realização da campanha de ensaios prevista inicialmente. Além da obtenção dos

Page 101: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

99

parâmetros de compressibilidade ao longo da profundidade da camada de argila

mole, havia também o desejo de se estudar a influência da velocidade do ensaio

CRS. Assim sendo, optou-se por realizar ensaios em amostras visivelmente

amolgadas, oriundas do shelby V5B 2, como ilustra a Figura 47.

3.3 Caracterização

Foram realizados ensaios de caracterização seguindo as determinações da

Norma Brasileira, com exceção da determinação dos limites de consistência que foi

feita sem secagem prévia, em conformidade com os ensaios realizados por ocasião

do projeto, nas novas verticais V5B e V6A.

As curvas granulométricas estão indicadas na Figura 49 e Figura 50

respectivamente, para amostras da vertical V5B e V6A. Análogo ao observado na

primeira campanha de ensaios (Figura 26), na vertical V5 observa-se uma tendência

de redução da porcentagem de finos com o aumento da profundidade. Cabe

destacar que a numeração das amostras se dá em ordem crescente com a

profundidade. A vertical V6 também registrou uma granulometria compatível com a

primeira campanha (Figura 26), com a ocorrência de uma porcentagem de argila

inferior a da vertical V5, além da presença predominante de areia na amostra mais

profunda, V6A 3.

As campanhas de 1997 e 2012 (Figura 26, Figura 49 e Figura 50) indicaram

descontinuidades nas curvas granulométricas. A princípio tal comportamento foi

considerado típico do solo local. Entretanto, estudos recentes mostraram

descontinuidades em curvas granulométricas de outros solos, as quais foram

atribuídas ao defloculante. Com isso, não se pode afirmar que as descontinuidades

das curvas aqui apresentadas sejam de fato representativas do solo argiloso da

baixada de Jacarepaguá.

Page 102: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

100

Figura 49 - Curvas granulométricas das amostras da vertical V5B.

Figura 50 - Curvas granulométricas das amostras da vertical V6A.

2''1 1/2''1''3/4''3/8''41016304050100200

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100

Per

cent

agem

pas

sand

o (%

)

Diâmetros das partículas (mm)

amostra V5B 1

amostra V5B 2

amostra V5B 3

Curva Granulométrica P

erce

ntag

em

Peneiras Nº :

PedregulhoArgila Silte AreiaMédiaFina Grossa M

2''1 1/2''1''3/4''3/8''410163040100200

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

50

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100

Per

cent

agem

pas

sand

o (%

)

Diâmetros das partículas (mm)

amostra V6A 1

amostra V6A 2

amostra V6A 3

Curva Granulométrica

Per

cent

agem

Peneiras Nº :

PedregulhoArgila Silte AreiaMédiaFina Grossa M

Page 103: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

101

A análise granulométrica revelou um material constituído da ordem de 68% de

areia, 24% de silte e apenas 8% de argila, nos Shelbies V5B 1, V5B 2 e V6A 1. As

demais amostras coletadas apresentaram solo predominantemente arenoso, como o

observado no shelby V5B 3, mostrado na Figura 51.

(a) Areia.

(b) Mariscos.

Figura 51 – Areia e mariscos encontrados no shelby V5B 3.

Page 104: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

102

(a) Shelby V6A 1.

(b) Shelby V5B 1.

Figura 52 – Ensaios de caracterização dos shelbies V6A 1 e V5B 2.

Importante ressaltar que a curva apresenta um salto brusco na vizinhança da

peneira #40. Vitor (2012) também observou em análises de ensaios realizados em

depósitos argilosos próximos ao local, um padrão semelhante em vários corpos de

prova, e ressaltou que embora o aspecto do solo observado sugira um solo de

natureza argilosa, a curva granulométrica indica a predominância de areia. Este

“salto” ocorrido na curva granulométrica foi inicialmente atribuído por Vitor (2012) à

falha na calibração do densímetro. O ensaio foi então refeito, após recalibração do

densímetro, porém as curvas mantiveram-se com o mesmo padrão de

comportamento.

Destaca-se que embora este material (mariscos) apresente pouca

representatividade em termos de peso, quando em grande quantidade, como mostra

a Figura 53, pode contribuir para mascarar o aspecto da curva granulométrica.

Page 105: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

103

(a) Shelby V5B 3.

(b) Shelby V6A 2.

Figura 53 – Mariscos encontrados nos shelbies V5B 3 e V6A 2.

Os índices de consistência, limite de liquidez e de plasticidade, bem como a

umidade do solo natural, peso específico, densidade dos grãos e índice de vazios

inicial encontram-se resumidos na Tabela 13.

Na Tabela 13 estão apresentados valores médios para as verticais da fase de

projeto, sendo que foram descartadas as informações referentes a profundidade de

2,58m na vertical V6 por mostrarem resultados muito distintos, que podem estar

associados a existência de veio de areia. Embora a comparação entre as duas

campanhas de ensaios esteja detalhada no Capítulo 4, pode-se ressaltar

observando também a Tabela 8, uma redução acentuada da umidade natural, limite

de liquidez, limite de plasticidade e de índice de vazios do solo desta segunda

campanha. O peso específico apresentou aumento menos expressivo.

Page 106: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

104

Tabela 13 – Ensaios de caracterização das amostras das verticais V5B e V6A, e

valores médios na fase de projeto.

AMOSTRA PROF. γγγγ nat

G e0 wnat LL LP IP

(m) (kN/m3) (%) (%) (%) (%)

V5B 1 2,87 13,80 2,56 2,54 90,38 218,79 65,78 153,00

V5B2 3,80 13,20 2,60 3,52 130,15 45,00 16,41 28,59

V5 - Projeto Media 11,12 2,12 12,02 417,70 594,67 154,33 440,33

V6A 1 2,29 12,80 2,53 3,68 136,74 102,80 34,20 68,60

V6 - Projeto Media 11,08 2,19 10,25 386,53 626,33 133,33 493,00

3.4 Resultados dos Ensaios Convencionais (SIC)

Foram realizados 02 ensaios convencionais na vertical V5B (SIC02 e SIC03)

e 01 ensaio na vertical V6 (SIC01) (Tabela 12).

O ensaio SIC03 foi feito em amostra amolgada. Na abertura do tubo Shelby

V5B 2, como o material encontrado apresentou-se líquido e inconsistente,

escorrendo do Shelby em sua abertura, este foi considerado amolgado. O terceiro

ensaio SIC deste estudo foi feito com este solo, visando observar o comportamento

do solo neste estado e comparar os resultados obtidos na amostra indeformada.

A Figura 54 mostra as curvas de índice de vazios normalizado (e/e0) em

função da tensão vertical efetiva dos ensaios SIC nas amostras indeformadas, em

conjunto com a curva relativa ao corpo de prova amolgado. A tensão efetiva de pré-

adensamento encontra-se resumida na Tabela 14, incluindo outros índices

necessários para a classificação quanto à qualidade dos corpos de prova As

amostras apresentaram valores de ∆e/e0 variando de 0,17 a 0,41, muito superiores a

0,14, que representa o valor limite, a partir do qual Lunne et al (1997), Coutinho

(1998, 2007), Oliveira (2002) e Andrade (2009) as classificam como “muito ruins”.

Page 107: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

105

Figura 54 – Curvas de compressibilidade obtidas nos ensaios convencionais.

Tabela 14– Qualidade dos corpos de prova dos ensaios SIC.

Corpo

de

prova

σ`vo

(kPa)

σ`vm

(kPa) OCR e0 e(σ`vo) Δe/e0

Lunne et al

(1997)

Coutinho

(1998)

Andrade

(2009)

SIC01 21,9 5,6 0,3 3,59 2,12 0,41 Muito Ruim Muito Ruim Muito Ruim

SIC02 29,9 29,0 1,0 2,47 2,05 0,17 Muito Ruim Muito Ruim Muito Ruim

SIC03 31,7 4,8 0,2 3,43 2,01 0,41 Muito Ruim Muito Ruim Muito Ruim

Apesar do ensaio SIC02-V5B indicar qualidade muito ruim, a forma da curva

mostra-se semelhante ao que se espera de um corpo de prova de boa qualidade.

A Tabela 15 mostra os índices de compressibilidade calculados em todos os

ensaios, além da tensão efetiva de calculada pelo método de Pacheco Silva.

Observa-se que, independentemente da qualidade das amostras, os índices de

compressibilidade, normalizados, forneceram valores relativamente próximos; isto é,

pode-se recomendar para uso prático Cr(1+e0) e Cc(1+e0) da ordem de 0,04 e 0,42,

respectivamente.

