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Revisão Bibliográfica
Aspectos Gerais sobre Solos Moles
Solos moles são materiais de granulometria variada, que apresentam teores de umidade elevados, por vezes ultrapassando 1000% (Sandroni, 2006). Apresen- tam coloração variando entre tons de marrom, preto e cinza, contendo, muitas vezes, elevado teor de matéria orgânica. Bjerrum (1973) cita que a identificação e a classificação destes materiais deve se basear na história geológica do depósito, teores de umidade e limites de consistência, além de resultados de adensamento e ensaios de palheta em diversas profundidades. A presença de matéria orgânica (restos de galhos, folhas e conchas) é fre- quente, uma vez que estes materiais são formados pela deposição de sedimentos fluviomarinhos, advindos de ciclos de transgressão e regressão do mar, ao longo de milhares de anos (Almeida e Marques, 2010). São materiais altamente compressíveis e, devido ao caráter sedimentar da formação dos depósitos, encontram-se, em geral, normalmente adensados ou le- vemente sobreadensados. Bjerrum (1972) salienta que, em projetos de aterros sobre solos moles, três aspectos principais devem ser considerados: a) A estabilidade do aterro quanto a rupturas por cisalhamento do solo; b) A magnitude dos recalques do depósito, provocados pelas cargas impostas; c) A necessidade de se adotar soluções para acelerar os recalques e/ou reforçar o solo (aumentar a resistência).
Para se avaliar corretamente estes aspectos, ensaios de laboratório em amos- tras de boa qualidade são determinantes na escolha dos parâmetros de projeto, e
ensaios de campo permitem aumentar o número e a confiança das informações disponíveis e fazer comparações e correlações com os resultados de laboratório. Também de grande importância, o acompanhamento da obra, por meio de instru- mentação geotécnica de campo (medidores de nível d’água, piezômetros, medido- res de deslocamentos verticais e horizontais, etc), permite a verificação das pre- missas de projeto, bem como a adoção, caso necessário, de planos alternativos, visando corrigir algum comportamento não esperado.
2. Ensaios de Laboratório
Em laboratório, são comumente realizados os ensaios de caracterização, a- densamento, e triaxial. Outros ensaios, para determinação de propriedades quími- cas e mineralógicas, também são recorrentes. Serão abordados brevemente alguns aspectos dos ensaios de caracterização e adensamento, somente, por não terem sido executados outros ensaios, além destes. Jamiolkowski et al. (1985) citam como principais vantagens dos ensaios de laboratório: a definição das condições de contorno, o controle das condições de drenagem, o conhecimento das trajetórias de tensões e das características físicas do solo. Entre as desvantagens, citam o amolgamento inevitável das amostras, a não representatividade de campo devido ao tamanho dos corpos de prova ensaia- dos, a descontinuidade de informações e, por último, o custo elevado e o maior tempo necessário, quando comparados aos ensaios de campo.
2.2. Caracterização
A determinação do teor de umidade natural (ω), dos limites de consistência (LL e LP), do peso específico real dos grãos (Gs), do teor de matéria orgânica (TMO) e a análise granulométrica dos solos são essenciais à avaliação adequada do comportamento destes materiais. Nestes ensaios, podem ser utilizadas amostras deformadas, obtidas usualmente nas sondagens de simples reconhecimento. Bjerrum (1973) e Ladd e DeGroot (2003) recomendam que os ensaios de determinação dos limites de consistência sejam realizados a partir do teor de umi- dade natural da amostra, ou seja, sem que se proceda à secagem prévia usualmente
Figura 2.1 – Índices de compressibilidade do solo (Sayão, 1980)
- Determinação da tensão de sobreadensamento
O conhecimento da tensão de sobreadensamento (σ’p) de um solo constitui- se em uma das mais importantes informações de um depósito. Ladd (1991) menciona que esta tensão, definida como a máxima tensão a que o solo já esteve submetido, deve ser vista e entendida como a tensão limite que separa o comportamento elástico do solo (pequenas deformações) do comportamento plástico (grandes e irrecuperáveis deformações). Este autor afir- ma, também, que uma argila considerada rija pode se comportar como uma argila mole, para uma carga que ultrapasse sua tensão de sobreadensamento, uma vez que há uma grande variação no índice de vazios, a partir de tal tensão. Diz-se que um solo está sobreadensado quando σ’p for maior que a tensão vertical efetiva (σ’vo) atuante. Se estes valores coincidirem, o solo é denominado normalmente adensado. À razão entre σ’p e σ’vo, dá-se o nome de razão de sobrea- densamento (ou OCR, em inglês, overconsolidation ratio ). Existem diversos métodos para determinar a tensão de sobreadensamento de um solo. O primeiro deles é o método de Casagrande (1936) (Figura 2.2). Apesar da grande aceitação do método, Pinto (1992) constatou que este pode apresentar dife- rentes tensões de sobreadensamento, caso a escala do eixo vertical seja modifica-
da. Este autor cita, também, que a escolha do ponto de maior curvatura é muito subjetiva.
