COMPRESSIBILIDADE UNIDIMENSIONAL DA ARGILA CINZA DO RIO DE … · 2017-12-08 · 3.2 - Teoria de...

COMPRESSIBILIDADE UNIDIMENSIONAL DA ARGILA CINZA DO

RIO DE JANEIRO EM BOTAFOGO

MARIA HENRIQUETA CUNHA CORREIA

Tese submetida ao Corpo Docente da Coordenação dos Programas de

Pós-Graduação de Engenharia da Universidade Federal do Rio de

Janeiro como parte dos requisitos necessários para a obtenção do

grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)

Aprovada por

Rio de Janeiro,RJ - Brasil

Novembro de 1981

enga

(Orientad r)

/

Mauro Lúcio Guedes Werneck

Leandro Costa Filho

ii

CORREIA, MARIA HENRIQUETA CUNHA

Compressibilidade unidimensional da argila cinza do Rio de

Janeiro em Botafogo [Rio de Janeiro] 1981.

xvii, . '

160 p.

Tese: Mestre em Ciências (Engenharia Civil)

1. Compressibilidade 2. Oedômetros 3. Pressão-neutra

4. Teses.

I . COPPE/UFRJ II. Título (série)

iii

*

Ã rn.lnha rnae.

* Ao rne.u pa.l

Ao rne.u úr.rnão

I n rn e.mo Jr.-<-aiil

iv

AGRADECIMENTOS

Ao Prof. Willy Alvarenga Lacerda pela orientação.e amizade,

Ao Prof. Mareio Miranda Soares pelo incentivo,

A Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, atr~

ves do departamento de Engenharia Civil, pela possibilidade de

utilização de seu laboratório de solos e, ·em especial, ao Prof.

Leandro da Costa Filho pelas.críticas e sugestões·e ao Prof.

Sérgio Fontoura.

A Janine de Carvalho, Fernando Danzinger, Bernadete Ragoni

Danzinger, Fernando Fusaro, Camilo Borges Neto e João Dirnas Pin

to Salgado pela grande amizade.

Â Companhia do Metropolitano do Rio de Janeiro

Ao CNPq pela ajuda financeira

Â Eni s .. Gonçalves pela datilografia

Ao Sebastião Gilmar Fernandes pelos desenhos.

V

RESUMO

Este tiabalho foi desenvolvido com o intuito de

-,erificar as características de compressibilidade de um solo

submetido a um processo de adensamento provocado por alívio de

pressões (rebaixamento de lençol confinado). Utilizou-se para

isto o oedômetro hidráulico WF 24500 que permite a aplicação

de contra-pressão e medição de pressão neutra na face não dre

nada da amostra. Comparam-se os parâmetros de compressibilid~

de obtidos em laboratôrio com os obtidos no campo.

t apresentado um método de cálculo que através

dos dados de deformação específica versus logaritmo da pressao

efetiva, define a curva coeficiente de compressibilidade volu

métrica contra logaritmo da pressao efetiva. Este método fa

cilita uma previsão teôrica da curva mv x log ãv, mostrando o

maior ou menor grau de amolgamento da amostra, e permitindo u

ma estimativa da pressão de pré-adensamento.

vi

ABSTRACT

This work àims at determining the compressibility

characteristics of a soil subjected to consolidation caused by

reduction of hydraulic pressure of a confined watertable. The

equipment utilized, a hydraulic oedometer manufactured by W.

Farrance Co. permitted the use of back pressure· .. ,and >the

measurement of porewater pressure on the non-drained surface.

Comparisons are màde between parameters from laboratory

and those obtained from in si tu observations.

tests

A method is. presented for computation of the

volumetric compressibility versus effective stress logarithm

from the data of the strain-effective stress logarithm curve.

Such a method renders it simpler a theoretical prediction of

the m · versus logã curve revealing the degree of sample V V

disturbance and permitting the estimate of the

pressure.

overconsolidation

vii

LISTA DE FIGURAS

FIGURA 1.1 - Situações típicas de carregamento devido ao ali

vio de pressões neutras e rebaixamento do lençol

freático.

FIGURA 1.2 - Alívio de pressoes registrado durante a execuçao

da galeria do Metrô-Rio nas imediações da

ção de Botafogo.

esta

FIGURA 2 .1 - Perfil geotécnico do bloco 45 , , lote 9, do Metrô

Rio.

FIGURA 3.1 - Teoria de adensamento modificada

FIGURA 4.1 - Desenho esquemático da prensa tipo Bishop utili

zada em ensaios convencionais.

FTGURA 4.2 - Célula de adensamento pressurizada hidraulicamen

te WF 24500.

FIGURA 4.3 - Calibração das células convencionais 86 e 87

FIGURA 4.4 - Calibração do oedômetro hidráulico WF 24500

FIGURA 4.5 - Dados de deformação x tempo de segunda calibração

viii

FIGURA 4.6 - Sequência de aplicação de incrementes de pressao

nos ensaios de adensamento convencionais.

FIGURA 4.7 - Sequência de aplicação de incremento de pressao

nos ensaios realizados no oedômetro hidráulico.

FIGURA 4.8 - Dados de E x logo, mv x logÕ, c :x·iogÕ e V V V V V

log K x E correspondentes ao ensaio 3 convencia V

nal

FIGURA 4.9 - Dados de.Ev x logÕV, mv x logÕV, CV x logov e

log K x E correspondentes ao ensaio 8 convencia V

nal.

FIGURA 4.10 - Curvas de ex logÕ em x logo V V V

FIGURA 4 .11 - Dados de E x log t correspondentes ao ensaio 3 V

FIGURA 4 .12 - Dados de E x log t correspondentes ao ensaio 8 V

FIGURA 4.13 - Dados de Ev x logÕv, mv x logÕv' Cv x logov cor

respondentes ao ensaio 6.

FIGURA 4.14 - Dados de Ev x logÕv, mv x logov, Cv x logov,

Ev x log K e Ea x logÕv correspondentes ao ensaio

1.

ix

FIGURA 4.15 - Idem ensaio 4




FIGURA 4 .19 - Dados de Ev x log t e uT/L'lov x log t corresponde~

tes ao ensaio 1






FIGURA 4.25 - Dados de compressao secunaaria

rico de Tensões.

versus histó

FIGURA 4.26 - Influência do medidor de volume na leitura de P2.

ro-pressoes

FIGURA 4.27 --

FIGURA 4.28

FIGURA 4.29

FIGURA 4.30

FIGURA 5.1

FIGURA 5.2

FIGURA 5.3

FIGURA 5 .4

F·IGURA 5 .5

FIGURA 5.6

FIGURA 5.7

X

/:,E V Dados de E =---- X OV a

/:,log t

Verificação da tensão absorvida pela membrana no

WF 24500

Dados de pressao x deslocamento obtidos na ter -

ceira calibração.