0,00

0,50

1,00

1,00 10,00 100,00 1000,00

e/e

0

σ'v

SIC01 V6A 1 ( prof. 2,36 à 2,70 m)

SIC02 V5B 1 ( prof. 2,45 à 3,30 m)

SIC03 V5B 2 (prof. 3,60 à 4,20 m)

Page 108: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

106

Tabela 15– Parâmetros obtidos dos ensaios SIC

Parâmetros SIC01 SIC02 SIC03

σ´vm (Pacheco Silva) 5,6 kPa 29 kPa 4,8 kPa

Cr 0,16 0,22 0,08

Cc 2,32 1,47 1,47

Cr(1+e0) 0,03 0,06 0,02

Cc(1+e0) 0,51 0,42 0,33

A Figura 55 e Figura 56 mostram a variação dos coeficientes

compressibilidade com a tensão efetiva para os três ensaios SIC. Os resultados

indicam, como esperado, ligeira a redução do coeficiente de variação volumétrica

com o aumento da tensão efetiva, sendo a média da ordem de 3x10-3 1/kPa. No

caso do coeficiente de adensamento também há redução com o aumento da tensão

efetiva, tendendo a um valor constante da ordem de 1,4x10-8m2/s, para o caso do

ensaio SIC02-V5B, enquanto que os demais, com claros indícios de amolgamento,

mostram um valor aproximadamente constante.

Figura 55 –. Curvas de coeficiente de variação volumétrica em função da tensão

efetiva.

1,0E-04

1,0E-03

1,0E-02

1,0E-01

1,0E+00

1 10 100 1000

mv

(1/k

Pa)

σ´v(kPa)

SIC01 V6A 1

SIC02 V5B 1

SIC03 V5B 2

Page 109: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

107

Figura 56 - Valores do coeficiente de adensamento cv obtidos nos ensaios SIC.

3.5 Ensaios CRS

O equipamento utilizado nesta pesquisa foi o GeoStar modelo S5211,

adquirido da empresa Hogentogler, com verba FAPERJ, já empregado na

dissertação de Vitor (2012). O ensaio é automático, sendo controlado pelo programa

também designado por GeoStar, fornecido pelo fabricante.

Após a inicialização do aplicativo GeoStar, uma série de dados devem ser

inseridos no programa, tais como: unidades desejadas, dados da célula, tipo de

ensaio, deformação máxima esperada, tensão efetiva vertical inicial e final,

velocidade de deformação no carregamento e descarregamento e intervalo para

registro de dados (por exemplo, a cada minuto). A Figura 57 mostra a célula

posicionada na prensa. A instrumentação necessária para realização do ensaio

inclui um transdutor de pressão, posicionado na base da célula, e uma célula de

carga posicionada acima da peça de topo. Maiores detalhes sobre o equipamento

podem ser encontrados em Vitor (2012).

1,0E-09

1,0E-08

1,0E-07

1,0E-06

1 10 100 1000

Cv

(m2 /

s)

σ´v(kPa)

SIC01 V6A 1

SIC02 V5B 1

SIC03 V5B 2

Page 110: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

108

Figura 57 – Equipamento para ensaio CRS, Laboratório de Mecânica dos Solos da

UERJ.

3.5.1 Definição da velocidade de deformação

A velocidade de deformação foi definida com base na proposta de Carvalho et

al. (1993), descrita no ítem 1.6.2.1. Empregando-se o método de Taylor, para cada

estágio do ensaio convencional, foi calculada a velocidade correspondente à t90,

visando estimar uma velocidade equivalente para realização dos ensaios CRS. A fim

de comparação, foram também calculadas as velocidades a partir do valor máximo

de ub/σv, substituindo-se uo na Equação (34) pelo incremento de tensão total. As

duas alternativas forneceram valores bastante semelhantes. Com isso chegou-se a

velocidade próxima a 1,80%/h, tendo sido adotado o valor de 2%/h.

3.5.2 Problemas nos ensaios

Alguns ensaios foram descartados por diversos motivos:

i) Perda do registro dos resultados devido a problemas no

armazenamento de dados na CPU do computador.

ii) Falta de energia.

Page 111: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

109

iii) Ocorrência de valores negativos de ub.

A ocorrência de valores negativos de ub talvez tenha sido o problema mais

delicado observado nesta campanha de ensaios. Várias hipóteses foram aventadas

para explicar esta dificuldade:

i) Problemas no transdutor.

ii) Problemas no programa Geostar.

iii) Problemas na saturação do sistema.

Quanto ao transdutor, testes foram realizados acoplando o transdutor a uma

célula triaxial, totalmente preenchida de água, mantendo-se o controle da leitura no

programa Geostar (Figura 58). Aplicou-se de uma pressão confinante e constatou-se

que as leituras eram compatíveis com as pressões aplicadas. Após esse teste, as 2

primeiras hipóteses foram descartadas.

Figura 58 – Célula triaxial acoplada ao equipamento CRS.

Uma vez ratificada a acurácia do transdutor de poropressão, os cuidados para

saturação foram redobrados, incluindo garantir que não houvesse bolhas de ar no

corpo do transdutor (com o uso de uma seringa) e que não houvesse vazamentos

nas conexões do equipamento, como mostra Figura 59.

Page 112: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

110

Figura 59 – Saturação do transdutor de poropressão e vedação das roscas do

equipamento.

3.5.3 Resultados dos ensaios CRS

Os ensaios foram realizados utilizando-se a velocidade de 2%/h, calculada

pelo critério de Carvalho et al (1993), e, considerando uma velocidade de

ligeiramente superior (5%/h), adotada por Vitor (2012) para um solo também da

Baixada de Jacarepaguá. Posteriormente foram realizados ensaios CRS com

velocidades mais elevadas de 10%/h e 20%/h, visando comparação dos resultados.

A Tabela 16 resume os ensaios realizados, separando aqueles em que o

corpo de prova foi moldado em amostras indeformadas daqueles preparados a partir

de amostras amolgadas. As amostras consideradas amolgadas foram as

provenientes do Shelby V5B 2, do qual o material escorreu na abertura do tubo por

excesso de água. Os corpos de prova das amostras provenientes deste tubo foram

moldados sem os cuidados específicos para o preparo das amostras, conforme

detalhado no item 3.2.

Page 113: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

111

Tabela 16 – Velocidades de deformação utilizadas nos ensaios CRS

AMOSTRA Ensaios CRS

Velocidade de

deformação

(%/h)

Indeformada

V6A 1 - CRS01 5

V5B 1 - CRS02 5

V5B 1 - CRS03 5

V5B 1 - CRS04 2

V5B 1 - CRS13 2

V5B 1 - CRS14 10

Amolgada

V5B 2 - CRS05 10

V5B 2 - CRS06 2

V5B 2 - CRS07 10

V5B 2 - CRS08 10

V5B 2 - CRS09 2

V5B 2 - CRS10 20

V5B 2 - CRS11 10

V5B 2 - CRS12 2

Os ensaios CRS01, CRS02, CRS06, CRS07, CRS09 e CRS10 foram

descartados devido aos problemas ocorridos e detalhados no item 3.5.2.

3.5.3.1 Ensaios em amostras indeformadas

A influência da velocidade de deformação nos ensaios CRS foi estudada,

inicialmente, a partir da variação da razão de poropressão (ub/σv) gerada nos corpos

de prova. Na Figura 60 são apresentadas as curvas da razão de poropressão em

função da tensão efetiva, para os ensaios indicados na Tabela 17

Tabela 17 – Velocidades de deformação – amostras indeformadas

AMOSTRA Ensaios CRS

Velocidade de

deformação

(%/h)

Indeformada

V5B 1 - CRS03 5

V5B 1 - CRS04 2

V5B 1 - CRS13 2

V5B 1 - CRS14 10

Page 114: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

112

Considerando os valores limites recomendados nos gráficos ub/σv x σ'v, para

análise das amostras indeformadas, observa-se que os ensaios CRS03 e CRS13

apresentam valores negativos em boa parte dos ensaios, portanto, apresentam

resultados questionáveis. Os ensaios CRS04 e CRS14 mostram desenvolvimento

semelhante de poropressão e estão dentro da faixa de Carvalho (1993) e

ultrapassam os demais critérios.

Figura 60 - Gráfico de ub/σv variando com a tensão efetiva dos ensaios realizados

com solo indeformado.

A Figura 61 ilustra o gráfico da poropressão variando com a tensão total

vertical, indicando valores negativos no inicio dos ensaios CRS03 e CRS13.

-60%

-55%

-50%

-45%

-40%

-35%

-30%

-25%

-20%

-15%

-10%

-5%

0%

5%

10%

15%

20%

25%

30%

35%

40%

45%

0 100 200 300 400 500

ub

/σv

σ'v

CRS03 5%/h

CRS04 2%/h

CRS13 2%/h

CRS14 10%/h

5% a 2% Wissa et al (1971)

20% a 3% ASTM (1982)

40% a 10% Carvalho (1993)

32 % Gorman et al (1978)

Page 115: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

113

Figura 61 - Gráfico ub versus tensão vertical total das amostras indeformadas.

A Figura 62 apresenta as curvas de índice de vazios (e) em função da tensão

vertical efetiva de todos os ensaios CRS. Na curva apresentada no ensaio CRS04, a

oscilação do índice de vazios no inicio do ensaio pode estar relacionada à presença

de pequenos mariscos observados no solo argiloso do Shelby V5B 1.