Figura 2.2 – Determinação de σ’p pelo Método de Casagrande (1936)
Outro método comumente utilizado foi proposto por Pacheco Silva (1970), Figura 2.3, cuja determinação de σ’p parece não ser tão subjetiva quanto no méto- do de Casagrande, e cujos valores obtidos não dependem da escala adotada.
Figura 2.3 – Determinação de σ’p pelo Método de Pacheco Silva (1970)
0,
0,
1,
1,
2,
2,
3,
0 1 10 100 1000 10000
Índice de Vazios
Tensão Vertical Efetiva (kPa) - escala log
0,
0,
1,
1,
2,
2,
3,
0 1 10 100 1000 10000
Índice de Vazios
Tensão Vertical Efetiva (kPa) - escala log
σ’p
σ’p
Os métodos empregados para a obtenção de cv em ensaios de adensamento foram propostos por Casagrande (logaritmo do tempo) e Taylor (raiz do tempo). Os métodos determinam os valores de cv50 (50% de adensamento primário conclu- ído) e cv90 (90% de adensamento primário concluído), respectivamente. As Figuras 2.5 e 2.6 mostram a aplicação dos dois métodos, detalhados em Lambe e Whitman (1969).
Figura 2.5 – Método de Casagrande para determinação de cv
Figura 2.6 – Método de Taylor para determinação de cv
0, 0, 1, 1, 2, 2, 3,
0,01 0,10 1,00 10,00 100,00 1000,00 10000,
Variação da altura do CP (mm)
Tempo (escala log)
0, 0, 0, 0, 0, 1, 1, 1, 1, 1, 2,
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Variação da altura do CP (mm)
Raiz do tempo (√min)
Nos ensaios de adensamento, a qualidade das amostras indeformadas é fun- damental na obtenção de parâmetros de compressibilidade representativos do de- pósito estudado. As atividades relacionadas à extração das amostras, desde a esco- lha dos equipamentos de perfuração e dos tubos amostradores utilizados, até o a- dequado acondicionamento, transporte e armazenamento, influenciam a qualidade das amostras e, por isso, devem ser realizados de forma cautelosa. O processo de amostragem envolve as seguintes etapas no campo: perfura- ção, retirada da amostra no campo, transporte até o laboratório, armazenamento em câmara úmida, extração do solo contido no tubo, moldagem do corpo-de- prova e, por fim, o condicionamento deste no equipamento de ensaio (Sayão, 1980). Em todas elas, cuidados especiais devem ser tomados para assegurar a qua- lidade do material amostrado. No processo de amostragem, o tubo (rígido) desloca o solo, empurrando seus grãos contra os grãos adjacentes e contra as paredes internas do tubo. As a- mostras são submetidas a deformações cisalhantes que causam distorções na es- trutura do solo, variações no teor de umidade, além do alívio de tensões (Sayão, 1980). O deslocamento dos grãos é tão maior quanto maior a espessura das pare- des do tubo. A esta região amolgada dá-se o nome de “anel amolgado”, de espes- sura semelhante à espessura da parede do tubo (Sandroni, 1977a). Em geral, os tubos amostradores são fabricados em ferro ou aço inoxidável, de paredes finas, e são comumente denominados tubos Shelby. A escolha do tubo amostrador deve ser feita de forma que este cause o mínimo de perturbações ao solo. Para tanto, diversas geometrias já foram utilizadas, com ou sem folga inter- na. A folga interna é uma pequena redução no diâmetro da ponta de cravação do tubo e serviria, segundo Hvorslev (1948), para evitar o atrito do solo com a parte interna do tubo, quando cravado no solo. Foram propostos dois coeficientes por aquele autor, denominados “razão de área” (Ca) e “folga interna” (Ci), onde:
% = ^ −^
eσ’vo: índice de vazios correspondente à tensão vertical efetiva de campo, obtido na curva de compressibilidade. Lunne et al. (1997) propuseram, com base em resultados de diversos ensai- os, os valores da Tabela 2.1, para a determinação da qualidade das amostras.
