bianca da silva baldez_12dez13
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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
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
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
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
DEDICATÓRIA
À minha filha Vitória e minha família.
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.
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
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.
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.
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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
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).
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
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
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.
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
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
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 =
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
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.
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.
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).
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.
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.
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.
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
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.
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
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.
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
Hρ
(16)
onde OCRf é a razão de adensamento final, dada por
vf
vmfσ'
σ'OCR = (17)
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.
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
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
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.
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
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:
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
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)).
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).
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.
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).
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.
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.
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)
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)
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)
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%.
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
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.
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.
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.
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.
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
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.
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
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.
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.
69
Figura 23 - Locação dos furos de sondagem e verticais dos ensaios Vane Test.
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,
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).
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
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
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
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 )
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)
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
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
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.
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)
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)
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)
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.
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.
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.
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.
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
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.
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.
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.
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.
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.
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.
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;
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.
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 );
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.
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
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.
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
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.
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.
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.
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”.
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)
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
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
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.
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.
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.
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
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)
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
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
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.
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
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
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)
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
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
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
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.
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
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
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.
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)
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
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%
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
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)
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),
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.
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
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.
135
REFERÊNCIAS
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ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 7181:
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136
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT. NBR 9820:
coleta de amostras indeformadas de solos de baixa consistência em furos de
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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)
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)�
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)