A verificação da qualidade dos corpos de prova segundo os segundo os

critérios de Lunne et al. (1997), Coutinho (2007) e Andrade (2009) está apresentada

na Tabela 18. Nesta tabela estão incluídos os valores de σ’vo e σ’vm, sendo este

último estimado pelo método Pacheco Silva. A Tabela 18 apresenta a avaliação para

os corpos de prova dos ensaios CRS. Segundo os critérios mostrados neste

trabalho, as amostras CRS 03 e CRS14 são classificadas como regulares, e CRS 04

e CRS13 como ruins.

Este resultado foi inesperado, por duas razões principais: os ensaios na

ocasião do projeto (primeira campanha) foram realizados em São Paulo e as

amostras submetidas ao transporte muito mais demorado, em condições

provavelmente mais desfavoráveis. O transporte da campanha atual foi curto, até as

instalações do laboratório da UERJ, logo após a extração das amostras dos furos.

Esta segunda campanha foi acompanhada pela equipe da pesquisa, além de padrão

técnico igual ou superior ao da campanha inicial. Não se tem notícia dos cuidados

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

0 100 200 300 400 500

ub

(k

Pa

)

σv (kPa)

CRS03 5%/h

CRS04 2%/h

CRS13 2%/h

CRS14 10%/h

Page 116: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

114

praticados no manuseio das amostras e preparo dos corpos de prova da primeira

campanha, enquanto os atuais foram realizados com o devido cuidado. Atribui-se a

baixa qualidade dos corpos de prova ao fato da camada de argila ter sido submetida

aos efeitos construtivos, com vestígios de pedra, pedaços de madeira, bidim, o que

dificultou a moldagem dos corpos de prova, com amolgamento inerente ao seu

estado atual.

Apesar da qualidade da amostra CRS 03 ser adequada, a geração de ub foi

sempre negativa, descartando a influência do processo de montagem do corpo de

prova. É possível que tenha havido problema de saturação da linha que leva ao

transdutor ou de vedação do equipamento.

Figura 62 - Variação do índice de vazios com a tensão vertical efetiva em amostras

indeformadas.

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

6,5

7,0

1,0 10,0 100,0 1.000,0

e

σσσσ'v (kPa )

CRS03 5%/h

CRS04 2%/h

CRS13 2%/h

CRS14 10%/h

Page 117: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

115

Tabela 18– Qualidade dos corpos de prova dos ensaios CRS.

Corpo

de

prova

σ`vo

(kPa)

σ`vm

(kPa) OCR e0 e(σ`vo) Δe/e0

Lunne et

al (1997)

Coutinho

(1998)

Andrade

(2009)

CRS03 29,50 58,00 2,0 4,28 4,02 0,06 Boa a

Aceitável Regular

Boa a

Regular

CRS04 29,30 30,00 1,0 5,83 5,28 0,09 Ruim Regular a

Ruim Ruim

CRS13 29,20 28,00 1,0 6,38 5,64 0,12 Ruim Ruim Ruim

CRS14 29,01 45,00 1,6 5,54 5,08 0,08 Ruim Regular a

Ruim

Boa a

Regular

Independentemente da velocidade adotada ou da qualidade da amostra

observa-se um comportamento similar no trecho normalmente adensado. Apesar

dos valores negativos de ub, a forma da curva do ensaio CRS 03 é semelhante aos

demais, porém iniciando em um índice de vazios mais baixos e mostrando um trecho

mais rígido de recompressão . O ensaio CRS13, classificado como um corpo de

prova de qualidade ruim e que parte do ensaio teve valores negativos de ub, gerou

uma curva de compressibilidade semelhante às demais.

Os ensaios com maiores velocidades de deformação se localizaram, em

geral, acima dos demais, nas curvas apresentadas, o que já seria esperado, uma

vez que tenderiam a apresentar um valor mais alto de geração de pororessão e, com

isso, maior índice de vazios para uma mesma tensão efetiva.

A Tabela 19 mostra os índices de compressibilidade calculados em todos os

ensaios, além da tensão efetiva de calculada pelo método de Pacheco Silva. É

curioso observar que, independentemente da qualidade da amostra e da geração de

poropressão não compatível com os limites propostos por diversos autores, os

índices de compressibilidade, normalizados, fornecem valores relativamente

próximos; isto é, pode-se recomendar para uso prático Cr(1+e0) e Cc(1+e0) da ordem

de 0,04 e 0,35, respectivamente.

Page 118: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

116

Tabela 19 - Parâmetros obtidos dos ensaios CRS de amostras indeformadas.

Parâmetros CRS03 5%/h CRS04 2%/h CRS13 2%/h CRS14 10%/h

σ´vm (Pacheco Silva) 58 kPa 30 kPa 28 kPa 45 kPa

Cr 0,15 0,4 0,38 0,5

Cc 1,85 2,44 2,69 2,01

Cr(1+e0) 0,03 0,06 0,05 0,07

Cc(1+e0) 0,35 0,36 0,36 0,31

A Figura 63 e Figura 64 mostram as curvas de coeficiente de variação

volumétrica e de adensamento com a tensão efetiva para os dois ensaios CRS,

considerados adequados quanto aos critérios de classificação das amostras. O

coeficiente de adensamento foi calculado considerando-se o comportamento do solo

como não linear (Wissa et al, 1971), visto que outros autores (Spannenberg ,2003 e

Vitor ,2012) já verificaram que não há diferença significativa entre os

comportamentos linear e não linear no cálculo de cv.

Os resultados indicam redução suave do coeficiente de variação volumétrica

com o aumento da tensão efetiva, podendo ser arbitrado um valor médio da ordem

de 2x10-31/kPa. No caso do coeficiente de adensamento também se observa a

redução com o aumento da tensão efetiva, tendendo a um valor constante da ordem

de 1,5x10-7m2/s

Figura 63 –. Coeficiente de variação volumétrica em função da tensão efetiva - CRS.

1,0E-04

1,0E-03

1,0E-02

1,0E-01

1,0E+00

1,0E+01

1 10 100 1000

mv

(1/K

Pa)

σ´v(kPa)

CRS04 2%/h

CRS14 10%/h

Page 119: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

117

Figura 64 – Coeficiente de adensamento variando com a tensão efetiva - CRS.

3.5.3.2 Amostras Amolgadas

Os corpos de prova provenientes do Shelby V5B 2, em que o material

escorreu quando da abertura do tubo por excesso de umidade, foram moldados sem

cuidados específicos, sendo designados como originários de amostras amolgadas.

Esse material inicialmente seria utilizado para avaliação da influência da velocidade

de deformação. Entretanto, face aos problemas de montagem e saturação das

linhas, somente 04 ensaios (Tabela 20) foram considerados adequados para

análise. Os ensaios CRS 05, CRS 08 e CRS 11 foram realizados para 10%/h, para

avaliação da repetibilidade.

Tabela 20 – Velocidades de deformação - amostras amolgadas.

AMOSTRA Ensaios CRS

Velocidade de

deformação

(%/h)

Amolgada

V5B 2 - CRS05 10

V5B 2 - CRS08 10

V5B 2 - CRS11 10

V5B 2 - CRS12 2

A Figura 65 ilustra a variação da razão de poropressão ( ub/σv ) com a tensão

efetiva dos diversos ensaios CRS, realizados em amostras amolgadas. Foram

1,0E-08

1,0E-07

1,0E-06

1,0E-05

1,0E-04

1,0E-03

1 10 100 1000

Cv

(m2 /

s)

σ´v(kPa)

CRS04 2%/h

CRS14 10%/h

Page 120: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

118

mostradas também as faixas recomendadas por Wissa et al. (1971), ASTM (1982) e

Carvalho (1993). Os resultados mostram que no trecho inicial os valores de ub/σv

superam, em muito, os limites superiores previstos pelos autores. Entretanto as

curvas tendem para valores de ub/σv aceitáveis. Diferentemente do que seria

esperado, o ensaio mais lento gerou maior excesso de poropressão, o que indica as

limitações do ensaio em amostras amolgadas.

Há que ressaltar que comportamento semelhante foi observado por

Spannenberg (2003) em amostras amolgadas da Baixada Fluminense.

Figura 65 – Gráfico de ub/σv variando com a tensão efetiva dos ensaios realizados

com solo amolgado.

A Figura 66 mostra o gráfico do índice de vazios versus tensão efetiva dos

ensaios, onde verificam-se índices de vazios mais baixos do que os das amostras

indeformadas, além das características comuns a solos amolgados: i) achatamento

das curvas; ii) dificuldade de definição da tensão efetiva de pré-adensamento, etc.