Dados de dissipação de pressoes neutras na face

não drenada obtidos no ensaio 6.

Cálculo do coeficiente de compressibilidade volu

métrica.

Valores de mv f (logÕv} para a= constante

A influência do modo de cálculo na curva mv x ªv

Exemplo de uma a-rgila sensível

Influência do amolgamento na curva mv x ªv

Influência da expansao da amostra na curva

Influência da perturbação devido a amostragem em

uma argila sensível

FIGURA 6.1

FIGURA 6.2

FIGURA 6.3

FIGURA 6.4

FIGURA 6.5

FIGURA 6.6

FIGURA 6.7

xi

Razão entre excesso de poro pressao inicial e in

cremento de pressao aplicado.

Coeficientes de adensamento obtidos através dos

dados de deformação o x log t das amostras env

saiadas no oedômetro hidráulico.

Dados experimentais de dissipação de pressoes neu

tras versus curvas teôricas segundo Terzaghi.

Uma tentativa de previsão teórica das curvas de

deformação versus tempo através dos dados de dis

sipação de pressões neutras.

Idem para a argila do rio Sarapui.

Estimativa da deformação devido a compressao se

cundária.

Influência da espessura da amostra segundo Ladd

et ale dados experimentais e teóricos para amos

tras de diversas alturas segundo Berre e Iversen.

xii

LISTA DE SÍMBOLOS

A

A

a V

B

c

CR

c Cl

c

D

Ârea

Parâmetro de pressao neutra de Skempton

Coeficiente de compressibilidade

Parâmetro de pressao neutra de Skempton

Parâmetro de pressão neutra quando há confinamento la

teral

índice de compressão

Índice de recompressao

Índice de expansao

Compressibilidade da agua

Compressibilidade da estrutura do solo

Razão de compressao

Coeficiente de adensamento

Coeficiente de compressão secundária be/i'llog t

Intercepto de coesao baseado em tensões efetivas

Módulo confinado

Leitura inicial do extensómetro

Leitura inicial do extensómetro corrigida para 0% de

adensamento

d 901 d 100 - Leitura do extensómetro a 90% e 100% de adensamento

E Módulo de Young

e índice de vazios

e o

F

h

h p

i

K

K

K o

xiii

Índice de vazios inicial

Força

Umidade natural

Altura de drenagem

Umidade correspondente ao limite de pasticidade

Umidade correspondente ao limite de liquidez

Gradiente hidráulico

Coeficiente de permeabilidade

Coeficiente de empuxo

Coeficiente de empuxo no repouso

Coeficiente de compressibilidade volumétrica

NA. ,NAf - Niveis d'água iniciais e finais respectivamente "1

Pressão efetiva vertical devido ao peso de solo sobre

jacente

RPA Razão de pré-adensamento

RR Razão de recompressao

r Recalque

rt Recalque por adensamento a um tempo t.

r<P Recalque por adensamento correspondente a um tempo in

finito

Su Resistência ao cisalhamento nao drenado

SPT Índice de resistência a penetração

T Fator tempo

T'

t

tso e t 90

tp

u

uz -u

UH

u

u

llT

z

y

xiv

Fator tempo modificado

tempo

Tempo correspondente a 50 e 90% de adensamento

Tempo correspondente ao final da compressao primária

Percentagem de adensamento

Percentagem de adensamento em função·da profundidade

Percentagem média de adensamento

Percentagem de adensamento segundo as leituras de pre~

são. neutra

Percentagem média de adensamento segundo as leituras

de pressão neutra

Percentagem média de adensamento segundo as leituras

de deformação

Percentagem de adensamento hb topo ,·da amostra

Pressão neutra a uma profundidade z

Excesso de pressao neutra a uma profundidade z

Pressão neutra inicial

Excesso de pressao neutra inicial

Pressão neutra com fluxo estacionário estabelecido

Excesso de pressao neutra no topo

Profundidade

Peso específico

Peso específico na umidade natural

XV

ysat - Peso especifico saturado

Ysub - Peso especifico submerso

Yw Peso especifico da agua

6 Peso especifico dos -g graos

!:, Incremento (por exemplo t:,o v'

!:,e)

EV % Deformação vertical especifica

E % - Deformação volumétrica vol

E Coeficiente a de compressao secundária

o Pressão total

o Pressão V

vertical total

o Pressão efetiva

Pressão efetiva vertical inicial e final

ªv' 0 n Pressão efetiva vertical e horizontal

ºvm Pressão de pré-adensamento

0 1•º3 - Tensões normais aos planos principais

T Tensão cisalhante

Ângulo de atrito baseado em tensões efetivas

Taxa de variação de carregamento com o tempo

xvi

ÍNDICE

1. INTRODUÇÃO

1.1 - Situação da tese no programa de pesquisa

da Coppe junto ao Metrô do Rio de Janeiro

1.2 - Objetivos do Estudo

2. ASPECTOS GEOLÕGICO-GEOTÉCNICOS

3. REVISÃO BIBLIOGRÂFICA

3.1 - Introdução

3.2 - Teoria de Adensamento de Terzaghi

3.3 - Compressão Secundária

3.4 - Parámetros mais usuais na definição da

compressibilidade unidimensional

3.5 - Modificação da estrutura do solo com os

deslocamentos

3.6 - Pesquisas mais recentes com a utiliza

ção de outros oedômetros que não os con

vencionais

3.7 - Teoria de Adensamento Modificada

3.8 - Influência da Amostragem

3.9 - Conclusões

4 - INVESTIGAÇÃO EXPERIMENTAL

4.1 - Equipamento e Instrumentação

4.2 - Resumo dos Resultados de Ensaios

xvii

4.3 - Influência da Elasticidade da Membrana

nos Resultados de Ensaios

4.4 ~ Outras Possíveis Fontes de Erro nas Me

dições

4.5 - Conclusões

5 - ESTUDO DO COEFICIENTE DE COMPRESSIBILIDADE VO

LUMt:TRICA

5.1 - Introdução

5. 2 - Cálculo do m a partir da curva E x logo V V V

5.3 Argilas sensíveis

5.4 - Influência do Amolgamento

5.5 - Conclusões

6 - ANÁLISE DE RESULTADOS

6.1 - Introdução

6.2 - Parâmetro B de Pressão Neutra

6.3 - Uma Tentativa.de Previsão Teórica das

Curvas de Deformação Versus Tempo Atra· ·

vés de Dados de Dissipação de Pressões

6.4 - Análise da Dissipação de Pressões Neutras

6.5 - Influência da Espessura da Amostra

6.6 - Análise do Coeficiente de Adensamemnto

6.7 - Comparação dos dados de laboratório com

os dados de campo

7 - CONCLUSÕES

8 - REFE~NCIAS E BIBLIOGRAFIA

1. INTRODUÇÃO

1.1 - Situação da Tese no Programa de Pesquisa da Coppe

Junto ao Metrô do Rio de Janeiro

1.2 - Objetivos do Estudo

. 2.