Tabela 2.1 – Classificação da qualidade de amostras indeformadas (Lunne et al ., 1997)
OCR (^) Excelente a muito boa Boa a regularΔe/eo Ruim Muito ruim 1 a 2 < 0,04 0,04 a 0,07 0,07 a 0,14 > 0, 2 a 4 < 0,03 0,03 a 0,05 0,05 a 0,10 > 0,
Coutinho et al. (2002) propuseram uma adaptação deste critério para atender a realidade dos solos brasileiros (Tabela 2.2).
Tabela 2.2 – Classificação da qualidade de amostras indeformadas brasileiras (Coutinho et al ., 2002)
OCR
Δe/eo Excelente a muito boa
Boa Regular Regular apobre Pobre (^) pobreMuito
1 a 2 < 0,04 0,04 a 0,055 0,055 a 0,07 0,07 a 0,105 0,105 a 0,14 > 0, 2 a 4 < 0,03 0,03 a 0,04 0,04 a 0,05 0,05 a 0,075 0,075 a 0,10 > 0,
Martins e Lacerda (1994) concluíram que os efeitos de amolgamento que mais chamam a atenção nas amostras são: a) O índice de vazios (e) é menor nas amostras amolgadas, para qual- quer tensão vertical efetiva; b) O trecho de maior curvatura do gráfico e x log σ’v torna-se menos acentuado e dificulta a determinação da tensão de sobreadensamen- to (σ’p); c) A redução dos valores de σ’p (por vezes resultando em OCR < 1); d) O aumento da compressibilidade na região de recompressão; e) O decréscimo da compressibilidade no trecho de compressão vir- gem; f) A mudança da forma do trecho virgem, retificando o gráfico “e x log σ’v”.
Ensaios de Campo
Os ensaios de campo mais comuns, na prática geotécnica brasileira, são os ensaios de SPT ( Standard Penetration Test , em inglês), de palheta ( Vane Test ) e de piezocone (ou CPTu, do inglês Cone Penetration Test , com monitoramento dos excessos de poropressão (u) gerados durante o ensaio).
2.3. SPT ( Standard Penetration Test)
A utilização de ensaios SPT para a descrição de um depósito de solos moles deve ser feita com cautela. Schnaid e Odebrecht (2012) citam que, na faixa de NSPT característica dos solos moles (0 a 5), o ensaio não é representativo. Estes autores não recomendam que o ensaio SPT seja utilizado, uma vez que esta previ- são depende fortemente da tensão de sobreadensamento do material, a qual não é determinada, de forma confiável, por este método.
2.3. Piezocone (CPTu)
O ensaio de piezocone é especialmente recomendado para solos compressí- veis e de baixa resistência, identificando, inclusive, camadas arenosas pouco es- pessas. Segundo Schnaid e Odebrecht (2012), o ensaio tem como principais van- tagens o registro contínuo da resistência à penetração, o qual fornece a estratigra- fia do perfil ensaiado, e a eliminação da influência do operador nas medidas for- necidas pelo ensaio (resistência de ponta, qc, atrito lateral, fs, excessos de poro- pressão, u). Entretanto, os autores citam como principal desvantagem a impossibi- lidade de se coletarem amostras para análises posteriores. Robertson (1990) propõe a classificação dos solos por tipo de comporta- mento, com base em correlações empíricas entre três parâmetros (Figura 2.8): pa- râmetro de poropressão (Bq), resistência de ponta normalizada (Qt) e atrito lateral normalizado (Fr). A classificação dos solos é feita de acordo com a Tabela 2.3.
= ^ −^
−^ ^ (2.5)
Correlações para a estimativa da razão de sobreadensamento (OCR) de so- los utilizam os fatores empíricos K 1 e K 2 :
./ = 01 ^ −′^
./ = 0 ^ −′^
Onde: K 1 e K 2 : coeficientes de correlação empíricos; qt: resistência de ponta corrigida; σvo e σ’vo: tensão vertical total inicial e efetiva inicial, respectiva- mente; u 2 :poropressão medida na base do cone.