Não houve repetibilidade nos resultados dos ensaios na mesma velocidade de

deformação, talvez pela impossibilidade de garantir o mesmo grau de amolgamento

em todos os corpos de prova. Além disso, pôde-se constatar nos ensaios CRS05 e

0%5%

10%15%20%25%30%35%40%45%50%55%60%65%70%75%80%85%90%95%

100%105%110%115%120%

0 100 200 300 400 500

ub

/σv

σ'v

CRS05 10%/h

CRS08 10%/h

CRS11 10%/h

CRS12 2%/h

5% a 2% Wissa et al (1971)

20% a 3% ASTM (1982)

40% a 10% Carvalho (1993)

32% Gorman et al (1978)

Page 121: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

119

CRS08, a mesma oscilação apresentada no inicio do ensaio CRS04, atribuída

possivelmente à presença de mariscos.

Figura 66 - Variação do índice de vazios com a tensão vertical efetiva em amostras

amolgadas

3.6 SIC X CRS – Vertical 05

Na Figura 67 estão representados os resultados obtidos no ensaio SIC-02 e

nos 04 ensaios CRS ao longo das respectivas profundidades. Apesar dos ensaios

CRS03 e CRS13 não atenderem aos critérios de ub/σv x σv’ (profundidades 2,91 m

e 2,73 m), os resultados apresentam valores compatíveis com os demais.

Observa-se uma distinção entre os resultados entre o SIC e os CRSs.

Entretanto, pela pequena amostragem de ensaios SIC, optou-se por não tirar

qualquer conclusão a esse respeito. Observa-se, no entanto, uma tendência de

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0,01 0,10 1,00 10,00 100,00 1.000,00

e

σσσσ'v (KPa )

CRS05 10%/h

CRS08 10%/h

CRS11 10%/h

CRS12 2%/h

Page 122: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

120

crescimento do peso específico com a profundidade e redução dos demais

parâmetros geotécnicos.

Quanto aos valores referentes à tensão de pré-adensamento, OCR e índices

de compressibilidade Cc e Cr, os resultados (Figura 68) indicam uma certa dispesão

sem tendência de aumento ou redução com a profundidade

Figura 67 – Peso específico, índice de vazios, umidade e coeficiente de

adensamento versus profundidade, obtidos nos ensaios da vertical V5B.

2,50

2,70

2,90

3,10

3,30

3,50

3,70

3,90

4,10

4,30

5,00 10,00 15,00

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)

γγγγnat (KN/m³)

2,50

2,70

2,90

3,10

3,30

3,50

3,70

3,90

4,10

4,30

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

e0

2,50

2,70

2,90

3,10

3,30

3,50

3,70

3,90

4,10

4,30

0,00 100,00 200,00 300,00

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

UMIDADE (%)

2,50

2,70

2,90

3,10

3,30

3,50

3,70

3,90

4,10

4,30

1,0E-04 1,0E-02 1,0E+00

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

cv (cm2/s) TRECHO N.A.

CRS

SIC SIC

CRS

CRS

CRS

SIC SIC

Page 123: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

121

Figura 68 – Valores de tensão de pré-adensamento, OCR e índices de

compressibilidade Cr, Cs e Cc obtidos nos ensaios da vertical V5B.

Os resultados para os índices de compressibilidade Cc e Cr obtidos nos

ensaios atuais do empreendimento apresentam valores próximos aos encontrados

por Spannenberg (2003) na campanha experimental Rio –Polímeros II. Em ensaios

SIC e CRS realizados em amostras de boa qualidade e amolgadas, Spannenberg

(2003) encontrou valores de Cc de 0,86 à 2,41, e Cr de 0,16 à 0,28. No presente

caso na campanha experimental atual, os valores variam de 0,22 à 2,89 para Cc, e

de 0,04 à 0,38 para Cr.

2,50

2,70

2,90

3,10

3,30

3,50

3,70

3,90

4,10

4,30

0,00 20,00 40,00 60,00 80,00

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

σ'VM (kPa)

2,50

2,70

2,90

3,10

3,30

3,50

3,70

3,90

4,10

4,30

0,0 1,0 2,0 3,0

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

OCR

2,50

2,70

2,90

3,10

3,30

3,50

3,70

3,90

4,10

4,30

0,00 1,00 2,00 3,00

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

CC

2,50

2,70

2,90

3,10

3,30

3,50

3,70

3,90

4,10

4,30

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40

PR

OF

UN

DID

AD

E (

m)

Cr

CRS CRS

CRS

CRS

SIC SIC

SIC SIC

Page 124: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

122

4 COMPARAÇÃO ENTRE AS CAMPANHAS DE ENSAIOS

4.1 Perfil Geotécnico

Inicialmente, antes de se comparar os parâmetros geotécnicos obtidos na

campanha de ensaios, antes do lançamento do aterro, e na atual, cabe destacar a

diferença encontrada na estratigrafia.

Antes da amostragem realizada pela Geotécnica em 1997, a estratigrafia na

vertical V5 indicava 0,18 m de solo vegetal sobrejacente ao pacote argiloso

superficial muito mole com 3,65 m de espessura, este último estando assente sobre

uma camada de areia fina a média, com fragmentos de conchas, cinza e marrom

escuro. Na vertical V6 o perfil indicava 0,15 m do solo vegetal e 3,85 m de argila

muito mole, com as mesmas características. No projeto do empreendimento

comercial foi estabelecida uma espessura total de sobrecarga de 1,7m, incluindo

0,5m de colchão drenante. O executor optou por utilizar uma areia média limpa tanto

para o aterro quanto para o colchão drenante. Cabe ressaltar que, em conversas

recentes com o executor,.este informou que não foi realizado nenhum trabalho de

recolocação de aterro.

Na presente campanha, após a retirada de todo material coletado nos

Shelbies , verificou-se que a altura do aterro foi da ordem de 2,4 m e a espessura da

camada argilosa variou de 1,76 m, na vertical V5, a 0,34 m na vertical V6, conforme

desenho esquemático indicado na Figura 69. Na elaboração do perfil acima,

procurou-se se basear na perfilagem obtida dos amostradores nas duas verticais, V5

e V6, assumindo que a camada arenosa subjacente ao pacote argiloso superficial

não teve sua cota alterada com o carregamento do aterro. Acredita-se, portanto, que

o executor tenha considerado as espessuras do aterro e colchão drenantes de forma

independente.

Page 125: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

123

Figura 69 – Perfil geotécnico esquematizado a partir da abertura dos Shelbies no

laboratório.

No perfil original, a camada arenosa se iniciava, na vertical V5, a 3,65m de

profundidade do NT. Atualmente, tem-se: 2,45m de aterro e 1,76m (=0,82+0,94) de

argila mole. Com isso, a profundidade da camada de areia em relação ao nível do

terreno atual é 4,21m. A partir da diferença de espessura da camada argilosa pode-

se prever que o recalque total, ocorrido nesta vertical, até a retirada das amostras,

foi de 1,89m. Neste calculo, desprezam-se as variações de volume no aterro e

considera-se que a cota da camada subjacente de areia é indeslocável.

Já na vertical V6, no perfil original, a camada arenosa se iniciava, a 3,85m de

profundidade do NT. Atualmente tem-se: 2,36m de aterro e 0,34 m de argila mole.

Com isso, a profundidade da camada de areia em relação ao nível do terreno atual é

de 2,7m. Repetindo o processo realizado na vertical V5, prevê-se que o recalque

total, ocorrido nesta vertical, até a retirada das amostras, foi de 3,51m.

A diferença entre os recalques das duas verticais foi inesperada e sugeriu

haver alguma incorreção na metodologia adotada. De fato, examinando a

investigação antes da obra, na vertical V6, identificou-se no shelby a cerca de 2,6m

de profundidade a existência de um veio arenoso. Com isso, é possível que na

campanha atual este veio tenha sido considerado como parte de camada arenosa

subjacente e, portanto, indicador do fim da sondagem. Conclui-se, então, que não se

pode aferir o recalque ocorrido junto à vertical V6 com os elementos registrados

Page 126: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

124

nesta segunda campanha, uma vez se desconhecer a espessura da camada original

de argila acima da lente de areia.

4.2 Parâmetros Geotécnicos

Uma vez reconstituído o perfil do terreno conforme os dados verificados na

campanha experimental atual houve necessidade de se estabelecer uma relação

entre as profundidades de retirada dos Shelbies antes da construção do aterro e na

condição atual, visando compatibilidade na análise e comparação dos resultados

obtidos. Mantendo a cota da areia como indeslocável, a equiparação entre

profundidades está mostrada na Tabela 21. Os resultados foram restritos à vertical

V5 visto as dificuldades de realização de ensaios de boa qualidade nos corpos de

prova da vertical V6. Com a equivalência de profundidades antes e depois do aterro

foi possível correlacionar os ensaios realizados na vertical V5, como mostra a

Tabela 22.

Tabela 21 – Profundidades dos ensaios antes e após a construção do aterro nas

verticais V5 e V5B.

ANTES DO ATERRO (V5) H argila=3,65m; H aterro=0m

SITUÇÃO ATUAL (V5B) H argila=1,76m; H aterro= 2,36m

Z argila (m)

Z relativo (m)

Z argila (m)

Profundidade (m)

0,58 16%H 0,28 2,64 1,58 43%H 0,76 3,12 2,58 70%H 1,23 3,59 3,58 98%H 1,72 4,09

Tabela 22 – Relação entre as profundidades e os ensaios de adensamento nas

verticais V5 e V5B.