1. INTRODUÇÃO

1.1 - Situação da tese no programa de pesquisa da COPPE junto

ao Metrô do Rio de Janeiro.

O presente trabalho compoe um programa de pesqut

sa iniciado pela prestação de serviços da .COPPE ao METRÔ-RIO

de onde se retiraram dados e material para o desenvolvimento

de várias teses, incluindo uma de doutorado SOARES(1981) e

nove de mestrado.

1.2 - Objetivos do Estudo.

Na fig~ra 1.1 tem-se duas situações tlpicas de

carregamento provocado por rebaixamento. Verifica-se que, nes

ses casos, são gerados excessos de pressões neutras (l) sem

que haja variação inicial apreciável de pressoes totais. An

·tes do rebaixamento as pressões na água são hidrostáticas. A

pós a completa dissipação do excesso de pressões neutras, que

na figura estão representadas por áreas triangulares hachura

das permanece um fluxo estacionário que no caso.{a)ê da camada perme~

vel inferior para a superior e no caso (b) o inverso. Supõe

se que o peso especifico ú:mido do solo da camada superior nao

varia durante o processo (caso (a)).

(1) Neste caso, em particular, os excessos de pressoes neutras

são referidos ao diagrama de pressões neutras após se es

tabelecer o fluxo estacionário.

• 3 •

A idéia principal ao, aqui, se utilizar um oedô

metro hidráulico era obter resultados de ensaios que simulassem

o.caminho- de tensões de um elemento de solo no campo, sujeito

a um processo de carregamento provocado por rebaixamento. No

ensaio convencional não se poderia provocar um acréscimo de

pressões efetivas pela diminuição da pressao da agua no inte

rior da amostra e·nem se obter dados sobre o coeficiente de a

densamento ou melhor, 'dados sobre a velocidade de deformação p~

ra pequenos incrementas de carga na região prôxima à pressão de

pré-adensamento. Para pequenos incrementas de pressão, como se

sabe, a curva deformação versus logaritmo do tempo não tem a

forma típica como a desenvolvida segundo a teoria de adensamen

to de Terzaghi, pois a compressão secundária mascara a compres

são primária e não se pode caracterizar o fim do processo de

dissipação do excesso de pressões neutras e, assim, definir um

coeficiente de adensamento.

Na figura 1. 2 apresentam-se estimativas .··(Colunas ·

1 e 2) da razão de carregamento provocado. pelo alívio de ·pre~

sões durante a execução da galeria do METRÔ próximo a estação

de Botafogo no período de Maio a Dezembro de 1978. A razao

de pré-adensamento foi estimada uniforme (l) igual a 1.8 para

toda a camada. É importante ressaltar os baixíssimos --,~.valores

de razão de carregamento e, também, a não uniformidade dos mes

mos ao longo da camada.

(1) Tipicamente, o OCR apresenta-se mais. elevado no topo da ca

mada decrescendo e tomando,. à seguir, um valor aproximadamen

te constante.

• 4 •

Pressões Totais e Efetivos f'rHsões Neutros

areia

argila

areia Cí= Ü"i + Uo

([: ( <f; +li.Ô'") + ( Uo + ÕU )

o) . Rebaixamento da lençol freática .

areia

areia

N.T.

~ N.A/ V:---

N.Af .X-

Pressões Totais e Efetivos

l flifo-flu 1

Pressões Neutros

b) Alívio de pressões hidrostática no tençol inferior.

FIG. 1.1 - SITUACÕES TÍPICAS DE CARREGAMENTO DEVIDO DE PRESSÕES NEUTRAS E REBAIXAMENTO DO

' LENCOL · FREATICO.

' AO ALIVIO

• 5 •

N.T.

ºf'.'":"''::;=~=--"i".···"'-· 2 ·'.< .. :·~·.- .. · ::·<;~/~ia_::_; '6, 2.0 tf/m'

pressões hidrostáticas

'/í, 1.8 tf/m'

28 · ·.- areia

"

G) - MAIO A DEZEMBRO 1978 - ALÍVIO MÉDIO 5P tf/m2

© - DEZEMBRO A MAIO 1979 - 10,0 tt/m2

( MAIO A DEZEMBRO) COLUNA 1 COLUNA 2 PROFUNDIDADE cr,

ALIVIO - "p ~ R PA estimado= 1,8 (m) ( tt/m2

) { tf /mZ) efvo •• ~-

-e o,, s,e 0,03 0,02

10 º·ª 10,4 o,oa 0,04

12 1,4 -~

12~0' 0,12 0,07

14 1,9 1 ·"';

1-3,~ 0,14 0,08

16 2,5 15,~ 0,16 0,09 ...

10 ,,o 16,~ 0,18 0,10

20 ,,s 18,4 0,20 0,11

22 4,2 20,0 0,21 0,12

24 4,7 21,6 0,22 0,12

FIG. 1.2 - ALÍVIO DE PRESSÕES REGISTRADO OURANTE A EXECUÇÃO DA GALERIA DO METRÔ- RIO NAS IMEDIAÇÕES DA ESTAÇÃO OE

BOTAFOGO.

2. ASPECTOS GEOLÕGICO-GEOTÉCNICOS

. 7.

CAPITULO II

ASPECTOS GEOLÕGICOS - GEOTJ:':CNICOS

Segundo ANTUNES (1978) duas. feições morfológicas

sao bem distintas na costa do estado do Rio de Janeiro: a Ser

ra do Mar e a Planície Costeira.