- Determinação do coeficiente de adensamento
O coeficiente de adensamento vertical do solo (cv) pode ser determinado por meio do ensaio de dissipação de poropressões em piezocone. Houlsby e Teh (1988) definiram um fator tempo modificado (T*):
3 ∗^ = (^) / 56.^ 7 8 (2.10) Onde: ch: coeficiente de adensamento horizontal; R: raio do piezocone; IR: índice de rigidez do solo (IR = G/su, sendo G o módulo cisalhan- te do solo).
Estes autores apresentaram, também, valores de T* para diferentes porcen- tagens de dissipação, medindo poropressões na base do piezocone (u 2 ), conforme mostrado na Tabela 2.4.
Tabela 2.4 – Fator tempo modificado (T) (Houlsby e Teh, 1988) U (%) T (base – u 2 ) 20 0, 30 0, 40 0, 50 0, 60 0, 70 0, 80 1,
Deve-se corrigir o valor de ch encontrado, utilizando-se a relação entre a ra- zão de recompressão do solo (RR), e a razão de compressão virgem (CR), uma vez que o solo comporta-se como se estivesse em recompressão, durante a pene- tração do cone:
Valores da relação RR/CR situam-se entre 0,10 e 0,15 (Jamiolkowski et al ., 1985; Lacerda e Almeida, 1995). O coeficiente de adensamento vertical pode ser obtido pela expressão:
9:^ = 5. 5 ;: (2.12)
Onde: kv, kh: coeficientes de permeabilidade vertical e horizontal, respec- tivamente. Jamiolkowski et al. (1985) indicam valores entre 1,0 a 1,5 para a relação en- tre as permeabilidades horizontal e vertical de solos argilosos sem macroestrutura definida.
2.3. Palheta ( Vane Test )
O ensaio de palheta determina, basicamente, a resistência ao cisalhamento não drenada do solo (su), por meio da rotação de um elemento metálico de seção
Mayne e Mitchell (1988) propuseram uma correlação para a estimativa de OCR com base no índice de plasticidade (IP) do solo:
./ = D E <′= F (2.15)
Sendo: α = 22 7;IJ,LM^ (2.16)
Onde: α: parâmetro empírico; IP: índice de plasticidade.
2. Medição de Recalques em Aterros
Dados sobre o acompanhamento da evolução dos recalques em aterros, após o término das obras, são escassos na literatura geotécnica mundial. Conforme dis- cutido por Olson (1998), a maior parte das observações de campo termina quando a estrutura (pavimentos, pontes, tanques, etc.) é construída, seja porque a instru- mentação instalada é destruída, o cliente não está interessado em pagar pela conti- nuação do monitoramento, e o engenheiro não quer correr o risco de ser processa- do por eventuais movimentos documentados. Citam-se casos como os apresentados por Van der Burght (1936), Bjerrum (1967), Crawford e Bozozuk (1990), Aboshi (1995) e Larsson e Mattsson (2003), onde os recalques foram monitorados por períodos que variaram entre 23 e 92 a- nos, com aterros de 1,4 a 11 m, construídos sobre camadas de solos moles de es- pessuras variando entre 6 e 30 m (Tassi, 2015). Crawford e Sutherland (1971) relatam, também, a observação de recalques diferenciais em um hotel construído no início do século XX, em Victoria, Canadá. O hotel foi construído sobre uma camada de 15 m de solo argiloso, e teve monito- ramento de recalques durante pouco mais de 65 anos (entre os anos de 1912 e 1968), registrando um recalque primário de 122 cm em 10 anos, e de 15 cm nos 55 anos seguintes.
Aspectos da Compressão Secundária de Solos
A compressão unidimensional de um solo argiloso saturado, submetido a um incremento de tensão vertical total, pode ser dividida em duas parcelas princi- pais. A primeira é denominada compressão primária, na qual ocorre o ganho de tensão vertical efetiva pela dissipação dos excessos de poropressão. A segunda é denominada compressão secundária e pode ser entendida, simplificadamente, co- mo a continuação da variação do índice de vazios do solo, sob tensão vertical efe- tiva constante, que não é devida aos pequenos excessos de poropressão remanes- centes da compressão primária. A teoria do adensamento primário de Terzaghi e Frölich (1936) considera a compressão de solos idealizados, baseando-se em hipóteses simplificadoras (Ter- zaghi e Peck, 1943): a) A camada em adensamento é horizontal, homogênea, de espessura constante e lateralmente confinada; b) O solo está completamente saturado (vazios preenchidos por água); c) Água e partículas sólidas são incompressíveis; d) É válida a Lei de Darcy para fluxo de água através do solo; e) O coeficiente de permeabilidade (k) do solo é constante para todos os incrementos de pressões/tensões aplicadas; f) A tensão aplicada é uniforme ao longo de um plano horizontal; g) Fluxo de água somente na direção vertical (processo unidimensio- nal); h) Mudanças na tensão efetiva do solo causam mudanças correspon- dentes no índice de vazios e esta relação é linear e independente do tempo durante qualquer incremento de tensão; i) O excesso de poropressão inicial devido ao carregamento é uni- forme ao longo da profundidade da camada de argila; j) O longo tempo de adensamento é inteiramente devido à baixa per- meabilidade do solo; k) Uma ou ambas as camadas adjacentes à camada de argila são per- feitamente drenantes, em comparação com a camada de argila; l) O peso do solo é desprezível.