PROFUNDIDADES X ENSAIOS DE ADENSAMENTO NAS VERTICAIS V5 E V5B

Prof. VERTICAL V5

(m)

VERTICAL V5B

(m)

ENSAIOS ADENSAMENTO

ANTES DA OBRA ATUALMENTE

A 0,20-0,95 2,45-2,80 SIC01 CRS04, CRS13, CRS14

B 1,20-1,95 2,92-3,27 SIC02 SIC02, CRS03

C 2,20-2,95 3,39-3,74 SIC03 -

D

3,20-3,95 3,86-4,21 SIC04

SIC03, CRS05, CRS08, CRS11, CRS12

Amostras amolgadas

Page 127: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

125

4.2.1 Caracterização

A comparação dos resultados dos ensaios de caracterização indicou a

redução acentuada da umidade natural, como mostra a Figura 70. A umidade média

para as amostras na vertical V5 era de aproximadamente 360%, passando a 176%

atualmente nas amostras do tubo V5B 01. Os ensaios para determinação do limite

de liquidez, em ambas campanhas, foram feitos sem secagem prévia, ao contrário

do proposto pela norma. Os resultados de LL que antes variaram de 671% a 460%

(exceto o resultado de 96% da amostra V5 03), na vertical V5, passaram a 218%

nos ensaios atuais. Os valores de LP que antes eram de 181% à 132% ( exceto 31%

obtido para a amostra V5 03), passaram a 65%. Ambos os valores atuais

apresentados para LL e LP, foram obtidos nas amostras indeformadas do tubo V5B

01. Baroni (2010), em análise de argilas orgânicas muito compressíveis da Barra da

Tijuca apresentou valores de LP variando de 250% à 111%, e LL de 41% à 71%,

como característica típica de solos moles costeiros da região Sudeste do Brasil.

O peso específico apresentou um aumento pouco expressivo, como mostra a

Figura 70. Já o índice de vazios sofreu uma redução de 10,7 para uma média da

ordem de 5,0. Desprezando-se o fato do índice de vazios do corpo de prova não

corresponder ao valor de campo (pouca influência), o recalque previsto é de 1,78m,

para uma espessura inicial de 3,65m. Este valor é compatível com o estimado pelas

variações de espessura da camada argilosa.

Page 128: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

126

Figura 70 – Caracterização da camada argilosa antes e após aterro.

4.2.2 Parâmetros de Compressibilidade e adensamento

Ao longo do processo de adensamento, tendo em vista que o NA encontra-se

coincidente com o nível do terreno, a sobrecarga do aterro vai reduzindo com os

efeitos da submersão, tendo sido calculado um valor médio de 41 kN/m2. No início

do processo a sobrecarga era de 46,6kN/m2 (=2,45m x 19 kN/m3) e no final de 34,6

kN/m2, assumindo submersão do aterro de 1,2m (=(0,56m + 0,70m) x 19 kN/m3 +

1,2m x 9 kN/m3 ).

Em relação às curvas de compressibilidade, procurou-se identificar os trechos

da camada com a mesma posição relativa, de acordo com as Tabela 21 e Tabela

22. Os resultados relativos à profundidade A (Tabela 22) estão ilustrados na Figura

71 e Tabela 23, onde se destacam os seguintes pontos:

i) Redução significativa do índice de vazios dos ensaios da segunda

campanha em relação ao do solo natural (primeira campanha).

ii) Aumento expressivo da tensão de pré-adensamento e consequente

redução dos valores de OCR

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0 200 400 600

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)UMIDADE (%)

VERTICAL V5 (ANTES DA OBRA)

SHELBY V5B 01 (AMOSTRA

INDEFORMADA)

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,00 5,00 10,00 15,00

γnat (KN/m³)

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,00 5,00 10,00 15,00

INDICE DE VAZIOS (e0)

Page 129: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

127

iii) A tensão efetiva de pré-adensamento está dentro da ordem de

grandeza esperada, considerando o valor médio de sobrecarga de

41kPa

iv) Redução do índice de compressibilidade Cc em cerca de 50%. Esta

redução pode ser atribuída ao fato das amostras da presente

campanha não terem sido classificadas como de boa qualidade. A má

qualidade tende ao achatamento da curva e consequentemente à

redução do Cc e aumento de Cr.

v) Houve aumento no valor de cv, da ordem de 10 vezes, atribuído a uma

maior porcentagem de areia (68%) nos corpos de prova da campanha

atual; na primeira campanha essa porcentagem era de 24%.

Figura 71 – Gráfico comparativo do índice de vazios variando com a tensão efetiva

para ensaios realizados na profundidade de 2,45 m à 2,80 m.

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

9,00

10,00

11,00

12,00

1 10 100 1000

e

σσσσ'v (KPa )

SIC01 V5 (ANTES DO ATERRO)

CRS04 2%/h

CRS14 10%/h

PROFUNDIDADE ATUAL DE 2,45 m A 2,80m

Page 130: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

128

Tabela 23 - Parâmetros de compressibilidade – profundidade A.

Antes do aterro Atual

Parâmetros SIC01 CRS04-2%/h

2%/h

CRS14-10%/h

σ´vm (Pacheco Silva) 15kPa 30 kPa 45 kPa

Cr 0,40 0,40 0,5

Cc 5,88 2,44 2,01

Cc(1+e0) 0,46 0,36 0,31

Cr(1+e0) 0,03 0,06 0,07

cv (cm2/s) 1,5x10-4 1,7x10-3 1,4x10-3

Os resultados relativos à profundidade B (Tabela 21 e Tabela 22) estão

ilustrados na Figura 72 e Tabela 24, onde se destacam os seguintes pontos:

i) Redução significativa do índice de vazios dos ensaios da segunda

campanha em relação ao do solo natural (primeira campanha).

ii) Aumento expressivo da tensão de pré-adensamento e consequente

redução dos valores de OCR

iii) Redução do índice de compressibilidade Cc em cerca de 80%. Análogo

à análise anterior as diferenças na compressibilidade entre os ensaios

pode ser atribuída ao fato das amostras da presente campanha não

terem sido classificadas como adequadas.

iv) Houve aumento no valor de cv, da ordem de 10, atribuído a uma maior

porcentagem de areia (68%) nos corpos de prova da campanha atual;

na primeira campanha essa porcentagem era de 24%

Page 131: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

129

Figura 72 - Gráfico comparativo do índice de vazios variando com a tensão efetiva

para ensaios realizados na profundidade de 2,92 m à 3,27 m.

Tabela 24 - Parâmetros de compressibilidade – profundidade B.

Antes do aterro Atual

Parâmetros SIC 02 SIC 02

σ´vm (Pacheco Silva) 7kPa 29kPa

Cr 1,2 0,22

Cc 7,1 1,47

Cr(1+e0) 0,08 0,06

Cc(1+e0) 0,51 0,42

cv (cm2/s) 2,5x10-5 1,4x10-4

Para as demais profundidades não foi possível fazer a correlação por não

haver ensaio disponível em amostra indeformada

A Figura 73 resume a comparação dos parâmetros de compressibilidade e

adensamento obtidos nas 2 campanhas de ensaio, considerando sua distribuição

coma profundidade. São, mais uma vez, observados os seguintes pontos:

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

1 10 100

e

σσσσ'v (KPa )

SIC02 V5 (ANTES DO ATERRO)

SIC02 V5B 01

PROFUNDIDADE ATUAL DE 2,92 m A 3,27 m

Page 132: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

130

i) Observa-se, do gráfico de σ’vm com a profundidade, que houve um

acréscimo na tensão de pré-adensamento compatível com a

sobrecarga do aterro, que foi de cerca de 40 kN/m2. Os valores de

OCR, obtidos para a segunda campanha, tendem à 1, como esperado.

ii) Apesar da redução dos valores de Cc e Cr, a relação normalizada

indica valores de CC (Cc/(1+eo) razoavelmente constante e uma leve

redução de CR (Cr/(1+eo)

iii) O coeficiente de adensamento cv mostra uma ligeira redução com a

profundidade antes da obra e na situação atual, os valores mais

elevados foram atribuídos a ocorrência de uma maior porcentagem da

fração areia nas amostras atuais.

Figura 73 – Parâmetros de compressibilidade e de adensamento variando com a

profundidade

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,00 20,00 40,00 60,00 80,00

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)

σ'vm (kPa)

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,00 0,20 0,40 0,60

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)

Cc/(1+e0)

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

1,00E-05 1,00E-03 1,00E-01

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)

Cv (cm2/s) TRECHO N.A

VERTICAL V5 (ANTES DA OBRA)

V5B 01 (AMOSTRA INDEFORMADA)

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

0,00 0,05 0,10 0,15

PR

OFU

ND

IDA

DE

(m

)

Cr/(1+e0)

Page 133: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

131

4.3 Previsão de Recalques

Nos estudos de implantação do aterro de 1,70m, adotou-se para fins de

previsão de recalque, uma espessura de camada mole de cerca de 4,0m,

subdividida em 4 sub-camadas. Foram previstos recalques de 1,20 m, considerando

a submersão do aterro, e 1,35 m sem a consideração da submersão.