A _Serra do Mar prolonga-se através de todo o

estado, sendo que, a região mais elevada localiza-se ao norte

da cidade do Rio de Janeiro e em toda a sua extensão existem

declives abruptos voltados para o oceano. A.Serra dos õrgãos

pertencente.- à Serra· do Mar é um bloco falhado, modelado pela

erosão que apresenta elevada precipitação(!).

A planície costeira, estendendo-se entre a cadei

ra de montanhas da Serra do Mar e o Litoral, apresenta uma to

pografia plana e contém lagoas, lagunas e mangues.

A região.constitui-se, então, de formações geol§

gicas de quatro épocas( 2). A formação QUATERNÂRIA é represe!:_

tada por sedimentos .. flmrio-marinhos,/ restingas. e a-luviões flu

(1) O estado do Rio de Janeiro apresenta, de modo geral, gr~

dientes pluviométricos acentuados. Este fato decorre, tam

bém.da orientação imposta pelo sistema orográfico, no ca

soa Serra do Mar.

(2) Pré-cambriano, Cretácio Terciário, terciário, Quaternário.

. 8.

viais. Quando o ambiente e marinho os sedimentos.dão ,·origem

às argilas moles de cor acinzentada a preta devido à matéria

. - . ( 3) organica .

Esses sedimentos apresentam concentrações variá

·veis de sais. solúveis, principalmente sob a forma de cloretos

e sul·fatos. ANTUNES (1978) indica para as argilas moles da bai

xada fluminense uma·concentração salina de.1.1 a 8.5 gf/1 e

4.1 a 6.4 para.a percentagem de matéria orgânica. Ressalta-

-se, ainda, que a flocu·lação depende da concentração salina e

do tipo de sal.

LAMBE (1969) menciona que uma concentração sa

lina de 35 gf/1 é o correspondente a um ambiente marinho tip:i:_

po. ANTUNES (1978).diz que uma redução na concentração sali

na até o valor de 15 gf/1 não causa alterações sensíveis nas

propriedades geotécnicas, sendo que, abaixo deste, pequenas v~

riações causam.alterações apreciáveis. A redução·da concentra

ção salina devido à lixiviação pode ser um dos fenômenos ger~

dores da sensitividade das argilas.

·A figura 2.1 mostra o perfil geotécnico do bloco

45 lote 9, METRÕ-RIO, localizado em Botafogo (LINS e LACERDA,

(3) Classificam-se como matéria orgânica dois tipos de mate

riais: (1) partículas de madeiras e restos de folhas, (2)

moléculas. e macromoléculas orgânicas adsorvidas na superfl

cie dos argilo-minerais.

• 9 •

1980). Distinguem-se duas camadas de areia e.quatro

argilosas, compostas por sedimentos fluvio-mar.inhos

rios com valvas.

camadas

quatern~

Os ensaios deste trabalho foram executados em

.corpos· de prova obtidos de amostras "indeformadas" tipo bloco

retiradas do bloco 45, lote 9 do METRÕ-RIO a uma .. profundidade

de 10 m.

COTAS ( m) SPT médio UMIDADE·,·(%)

10 20 30 10 30 50 70 + 2,3

o-

5

-5 1 l -· l · l · 1 -l-- - r -a. ·r -_ :· f. · 1 , ...

'º ARGILA : .

'f ARENOSAJ

1ll 1J' 11 ·10 - r ·1-· . ,:y,[.:

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-27,7

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o ,,

PARÂMETROS OE RESISTÊNCl·A .(tt/~) ih. { tf/ml G~ANULOME'rRIA (%)

3 5 7 9 . 20 ,o• l•"I

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'ô . o

M

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M á'

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-

" s, ( trioxlois uu)

o s, ( polheto "in situ'1)

n e' { trioxiois '") . ~-

11 1,5

•

o

1 o

00

1,7 1,9 O 40 80 100

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o

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!:2?22,h.:_i"R GIL A

FIG. 2.1 - PERFIL GEOTÉCNICO DO BLOCO 45, LOTE 09, METRÔ-RIO ( Apud Lins e Lacerda, 1980).

,_. o

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

3.1 - Introdução

3.2 - Teoria de Adensamento de Terzaghi


3.4 - Parámetros mais Usuais na Definição da Compressibil.:!:_

dade Unidimensional

3.5 - Modificação da Estrutura do Solo com os Deslocamentos

3.6 - Pesquisas mais Recentes com a Utilização de

Oedômetros que nao os Convencionais

3.7 - Teoria de Adensamento Modificada


3.9 - Conclusões

Outros

.12.

CAPITULO III

REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

3.1 - Intródução

A presente revisão bibliográfica atem-se à com

pressao unidimensional de solos finos saturados. Maior ênfa

se é dada à teoria unidimensional de Terzaghi e ao fenômeno de

compressão secundária.

A pressao de quase pré-adensamento ou pressao de

prê-adensamento aparente ou pressão crítica é também menciona

da, sendo um dos primeiros. trabalhos e talvez o mais signif.:!:_

cativo sobre o assunto o de Bjerrum (1967).

Abordam-se alguns equipamentos de ensaio desen

volvidos mais recentemente com o intuito de estudar o probl~

ma da compressibilidade unidimensional de solos finos e melho

raras previsões baseadas em ensaios de laboratório, até ho

je consideradas como pouco satisfatórias.

Comenta-se a idéia compartilhada por diversos a~

tores, dentre os quais Crawford, Leonards, Altschaeffl, Ladd,

Mesri e Godlewski, de que a compressão do solo e um processo

contínuo e a divisão entre compressao primária e secundária e

completamente arbitrária.

Alerta-se para o fato citado porCrawfo;rd e Lowe

III, dentre outros, de que a velocidade de compressao em labo

.13.

ratório é alguns milhões de vezes maior que a velocidade de

campo e que isso causa muitas dificuldades na previsão de re

calques baseada em ensaios de laboratório.

Finalizando notifica-se que Berre e Iversen (1972)

citam a teoria de Barden e a de Gibson e Lo como teorias típ~

cas dentre as que incluem a compressao primária e secundária,

e ressaltam que as mesmas tém algumas imperfeições.

3.2 - Teoria Unidimensional de Terzaghi

3.2.1 - Introdução

Na natureza, a consolidação de sedimentos é um

processo de compressão unidimensional(!), pois, durante a dep~

sição e dissipação de pressões neutras, presume-se que sejam

nulas as deformações laterais. Isto já não acontece em muitos r

problemas· de engenharia de estados [Jlanos, de deformação ·. envolvendo

fenômenos de compressibilidade e velocidade de deformação( 2 )

No entanto, muitas previsões são aproximadas ou usam como base

a teoria de Terzaghi publicada em 1925( 3 ).