se processa sob tensão vertical efetiva constante, é caracterizada pelos parâmetros de compressibilidade (δe/δσ’v)t e (δe/δt)σ’v, respectivamente. Este autor acredita que, logo que o adensamento primário tem início, ambos os parâmetros (δe/δσ’v)t e (δe/δt)σ’v contribuem no processo de compressão do solo, ou seja, adensamento primário e compressão secundária iniciam simultaneamente. Segundo Kavanzajian e Mitchell (1984), haverá deformações no solo en- quanto houver tensões de cisalhamento nos contatos entre partículas. Supondo-se que a tensão vertical efetiva permaneça constante após o término do adensamento primário, a única forma de não haver tensões cisalhantes é que a tensão horizontal efetiva aumente. Quando o coeficiente de empuxo no repouso (k 0 = σ’h/ σ’v) for igual a 1, as tensões cisalhantes se tornam nulas e, com isso, cessam-se as defor- mações (Martins e Lacerda, 1985). Na tentativa de descrever a evolução da compressão secundária com o tem- po, Mesri e Godlewski (1977) propuseram a utilização do índice de compressão secundária (Cα), comumente denominado coeficiente de adensamento secundário. Estes autores citam que, para qualquer solo, existe uma relação única entre Cα = ∂e/∂ log t e Cc = ∂e/∂σ’v.
Figura 2.11 – Definição de Cα (Lambe e Whitman, 1969)
Mesri e Castro (1987) afirmam que a razão Cα/Cc e a curva de fim do aden- samento primário (EOP, do inglês end of primary ) definem completamente o comportamento de um solo, na fase de compressão secundária. Entretanto, Mar- tins e Lacerda (1989) contestam esta relação, uma vez que, se o mesmo for cons- tante, o índice de vazios do solo se tornará negativo após certo período de tempo, o que é fisicamente impossível de ocorrer.
Terzaghi e Peck (1943) mencionam que, provavelmente, o efeito secundário no adensamento de solos é consequência de um lento deslocamento relativo entre os grãos, devido à elevada viscosidade da água adsorvida nos grãos.
2. O Método de Asaoka (1978)
Diversos autores propuseram métodos empíricos e teorias para a previsão do término dos recalques que incluam a compressão secundária. Asaoka (1978) apre- sentou um método empírico de complexo desenvolvimento matemático, para a previsão da evolução e da magnitude dos recalques, por meio de medições de re- calque em campo. O método consiste em traçar uma reta de ajuste aos pontos do gráfico “recalque no tempo ‘t’ x recalque no tempo ‘t+Δt’” (ρt x ρt+Δt). A intersec- ção desta reta com a reta de inclinação igual a 45° (ou seja, quando ρt = ρt+Δt) de- termina o recalque final. De acordo com o método, os recalques devem ser medi- dos em intervalos de tempo iguais. A Figura 2.12 apresenta um exemplo de aplicação do método (na figura, ρt = ρk-1 e ρt+Δt = ρk). Não fica claro, entretanto, se este método pode ser utilizado para a previsão de recalques secundários. Pinto (2001) afirma que o método é so- mente aplicado para prever o término do recalque primário, mas que pode apre- sentar valores de cv e ρpf distintos, dependendo do período de observação dos re- calques. A justificativa seria o fato de que se aplica uma equação exponencial a um conjunto de dados (recalques primários) que não se desenvolvem segundo uma equação deste tipo. Este autor afirma ainda que o fato do método apresentar recalques que poderiam incorporar os efeitos secundários (que se comportam ex- ponencialmente) não deve ser visto como uma qualidade, e que os recalques se- cundários de campo serão sempre maiores que os estimados pelo método.