Dado que foi identificado que a espessura do aterro, junto à vertical V5 foi

acima do valor de projeto, da ordem de 2,45m, os cálculos foram refeitos adotando-

se a espessura de argila de 3,65 m compatível com o valor observado na vertical V5

da primeira campanha. Foram previstos recalques primários de 1,30 m,

considerando a submersão do aterro, e 1,5m sem a consideração da submersão. A

parcela do adensamento secundário, determinada pelo enfoque de Lacerda e

Martins (1985), considerando OCRsec igual a 2, foi de 0,37m. Com isso, o recalque

total esperado na vertical V5 foi de 1,67m. Os detalhes de cálculo estão

apresentados no Apêndice A.

A partir dos resultados das investigações atuais de campo e laboratório

obteve-se a previsão de recalques de duas maneiras distintas, considerando-se

exclusivamente a vertical V5:

i) Considerando a espessura inicial na posição da vertical V5 e

desprezando-se o fato do índice de vazios do corpo de prova não

corresponder ao valor de campo (pouca influência), o recalque

previsto foi de 1,78m.

ii) A partir da diferença entre as espessuras inicial e final da camada

argilosa obteve-se um recalque de 1,89m. Neste calculo foram

desprezados eventuais recalques do aterro e a da camada subjacente

de areia.

As placas de recalque instaladas sob o aterro foram acompanhadas e na data

da última leitura, realizada em 05/01/2006, o recalque da placa mais próxima da

vertical V5 (PL´2) foi de 1,22m; cabe ressaltar que os registros foram iniciados após

o lançamento do colchão drenante. A previsão de recalque primário, segundo a

teoria de Terzaghi, e secundário pelo enfoque de Lacerda e Martins (1985),

Page 134: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

132

considerando OCRsec igual a 2, resultou em um valor total de 1,47m. Os detalhes de

cálculo estão apresentados no Apêndice A.

A Tabela 25 resume os valores de recalque obtidos pelas diversas formas de

cálculo. Observa-se que o cálculo analítico, na vertical V5, forneceu uma previsão

( ρ=1,7m) razoavelmente próxima da média observada no campo ( ρ=1,8m). Já na

área da placa PL2´ o valor registrado pela instrumentação de campo sugere que

ainda não havia sido atingida a estabilização de leituras.

Tabela 25 – Resumo das estimativas de recalque em duas posições

Base da Avaliação Local Valor do Recalque (m)

Cálculo analítico - 1ª. Campanha de ensaios

Vertical V5

1,67 Cálculo com base na variação do índice de vazios entre

campanhas 1,78

Cálculo com base na variação da espessura da camada de argila 1,89

Instrumentação de campo Placa PL2´

1,22 Cálculo analítico - 1ª. Campanha de ensaios 1,47

Cabe destacar, no entanto, que os valores previstos e obtidos por

observação, seja pela instrumentação, seja pelos demais registros, indicam valores

bastante satisfatórios em obras geotécnicas nas quais a variabilidade inerente à

natureza dos depósitos está sempre presente nas avaliações.

5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS

Esta dissertação apresenta resultados de ensaios de adensamento, SIC e

CRS, em amostras retiradas 15 anos após a instalação de um aterro num

empreendimento situado na Av. Airton Senna, na Baixada de Jacarepaguá. As

amostras foram coletadas junto às mesmas verticais onde foram coletadas amostras

anteriores, na primeira campanha de ensaios, realizada por ocasião do projeto.

Foram comparados, para a campanha atual, o comportamento do solo

argiloso muito compressível submetido aos ensaios SIC e CRS, este último para

diferentes velocidades de deformação.

Page 135: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

133

Comparou-se, também, as curvas de adensamento obtidas na campanha

atual e aquelas obtidas por ocasião do projeto que, em conjunto com os resultados

dos ensaios de caracterização e da estratigrafia atual, permitiram inferir os elevados

recalques.

5.1 Conclusões

Destacam-se as principais conclusões da pesquisa:

i) A qualidade dos corpos de prova obtidos das amostras da primeira

campanha foi superior a dos corpos de prova obtidos na campanha

atual, embora a sua retirada tenha sido realizada, supostamente, pela

mesma equipe.

ii) Os critérios de classificação da qualidade dos corpos de prova foram

considerados rigorosos quando comparados aos aspectos da curva de

compressibilidade; a forma da curva sugere ser mais relevante do que

a classificação em relação a ∆e/e0.

iii) Os ensaios de caracterização realizados em ambas as campanhas

revelam a tendência de redução da porcentagem de finos com a

profundidade. A porcentagem de areia é significativa, embora os

demais índices físicos e o aspecto do solo indique um comportamento

de solo argiloso.

iv) Observou-se um salto brusco na curva granulométrica, registrado

também nos ensaios de Vitor (2012), num solo sedimentar da Baixada

de Jacarepaguá, tanto nos ensaios da primeira e segunda campanhas.

Cabe destacar que os ensaios da primeira campanha foram realizados

pela Geotécnica em São Paulo e os da segundo foram realizados na

UERJ, com equipamentos e equipes distintas.

v) Verifica-se, para fins práticos, que, a velocidade do ensaio CRS e a

sua confiabilidade, quando da geração de valores negativos de ub,

pouco afetam os índices de compressibilidade, particularmente quando

comparam-se os valores normalizados.

vi) Amostras amolgadas tendem a gerar valores de ub/σv extremamente

elevados no inicio do ensaio, sendo observada queda significativa após

Page 136: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

134

100kPa. Esse comportamento pode ser visto como um critério de

análise da qualidade da amostra em ensaios CRS, independente dos

critérios usualmente adotados para este fim.

vii) Os valores de recalque previstos e obtidos, seja pela instrumentação,

seja pelos demais registros, indicaram valores bastante compatíveis e

satisfatórios neste tipo de solo, nos quais a variabilidade inerente à

natureza dos depósitos está sempre presente nas avaliações.

5.2 Sugestões para pesquisas futuras

i) Proceder a uma nova campanha de ensaios, incluindo o piezocone na

região do fundo da obra, em solo natural, e na região já aterrada, nas

proximidades das verticais estudadas nesta dissertação.

ii) Ampliar a análise do banco de dados relativos aos parâmetros

geotécnicos do depósito da Baixada de Jacarépaguá

iii) Melhorar os procedimentos do ensaio CRS a fim de reduzir os

problemas observados nesta pesquisa

iv) Comparar as velocidades de recalque previstas, com os valores de cv

obtidos nos ensaios SIC e CRS, com os registros de campo,

considerando a influência das grandes deformações na redução do

comprimento de drenagem.

v) Estudar a influência do adensamento secundário.

Page 137: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

135

REFERÊNCIAS

ALMEIDA NETTO, Y. (2006). Estudo Experimental das Características de

Compressibilidade e Adensamento de uma Argila Mole. Dissertação ( Mestrado em

Engenharia Civil) (p. 106). Rio de Janeiro: PUC.

ALMEIDA, M. D., & MARQUES, M. E. (2010). Aterros sobre solos moles :

projeto e desempenho. São Paulo, SP: Oficina de Textos.

AMERICAN, S. F.–A.-4. (1982). Standard Test Method for One-dimensional

Consolidation Properties of Soils Using Controlled Strain Loading. Philadelphia.

ANDRADE, M. E. (2009). Contribuição ao Estudo das Argilas Moles da

Cidade de Santos. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) (p. 413). Rio de

Janeiro: COPPE, UFRJ.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT . NBR 6508:

grãos de solo que passam na peneira 4,8 mm - determinação da massa específica.

Rio de Janeiro, 1984. 24 p. (s.d.).

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 12007:

ensaio de adensamento unidimensional. Rio de Janeiro, 1990. 14 p. (s.d.).

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 6457:

amostras de solo - preparação e ensaios de caracterização. Rio de Janeiro, 1986. 24

p. (s.d.).

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 6459:

determinação do limite de liquidez. Rio de Janeiro, 1984. 7 p. (s.d.).

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 7180:

determinação do limite de plasticidade. Rio de Janeiro, 1984. 4 p. (s.d.).

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 7181:

análise granulométrica. Rio de Janeiro, 1984. 14 p. (s.d.).

Page 138: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

136

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 9820:

coleta de amostras indeformadas de solos de baixa consistência em furos de

sondagem. Rio de Janeiro, 1997. 5 p. (s.d.).

BARONI, M. (2010). Investigação Geotécnica em argilas orgânicas muito

compressíveis em depósitos da Barra da Tijuca. In: COPPE/UFRJ (Ed.), Dissertação

de Mestrado em Engenharia Civil, (p. 249).

BEDESCHI, M. V. (2004). Recalques em Aterro Instrumentado Construído

Sobre Depósito Muito Mole com Drenos Verticais na Barra da Tijuca, Rio de Janeiro.