(1) A deformação de uma·camada de baixa permeabilidade devido

ao alívio de pressões na camada permeável inferior como

executado em alguns trechos do Metrô do RIO) se ··apro~ima

muito do fenômeno de compressão unidimensional.

(2) A princípio faz-se referência apenas a solos sedimentares

( 3) "Erdbaumechanik", K. Terzaghi, Franz ··oeuticke, Leipzig and

Vienna, 1925.

.14.

Desde então, ao longo de mais de meio século,mu!

tos trabalhos têm sido publicados com base em.estudos do com

portamento do solo "in si tu" e em ensaios de . labora tório·. Mas,

até hoje, é ponto comum em todos que as previsões através de

ensaios de laboratório raramente concordam com os

obtidos "in situ".

3.2.·2 - O Prü1cípio- 1.da Pressão Efetiva

resultados

Um solo saturado pode ser analisado como uma es

trutura granular compressível, na qual os "vazios" encontram

se preenchidos por um fluido, em geral água, sendo o mesmo e

as partículas de solo considerados relativamente

veis.

incompress!_

Se uma amostra do solo saturado é submetida, por

exemplo, a uma pressão isotrópica, uma variação de volume de

ve ocorrer se se permite a agua fluir dos poros, ficando, de

pois de determinado tempo, todo o acréscimo de pressão supo~

tado pela estrutura do solo. Se a drenagem é impedida selan

do-se a amostra em uma membrana impermeável, por exemplo, ju~

tamente à aplicação da pressao desenvolvem-se pressões na a

gua dos poros.

As tensões totais, efetivas e neutras relacionam

-se segunlio a equaçao simplificada estabelecida por

para solos saturados:

cr cr + u

Terzaghi

.15.

3.2.3 - Hipóteses e Limitações da Teoria

Terzaghi, ao elaborar a sua teoria de adensamen

to fez várias hipóteses: solo homogêneo; completa saturação;

compressibilidade dos grãos e do fluido dos poros desprezível;

deformações e fluxo unidimensional; validade .. da lei de Darcy

para fluxo em solos; H,K- em considerados constantes duran V

te a dissipação de pressões neutras; em todos os instantes

em qualquer plano horizontal, a soma das pressoes efetivas ver

ticais e o excesso de poro-pressões hidrostáticas u e igual ã

pressao vertical aplicada e, finalmente, o "time-lag" do aden

sarnento inteiramente devido ã baixa permeabilidade e alta com

pressibilidade do solo.

Algumas dessas hipóteses sao absolutamente corre

tas para efeitos práticos. No caso de um ensaio de laborató

rio, por exemplo, garante-se que as deformações e a direção do

fluxo são verticais. Por outro lado, H e K são constantes ap~

nas como aproximação grosseira. Tratando-se da hipótese de

quem e constante comete-se um erro ainda mais significativo, V

pois o mesmo é aproximadamente constante somente para pequenos

intervalos ~e dissipação de pressões em cada estágio. Não se

leva em conta, ainda, o fenômeno da fluência (ou "creep").

onde

Terzaghi chegou a seguinte equaçao diferencial:

= dU

at

e = V

.16.

k ( 1 + R,)

e o chamado coeficiente de adensamento.

Segundo o modelo de Terzaghi, imediatamente apos

a aplicação do incremento de carga bp a uma amostra ou dep~

sito de solo saturado, este é transferida para o fluido dos p~

ros, registrando-se como excesso de pressão hidrostática.

Como nao há acréséimo de pressoes efetivas sem

deformação do solo, a água deve ser expulsa(!) sendo este fenô

meno regulado pela permeabilidade. Nos instantes iniciais,com

o surgimento do excesso de pressões hidrostáticas, há um gr~

diente muito elevado na região próxima a face drenante. Uma

carga finita tem lugar em um comprimento pequeníssimo, e pode

se dizer que matematicamente os gradientes nesta região tendem

ao ,,infinito. Em um ensaio convencional, onde não há um con

trole perfeito do início da drenagem, concomitantemente à apl!

caçao da carga,dá-se a dissipação das pressões neutras no solo

da região muito próxima à pedra porosa. Lowe III (1974) afir

ma que "a percentagens de adensamento menores que 20% o exces

so de poro-pressões hidrostáticas próximo à face drenante é me

(1) A compressibilidade do fluido dos poros e dos graos de so

lo é considerada desprezível nesta afirmação. No caso de

solo parcialmente saturado uma considerável e rápida va

riação de volume resulta da alta compressibilidade e solu

bilidade do ar no fluido dos poros.

.17.

nor que o excesso de poro-pressao inicial virtual devido as

altas velocidades de deformação".

3.2.4 - Métodos Baseados na Teoria de Adensamento de Terzaghi

para Definição do Coeficiente de Adensamento.

são dois os métodos empíricos mais utilizados p~

ra definição do coeficiente C de adensamento a partir de én V

saias de laboratório segundo a teoria de Terzaghi.

Método da Raiz Quadrada - O conhecido método de

ajustamento apresentado por Taylor (1942) utiliza o gráfico de

formação versus raiz quadrada do tempo: ver referência

utilização do mesmo.

para

Método do Logaritmo do Tempo - Apresentado por

Casagrande (1936) compara os resultados experimentais de labo

ratório com a formulação teórica.de Terzaghi utilizando uma es

cala logarítmica para os tempos.

3.2.5 - Alguns Métodos Empíricos Disponíveis para Definição da

Pressão de Pré-Adensamento e Reconstrução da Curva de

Compressibilidade no Campo.

Dentre os métodos disponíveis para a definição

da pressao.de pré-adensamento citam-se os propostos por Casa

.18.

grande (1936) e Pacheco Silva (1970). Vários autores (Iadd,,, 1973,

Schrnertrnann, 1955) indicam que a perturbação causada pela amo~

tragern pode alterar significativarne~te a curva de cornpressibi~

!idade de forma que, muitas vezes, além de tornar-se difícil a

aplicação dos métodos sugeridos, estes fornecerão valores a

quérn dos valores de campo.

Schrnertrnann (1955) propoe metodologia para re

construção da curva de .compressibilidade de campo através de

dados de laboratório com o intuito de eliminar a influência da

amostragem em solos oriundos de depósitos de argila mole org~

nica e inorgânica sedimentares saturados e depósitos moles re

sultantes da glaciação. Urna observação feita ao trabalho e

que o autor não leva em.conta o "envelhecimento" dos depôs~

tos estudados (pg. 1208). Veem-se corno incertezas na utiliza

çao deste método a definição do índice de vazios inicial "in

situ" e a definição da pressão de pré-adensamento.