Dissertação de Mestrado . Rio de Janeiro: COPPE/UFRJ.

BJERRUM, L. (1973). Problems of Soil Mechanics and Construction on Soft

Clays. INTERNATIONAL CONFERENCE ON SOIL MECHANICS AND

FOUNDATION ENGINEERING, (p. 48). Moscow.

BUISMAN, A. S. (1936). Results of long duration settlement tests. Proc. 1st

Inter. Conf. Soil Mechanics Foundation Engineering , 1, 103.

CAMPOS. (2011).

CARNEIRO, R. F. (2012). Retro-análise da curva recalque vs tempo utilizando

as teorias de Terzaghi e de Taylor e Merchant. COBRAMSEG 2012 .

CARVALHO, S. R. (1989). Ensaios de Adensamento Oedométrico com Taxa

Constante de Deformação Específica Relacionada com o Tempo na Argila do

Sarapuí. Dissertação de Mestrado . Rio de Janeiro: COPPE/UFRJ.

CARVALHO, S. R., ALMEIDA, M. D., & MARTINS, I. S. (1993). Ensaios de

adensamento com velocidade controlada : proposta de um método para definição da

velocidade. . Solos e Rochas , 16, 185-196.

CARVALHO, S. R., ALMEIDA, M. D., & MARTINS, I. S. (Outubro de 1993).

Ensaios de Adensamento com Velocidade Controlada : Proposta de um Método para

Definição da Velocidade.

COUTINHO, R. Q. (2007). Characterization and Engineering Properties of

Recife Soft Clays. 3 , 2049 – 2100. (P. H. Tan, Ed.) London, Taylor and Francis –

Balkema: - Brazil.

Page 139: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

137

COUTINHO, R. Q., OLIVEIRA, J., & OLIVEIRA, A. (1998). Estudo Quantitativo

da Qualidade de Amostras de Argilas Moles Brasileiras - Recife e Rio de Janeiro.

COBRAMSEG , 2, 927-936.

CRAWFORD, C. B. (1964). Interpretation of the consolidation test. Journal of

the soil mechanics and foundations division , 90.

DIAMANTE, I. M. (1997). Laudo de Sondagem. Rio de Janeiro: Tecnobrás

Engenharia LTDA.

FORMIGHERI, L. E. (Agosto de 2003). Comportamento de um aterro sobre

argila mole na Baixada Fluminense. Dissertação de Mestrado . Pontíficia

Universidade Católica do Rio de Janeiro.

GORMAN, C. T. (1978). Constant rate of strain and controlled gradient testing.

Geotechnical Testing Journal, ASTM., 1, pp. 3-15.

HAMILTON, J., & CRAWFORD, C. (1959). Improve Determinacion of

Preconsolidation pressure of a Sensitive Clay. ASTM STP 254 - Symposium on Time

Rates of Loading in Soil Testing . American Society for Testing and Materials.

LACERDA, W., & MARTINS, I. S. (1985). Discussion of Time Dependence of

Lateral Earth Pressure. Journal of Geotechnical Engineering - ASCE , 111 , 1242-

1244.

LADD, C. C. (1973). Estimating Settlements of Structures Suppported on

Cohesive Soils. Special Summer Program 1.34S "Soft Ground Construction" .

LADD, C. C., & DEGROOT, D. J. (2003). Recommended practice for soft

ground characterization : Arthur Casagrande Lecture. 12º Congresso Panamericano

de Mecânica dos Solos, ISSMFE, USA.

LADD, C. C., & LAMBE, T. W. (1963). The strength of " undisturbed" clay

determined from undrained tests. 342-366. American Society for Testine and

Materials.

LEROUEIL, S. (1994). " Compressibility of clays: fundamental and practical

aspects". Vertical and Horizontal Deformations of Foundations and Embankments ,

1.

Page 140: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

138

LIMA, B. T. (Agosto de 2007). Modelagem Numérica da Construção de Aterro

Instrumentado na Baixada Fluminense, Rio de Janeiro. Dissertação de Mestrado .

Rio de Janeiro, RJ: Universidade do Estado do Rio de Janeiro.

LIMA, M. J. (1979). Prospecção Geotécnica do Subsolo. Livros Técnicos e

Científicos Editora S.A.

LOUVISE, R. B. (Setembro de 2011). Contribuição ao estudo dos recalques

por adensamento unidimensional. Dissertação de Mestrado . Rio de Janeiro, RJ:

Universidade Federal do Rio de Janeiro.

LOWE, J. I. (1969). Controlled Gradient Consolidation Test. Journal of the soil

mechanics and foundations division , 77-97.

LUNNE, T., BERRE, T., & STRANDVIK, S. (1997). Sample Disturbance

Effects in Soft Low Plastic Norwegian Clay. Recent Developments in Soil and

Pavement Mechanics. 81-102. Rotterdam: Almeida.

MARTINS, I. (2012). Comunicação Pessoal.

MARTINS, I. M. (2005). Palestra proferida no Clube de Engenharia . Rio de

Janeiro, Brasil.

MARTINS, I. M., & ABREU, F. (2002). Uma Solução Aproximada para o

Adensamento Unidimensional com Grandes Deformações e Submersão de Aterros.

Solos e Rochas , 25, 3-14.

MARTINS, I. M., SANTA MARIA, P., & LACERDA, W. (1997). A Brief Review

About the Most Significant Results of COPPE Research on Rheological Behavior of

Saturated Clays Subjected to One-dimension Strain.

MARTINS, I. S. (1983). Sobre uma nova relação índice de vazios - tensão em

solos. Dissertação de Mestrado .

MARTINS, I. S., & LACERDA, W. A. (1994). Sobre a Relação Índice de

Vazios Tensão Vertical Efetiva na Compressão Unidimensiona. Solos e Rochas , 17,

157-166.

Page 141: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

139

OLIVEIRA, J. T. (2002). A influência da qualidade da amostra no

comportamento tensão-deformação-resistência de argilas moles. Tese de Doutorado

. Rio de Janeiro, Brasil: COPPE/UFRJ.

ORTIGÃO, J. A. (1993). Introdução à Mecânica dos Solos dos Estados

Críticos. Rio de Janeiro: Livros Técnicos e Científicos Ltda.

PASSOS, S. D. (Julho de 2012). Projeto e Avaliação do Desempenho de um

Aterro sobre Argila Muito Mole. Projeto Final de Graduação em Engenharia Civil .

Rio de Janeiro: Universidade do Estado do Rio de Janeiro.

PINTO, C. D. (2006). Curso Básico de Mecânica dos Solos. São Paulo:

Oficina de Textos.

RUTLEDGE, P. Relation of undisturbed sampling to laboratory testing

transactions. 109.

S.A., G. (1997). Construtora R2 Engenharia LTDA. Relatório 2500/97-1, Rio

de Janeiro.

SANDRONI, S. S. (2012). Compressão secundária unidimensional de solo

mole sob aterro : uma visão prática. 10ª Palestra Pacheco Silva. Porto de Galinhas:

16º COBRAMSEG.

SANDRONI, S. S. Depósitos Moles: Formação, Tipos e Análise de

Estabilidade de Aterros sob Condições Não Drenadas. Relatório AT 20/80,

DEC/PUC-Rio, Rio de Janeiro.

SANDRONI, S. S. (1980). Depósitos Moles: Formação, Tipos e Análise de

Estabilidade de Aterros sob Condições Não Drenadas. Relatório AT 20/80 . Rio de

Janeiro.

SANDRONI, S. S. (2006a). Obtendo Boas Estimativas de Recalque em Solos

Muito Moles: O Caso da Barra da Tijuca, Rio de Janeiro. COPPE/UFRJ. Curitiba:

Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, ABMS.

SANDRONI, S. S. (2006b). Sobre a prática brasileira de projetos geotécnicos

de aterros rodoviários em aterros com solos muito moles. CONGRESSO

Page 142: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

140

BRASILEIRO DE MECÂNICA DOS SOLOS E ENGENHARIA GEOTÉCNICA .

Curitiba.

SANTOS, C. L. (1997). Relatório 2500/97-1 - Sondagens especiais para

coleta de amostras e ensaios de laboratório. Rio de Janeiro: Geotécnica S/A.

SAYÃO, A. S. (1980). Ensaios de laboratório na argila mole da escavação

experimental de Sarapuí. Dissertação de Mestrado . Rio de Janeiro: PUC- RIO.

SKEMPTON, A. (1953). The colloidal activity of clays. International

Conference On soil Mechanics and Foundation Engineering. 1 , 57-61.

SPANNENBERG, M. G. (Agosto de 2003). Caracterização geotécnica de um

depósito de argila mole da Baixada Fluminense. Dissertação de Mestrado . Pontifícia

Universidade Católica da Rio de Janeiro.

SPOTTI, A. P. (2006). Aterro Estaqueado Reforçado Instrumentado Sobre

Solo Mole. Tese de Doutorado . Rio de Janeiro: COPPE/UFRJ.

SPOTTI, A. P. (2000). Monitoramento de Aterro Sobre Argila Orgânica Mole

com Drenos Verticais. Dissertação de Mestrado . Rio de Janeiro: COPPE/UFRJ.

TAYLOR, D. W. (1942). Research on Consolidation Clays. Massachussets

Institute of Technology , 147. Dep. Civil Sanitary Eng.

TAYLOR, D. W., & MERCHANT, W. (1940). A Theory of Clay Consolidation

Accounting for Secundary Compression. Journal of Mathematics and Physics , 19 ,

166-185.

TEIXEIRA, C. F., SAYÃO, A. S., & SANDRONI, S. S. (2012). Avaliação da

qualidade de corpos de prova de solos muito moles da Barra da Tijuca, Rio de

Janeiro. COBRAMSEG 2012.

TERZAGHI, K. (1925). Erdbaumechanik. Frans Deuticke, Vienna.

TERZAGHI, K., & FRÖHLICH, O. K. (1936). Theorie der Setzung von

Tonschichten. Viena, Austria.

Page 143: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

141

VITOR, K. A. (Novembro de 2012). Verificação do desempenho do ensaio de

adensamento CRS comparado ao SIC. Dissertação de Mestrado . Rio de Janeiro,

RJ: Universidade do Estado do Rio de Janeiro.

WISSA, A. E.-A. (1971). Consolidation at constant rate of strain. Journal of the

soil mechanics and foundations division, (pp. 1393-1413).

Page 144: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

142

APÊNDICE A – CÁLCULO DE RECALQUE

A.1-Previsão do recalque primário na Vertical V5:

� � o�1 + �� . ��u . log J′L:J′LG + �= . log J′LGJ′LR� (37)

i. Sem submersão:

�J = 2,45� � 19 p��E = 46,55 p��E (38)

Tabela 26 – Estimativa do recalque total, sem imersão do aterro

PROFUNDIDADE ∆ Η γ nat e 0 Cc/(1+e0) Cs/(1+e0)

σ' vm σ '0 σ' f recalque

(m) (cm) (KN/m3) ( kN/m2) ( kN/m2) ( kN/m2) (cm)

0,0 – 1,00 1,00 10,52 11,77 0,46 0,08 15,0 0,26 46,81 0,37 0,37

1,00- 2,00 1,00 11,71 12,82 0,51 0,10 7,0 1,37 47,92 0,50 0,87

2,00 – 3,00 1,00 12,39 12,15 0,46 0,10 7,0 3,43 49,98 0,42 1,29

3,00- 3,65 0,65 11,12 11,48 0,41 0,10 9,0 5,18 51,73 0,22 1,51 (� = 1,51 �)

ii. Com submersão - / Grandes Deformações : (JK: = JKLR + ∆J − �. �á���)

Primeira iteração:

�J = (2,45 − 1,51)�� 19 p��E + 1,51� � 9 p��E = 31,45 p��E (39)

Tabela 27 – Estimativa do recalque total com imersão do aterro, primeira iteração

PROFUNDIDADE ∆ Η γ nat e 0 Cc/(1+e0) Cs/(1+e0)

σ' vm σ '0 σ' f recalque

(m) (cm) (KN/m3) ( kN/m2) ( kN/m2) ( kN/m2) (cm)

0,0 – 1,00 1,00 10,52 11,77 0,46 0,08 15,0 0,26 31,71 0,29 0,29

1,00- 2,00 1,00 11,71 12,82 0,51 0,10 7,0 1,37 32,82 0,41 0,70

2,00 – 3,00 1,00 12,39 12,15 0,46 0,10 7,0 3,43 34,88 0,35 1,05

3,00- 3,65 0,65 11,12 11,48 0,41 0,10 9,0 5,18 36,63 0,18 1,23 (� = 1,23 �)

Segunda iteração:

�J = (2,45 − 1,23)�� 19 p��E + 1,23� � 9 p��E = 34,25 p��E (40)

Page 145: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

143

Tabela 28 - Estimativa do recalque total com imersão do aterro, segunda iteração

PROFUNDIDADE ∆ Η γ nat e 0 Cc/(1+e0) Cs/(1+e0)

σ' vm σ '0 σ' f recalque

(m) (cm) (KN/m3) ( kN/m2) ( kN/m2) ( kN/m2) (cm)

0,0 – 1,00 1,00 10,52 11,77 0,46 0,08 15,0 0,26 34,51 0,31 0,31

1,00- 2,00 1,00 11,71 12,82 0,51 0,10 7,0 1,37 35,62 0,43 0,74

2,00 – 3,00 1,00 12,39 12,15 0,46 0,10 7,0 3,43 37,68 0,37 1,11

3,00- 3,65 0,65 11,12 11,48 0,41 0,10 9,0 5,18 39,43 0,19 1,30 �� � 1,30 �)

Terceira iteração:

�J = (2,45 − 1,30)�� 19 p��E + 1,30� � 9 p��E = 33,55 p��E (41)

Tabela 29 - Estimativa do recalque total com imersão do aterro, terceira iteração

PROFUNDIDADE ∆ Η γ nat e 0 Cc/(1+e0) Cs/(1+e0)

σ' vm σ '0 σ' f recalque

(m) (cm) (KN/m3) ( kN/m2) ( kN/m2) ( kN/m2) (cm)

0,0 – 1,00 1,00 10,52 11,77 0,46 0,08 15,0 0,26 33,81 0,30 0,30

1,00- 2,00 1,00 11,71 12,82 0,51 0,10 7,0 1,37 34,92 0,43 0,73

2,00 – 3,00 1,00 12,39 12,15 0,46 0,10 7,0 3,43 36,98 0,36 1,09

3,00- 3,65 0,65 11,12 11,48 0,41 0,10 9,0 5,18 38,73 0,19 1,28 (� = 1,28 �)

A.2- Previsão do recalque primário junto à Placa PL 2':

i. Sem submersão:

�J = 2,45� � 19 p��E = 46,55 p��E (42)

Tabela 30 – Estimativa do recalque total , sem imersão do aterro

PROFUNDIDADE ∆ Η γ nat e 0 Cc/(1+e0) Cs/(1+e0)

σ' vm σ '0 σ' f recalque

(m) (cm) (KN/m3) ( kN/m2) ( kN/m2) ( kN/m2) (cm)

0,0 – 1,00 1,00 10,52 11,77 0,46 0,08 15,0 0,26 46,81 0,37 0,37

1,00- 2,00 1,00 11,71 12,82 0,51 0,10 7,0 1,37 47,92 0,50 0,87

2,00 – 3,00 1,00 12,39 12,15 0,46 0,10 7,0 3,43 49,98 0,42 1,29

3,00- 3,20 0,20 11,12 11,48 0,41 0,10 9,0 4,74 51,29 0,07 1,36 (� = 1,36)�

Page 146: Bianca da Silva Baldez_12DEZ13

144

ii. Com submersão - / Grandes Deformações : (JK: = JKLR + ∆J − �. �á���)

Primeira iteração:

�J = (2,45 − 1,36)�� 19 p��E + 1,36� � 9 p��E = 32,95 p��E (43)

Tabela 31 - Estimativa do recalque total com imersão do aterro, primeira iteração

PROFUNDIDADE ∆ Η γ nat e 0 Cc/(1+e0) Cs/(1+e0)

σ' vm σ '0 σ' f recalque

(m) (cm) (KN/m3) ( kN/m2) ( kN/m2) ( kN/m2) (cm)

0,0 – 1,00 1,00 10,52 11,77 0,46 0,08 15,0 0,26 33,21 0,30 0,30

1,00- 2,00 1,00 11,71 12,82 0,51 0,10 7,0 1,37 34,32 0,42 0,72

2,00 – 3,00 1,00 12,39 12,15 0,46 0,10 7,0 3,43 36,38 0,36 1,08

3,00- 3,20 0,20 11,12 11,48 0,41 0,10 9,0 4,74 37,69 0,06 1,14 (� = 1,14)�

Segunda iteração:

�J = (2,45 − 1,14)�� 19 p��E + 1,14� � 9 p��E = 35,15 p��E (44)

Tabela 32 - Estimativa do recalque total com imersão do aterro, segunda iteração

PROFUNDIDADE ∆ Η γ nat e 0 Cc/(1+e0) Cs/(1+e0)

σ' vm σ '0 σ' f recalque

(m) (cm) (KN/m3) ( kN/m2) ( kN/m2) ( kN/m2) (cm)

0,0 – 1,00 1,00 10,52 11,77 0,46 0,08 15,0 0,26 35,41 0,31 0,31

1,00- 2,00 1,00 11,71 12,82 0,51 0,10 7,0 1,37 36,52 0,43 0,74

2,00 – 3,00 1,00 12,39 12,15 0,46 0,10 7,0 3,43 38,58 0,37 1,11

3,00- 3,20 0,20 11,12 11,48 0,41 0,10 9,0 4,74 39,89 0,06 1,17 (� = 1,17)