Uma das hipóteses na qual se baseia a teoria de

Terzaghi ê que a. relação entre o índice de vazios. e a tensão

efetiva independe do tempo e variações no índice de vazios sao

causadas somente pela dissipação dos excessos de pressoes neu

tras (efeitos hidrodinârnicos) .

.19.

Note-se que, em certas condições o solo pode ter

um comportamento que nem de maneira aproximada corresponde a

esta hipótese, pois o mesmo pode deformar-se sem desenvolvimen

to de pressões neutras significativas. Crawford (1964) encon

trou curvas ex Õ bastante semelhantes para um solo deforma V

do apenas por compressão primária e apenas por compressão se

cundária.

Taylor (1942) considerou a compressao secundá

ria como produto do amolgamento (destruição da estrutura) in

traduzido pela deformação referente a compressão primária.

Barden (1969), Leonards e Altschaeffl (1964)

Crawford (1964), Ladd et al (1977), Mesri e Godlewski ( 19 7 7)

defendem a idéia de que a compressão do solo é um processo co~

tínuo e que a divisão entre a compressãó primária e secundária

é arbitrária e depende principalmente do método de carregame~

to do ensaio.

Lad~ et al (1977) e Mesri e Godlewski (1977) a

firmam que os mecanismos responsáveis pela deformação são ba

sicamente os mesmos durante a compressão primária e :secundá

ria. Assim, todos os mecanismos de variação de volume: de

formação, deslizamento e reorientação de partículas, mudança

na espessura da dupla camada e distorção dos filmes de agua

adsorvida, que podem ocorrer durante as variações de tensão

efetiva. (compressão primária), podem, também, dar-se ao lon

godo tempo sob tensão efetiva constante. Ladd et al (19 77)

são de opinião de que as deformações devidas à fluência nao

.20.

sao controladas pelo fluxo viscoso da água como universalmen

te difundido por vários pesquisadores., que postulam que este

fenômeno em solos coesivos pode ser explicado pela viscosidade

estrutural de lentes de água adsorvida.

Mesri e Godlewski (1977) relacionando os valores

de e /C onde Cc =·fie/filog Õ a c e e =-fie/filog t a

segundo dados

obtidos por diversos autores notaram que Ca/Cc apresentavam-se

entre O. O 25 - O .10 sendo que os valores mais altos ···de Ca/Cc

correspondiam a solos ae· .. teor de matéria orgânica mais elevado.

Hâ assim, um permanente interesse no desenvol

vimento de uma relação mais realista entre tensão-deformação -

tempo, principalmente para argilas e turfas. Mas, uma formu

lação neste sentido é muito complexa pois envolve dois fenôme

nos diferentes: um.--. função das propriedades de drenagem e ou

tro função da fluência. Assim, quando carregado, o solo tem

as suas deformações retardadas por esses dois fenômenos; se

o incremento de carga é pequeno não se desenvolvem pressoes

neutras significativas e só ocorre compressão secundária. Se,

por outro lado, o incremento é razoável, desenvolvem-se pre~

sões neutras e além do retardamento devido à compressao secun

dária(l} ocorre também o retardamento devido ao baixo coefi

ciente de adensamento do solo.

(1) Ver item 3.3.3 sobre mecanismos de compressao secundária.

.21.

s egúndo Taylor ( 19 4 2) , rresrro quando .a ."resistência vi~

msa" é grande a parte inicial da curva experimental aproxima

se bastante da formulação teórica de Terzaghi. Há, então, a

tentação de se aplicar a teoria de adensamento diretamente so

bre a região da curva experimental classificada de · ,cornpressao

primária (Casagrande) e desta maneira se estimar a. véloéidàde

de recalque na massa de solo, classificando a compressão secun

dária corno urna aberração que afeta o final do estágio, sornen

te. Esta hipótese implica em se supor que as forças viscosas

nao atuam durante a compressão primária. Na realidade elas

estão presentes a partir do instante inicial do carregamento e

influenciam· ·no formato de toda a curva.

Taylor (1942) diz ainda que o ensaio de laborató

rio é.muito acelerado devido à pequena espessura da amostra e

que as "forças viscosas" são, assim, muito maiores que seriam

durante o adensamento lento de urna grande massa de solo(!). Ex

trapolações diretas podem levar a erros consideráveis subesti

mando a velocidade inicial de recalque e superestimando a velo

cidade após a dissipação do excesso de pressões neutras.

Crawford (1964) sugere que seja dada mais aten

çao a medição das caracteristicas de compressão do solo inde

pendentemente do retardamento hidrodinâmico, sendo as mesmas

(1) Alguns solos, corno as argilas sensiveis. Escandinavas tem

urna"viscosidade estrutural" grande, tanto que, mesmo.,. in

si tu" a dissipação de pressões neutras é mui to rápida e ~

se todo o recalque é devido â compressão secundária.

.22.

investigadas a velocidades mais compatíveis com as de campo.

3.3.2 - Definições de Compressão Secundária

Mitchell (1976) define fluência ("creep") como

cisalhamento dependente do tempo ( "time-dependent shear") e

como deformações volumétricas desenvolvidas a uma velocidade

controlada pela resistência viscosa da estrutura do solo e que

ocorrem tanto sob condições drenadas como não drenadas. Fluên

eia drenada pode ter componentes desviatórias e volumétricas e

é assumida dar-se sob condições de pressão efetiva constante

A compressão secundária refere-se ao caso espeéífico de fluên

eia drenada quando as deformações são unidimensionais (estado

Ko) •

3.3.3 - Mecanismos Responsáveis pela Compressão Secundária

Barden (1969) classifica em três grandes grupos

os mecanismos responsáveis pela compressao secundária apreseg

tados por diversos autores: a) um baseado na viscosidade es

trutural das camadas de água adsorvida que retardam a aprox~

mações entre partículas; b) um conceito envolvendo uma estru

tura em "castelo de cartas" e ruptura de ligações; e) outro

que considera a existência de dois níveis de estrutura, sendo

a compressão primária devido à drenagem dos macroporos e a

subsequente compressão devido à drenagem dos microporos.

. 2 3.

Mesri (1973) afirma que a cornpressao secundária

envolve principalmente deformações das partículas individuais

(compressão dos "dornains"ou pacotes na argila ou das fibras

orgânicas na turfa fibrosa), mais movimentos relativos das pa~

ticulas individuais em relação urnas âs outras. Esse conceito

implica que solos com elevada compressão primária (alto valor

de Cc) exibam também, compressões secundárias.elevadas.

3.3.4 - Diversidade de Parâmetros que Descrevem a Magnitude da

Compressão Secundária.

Mesri (1973) alerta para o fato de que diferen

tes parâmetros são usados por diferentes pesquisadores ':para

descrever o fenômeno de compressão secundária, sendo o coefi

ciente de cornpressao secundária o mais usado por ser menos a

fetado pelas condições de ensaio. Mesmo assim, ele pode ser

definido de diferentes modos:

onde

s = a

t,S

t,log t

e ,a E . =

ctl

S = recalque

- 6e

i'ilog t

E = ap

e a

1 + e

= Índice de vazios no início do en

saio, no inicio do estágio, no . . lnl

cio da relação linear ,::~:.tempo, res

s, e I Ea' a a

.24.

pectivamente.

s0,s.,E a ai ap coeficientes de com

pressão secundária.

Torna-se importante definir corretamente o par~

metro usado porque permite comparações posteriores de resulta

dos.

No presente trabalho usou-se o parâmetro E .• C(l

3.3.5 - Pressão de Quase Pré-Adensamento ou Pressão Crítica ou

Pressão de Pré-Adensamento Aparente.

Diversos autores registraram, em solos previame~

te classificados como normalmente adensados, valores de pre~

são de pré-adensamento maiores que os decorrentes somente devi

do ao peso das camadas sobrejacentes. Bjerrum (1967) foi um

dos que primeiramente documentou tal fenômeno denominando-o de

pressao crítica.

Ressalta-se a importância deste fato no caso de

se aplicar pequenos incrementas de. pressão pois, assim, pouca

ou quase nenhuma variação ocorrerá no índice de vazios até que

a pressão de quase pré-adensamento seja excedida.

Vários fatores podem levar a esse acréscimo de

pressao de pré-adensamento no campo, sendo que a causa mais

frequente e significativa e a compressão secundária. Citam-se

. 2 5.

também, os efeitos tixotrópicos e químicos que contrariamente,

ao fenômeno de compressão secundária, não necessitam de

nuição de volume para ocorrer.

dimi

3.4 - Parâmetros Mais Usados na Definição da Compressibilidade

Unidimensional do Solo.

A representação gráfica do índice de vazios con

tra o logarítmo da pressão efetiva de um ensaio oedométrico

introduzida por Terzaghi é muitas vezes preferida por indicar

geralmente, uma relação linear na região virgem de pressões

Ladd (1973) pg 14 mostra a definição dos Índices de compress~

bilidade, citando vantagens e desvantagens, tanto para a re

presentação ex log õ (C, C, e) como para Ex log ã (CR,RR, c r s

SR) .

A representação logarítmica perde alguma final~

dade numa faixa de pressões onde não se tenha uma relação li

near e ou Ex log Õ. Em escala aritmética ter-se-á o coefi

ciente de compressibilidade volumétrica (m = dEv/do) ou coefi V

ciente de compressibilidade (av = - de/do). Lambe (1969) pg.

157 mostra tabela relacionando entre si os parâmetros (av' mv'

D e Cc) de tensão x deformação para solos confinados lateral -

mente.

O capítulo 5 indica como se pode obter o coefi

ciente de compressibilidade volumétrica m pontualmente atra V

vés da inclinação da tangente â curva Ev x log Õv.

.26.

3.5 - Modificação da Estrutura do Solo com os Deslocamentos

A estrutura de um solo pode ser significativarne~

te alterada pelos deslocamentos entre partículas. Estes ten

dern, geralmente, a quebrar as ligações entre as mesmas deixan

do~as aproximadamente paralelas (estrutura dispersa).

A cornpressao do solo faz com que partículas pr2

xirnas formem um arranjo disperso, resultando várias zonas dis

persas com orientações diferentes entre si Lambe (1969). As

sim, um elemento de solo, antes de tornar-se completamente a

rnolgado, tende a alinhar e destruir todas as ligações entre par

ticulas.

Analisando as relações logaritmo da pressao efe

tiva versus deformação em um ensaio oedornétrico identifica - se

urna brusca mudança de inclinação na curva quando se inicia a

região virgem de .pressoes; isto e um indicio de alteração de

estrutura, tanto assim que, em urna amostra mais perturbada, a

curva fica mal definida, não se identificando bem o ponto de

menor curvatura. A compressibilidade na região ··supostamente

pré-adensada aumenta e diminui a compressibilidade na região

virgem, isto porque a estrutura já está parcialmente destruída

no inicio do carregamento.

.27.

3.6 - Pesquisas mais Recentes com a Utilização de Outros Oedô

metros que não os Convencionais.


O equipamento chamado de convencional e projet~

do inicialmente por Terzaghi, encontra;..se descrito detalhada -

mente no item 4.1.1. Alguns pesquisadores aperfeiçoaram ou d~

senvolveram outros oedômetros de modo a obter dados de dissip~

ção de pressões neutras e sobre a influência da altura de dre

nagem, velocidade de deformação e completa saturação por con

tra-pressão nas características de compressibilidade do solo.

3.6.2 - Outros Oedômetros

Northey e Thomas. (1965) adaptaram a célula con

vencional para permitir a medição de pressões neutras em uma

das faces, modificando alguns elementos para melhorar a veda

çao e acrescentando a base da célula uma peça de aço poroso i

noxidável conectado a um transdutor de pressão. Observa-se que

no trabalho não se comenta sobre problemas na medição de poro

pressao devido ao ar possivelmente dissolvido no fluido dos

poros. Realizaram-se ensaios em dois solos de compressibilid~

de bastante distinta e com 3 sistemas de medição de pressão ne~

tra para verificar a influência da rigidez do sistema de medi

da.

.28.

Indica-se,como resultado do trabalho ·experimeg

: tal,que o excesso de poro-pressão desenvolvido logo apos oca!:

regamento é função da duração do incremento de carga anterior,

isto é, da compressão secundária desenvolvida. Note-se que

nesta célula não se tem p,erfeito controle do início da drena

gem. O excesso de pressã~ neutra inicial registrado mostrou -

se, também, dependente da rigidez relativa do equipamento de

medição. Ver correntários deste tipo de equipamento no item 6.2.

Lowe III (1964) utilizando contra-pressão

promover a completa saturação da amostra em um ensaio

para

oedomé

trico, alerta para que quanto maiores as pressoes hidrostáti

cas "in situ" maior a necessidade de duplicação das mesmas,

pois, o gás dissolvido no fluido dos poros, com a amostragem

passa a formar bolhas e se não é redissolvido o comportamento

do solo em laboratório poderá ser completamente diferente 1 .. do

de campo principalmente em relação à velocidade de dissipação

de pressões neutras.

Segundo o autor, obteve-se uma melhor definição

da curva E: x /t. e as curvas de Cv ( log t) e Cv ( /t)

ximaram mais nos ensaios realizados com contra-pressão.

se apr9.

Thomann (1973) desenvolve equipamento onde o

principio de ensaio é semelhante ao convencional com a dife

rença de possibilitar a medição de pressão neutra em três al

turas diferentes da amostra. Permite-se o uso da contra- pre~

são que segundo o autor garante a medição de poro-pressões em

.29.

melhores condições.

-Com os dados de pressao neutra foram traçados os

diagramas de dissipação de poro-pressões versus altura através

dos quais com a ajuda de um planímetro computaram-se as

correspondentes ao percentual de pressões já dissipadas,

culando-se com isso a percentagem de adensamento Up(%)

areas

cal

Estes

dados foram comparados com os obtidos das leituras de deforma

As curvas UR e UP(l) apresentaram-se bastante

distintas, sendo que em quase todos os estágios os valores de

percentagem de adensamento U iniciais foram razoavelmente al p

tos. O autor ensaiando outros tipos de solo ·incluindo ·turfas

e argilas observou que em todos os incrementas de carga sem

pre Up> UR. Assim, os coeficientes de adensamento definidosse

gundo a deformação e segundo as pressões neutras. mostraram - se

muito distintos principalmente nos incrementas de pressão p~

quenos.

Lowe III et al (1969) desenvolveram um equipame~

to para ensaio de gradiente controlado com, segundo os autores

os principais objetivos: Impor condições de tensão ao longo

da amostra tão uniformes quanto possível; estabelecer uma ve

locidade de deformação aproximadamente constante durante o en

saio, possibilitar a execução de ensaios a diferentes veloci

( 1) Resultados correspondentes a vasa argilosa cinzenta ( "Vase

argilo-marneuse g:rise"), muito compressível.

.30.

dades de compressao suficientemente baixas de modo a que po~

sam ser feitas extrapolaçoes mais seguras para o fenômeno de

campo.

O ensaio é realizado de maneira que a velocidade

de deformação imposta à amostra provoque um excesso pré-fixado

de pressão neutra na face não drenada. Assim, o diagrama de

excessos de pressão neutra é parabólico e constante durante to

do o ensaio excluindo os intervalos de tempo inicial e

onde permite-se que as poro-pressoes se dissipem. O

pode ser conduzido, também, de forma a que se obtenham

final

ensaio

dados

sobre deformação à tensão efetiva constante. Dizem os autores

que uma das vantagens do equipamento é o cálculo do coeficien

te de adensamento sem se recorrer a métodos de ajustamento a

través da equação:

e V

ÔCJ V

at 2llu

Os autores indicam que o coeficiente de adensa

mento obtido nos ensaios realizados no equipamento de gradie~

te controlado foram mais ou menos a média. entre os obtidos p~

lo método de ajustamento de /i e log t no ensaio

nal, isto na região virgem de pressoes.

convenci o

No ensaio realizado com interrupçoes os valores

de C mostraram-se inicialmente altos devido à reduzida com V

pressibilidade provocada pela compressão secundária desenvol

vida no incremento de pressão anterior, voltando depois ava

. 31.

lores próx.i.mos' aos obtidos no ensaio sem interrupções. Os da

dos de e no ensaio convencional Bão, como se vê, a média en V

tre valores anormalmente altos do inicio do estágio com valo

res mais ou menos corretos do final sendo que os valores de

permeabilidade permanecem inalterados.

Berre e Iversen (1972) realizaram ensaios com

diversas alturas de drenagem (1.8 a 45 cm) construindo para

esse fim urna célula que permite ser associada em sêrie aurnen

tando indefinidamente a altura de drenagem. A célula tem o

mesmo principio de ensaio que o equipamento convencional, re

gistrando tambêm dado sobre forças de atrito e sobre dissip~

ção de pressões neutras, a diversas alturas de drenagem, peE

mitindo, ainda, o uso de contra-pressão.

As forças de atrito medidas apresentaram-se re

lativarnente pequenas, menores que 10% da carga aplicada. As

principais conclusões do trabalho encontram-se no item 6.5.

3.7 - Teoria de Adensamento Unidimensional de Terzaghi Modifi

cada Segundo Lowe III.

A percentagem média de dissipação de pressoes

neutras versus fator tempo U% x T, segundo a teoria de Terzaghi

para urna dada condição de drenagem e carregamento, está repr~

sentada, por exemplo, em Taylor (1948) pg. 237. Essa expre.ê_

são não é função de K, mv e H considerados, por hipótese, cons

.32.

tantes. Não importa quais os seus valores, num certo

tempo T sempre a mesma percentagem de dissipação de

ocorrerá se mantidas as mesmas. condições de drenagem.

varia com K, rn e H e o tempo para se alcançar urna V

fator

pressoes

o que

determina

da isócrona. Veri·fica-se ainda que, tendo-se atingido urna

isócrona com um grupo de valores de K, rn e H pode-se usar ou V

tro grupo diferente para alcançar outra isócrona.

A figura 3.l(a) compara o caminho de tensões as

sumindo na teoria de Terzaghi, o assumido, na teoria modifica

da por J. Lowe III e o caminho de tensões dado corno real. Es

ses caminhos de tensão estão desenhados sobre a família de cur

vas de mesma taxa adirnensional de deformação.

t interessante notar que durante o acréscimo de

pressao de p 1 para p 2 há um aumento de 2.800 vezes no

tro taxa adirnensional de deformação.

param~

A figura 3.l(b) compara previsões teóricas de de

formação especifica versus fator tempo e fator tempo modifica

do segundo a teoria de Terzaghi e a teoria modificada. (Lowe -

19 7 4) •

O autor ressalta que quando a teoria de Terzaghi

é modificada de modo a levar em conta as reais variações de

rnv, K e H durante a deformação do solo os valores teóricos de

E x T' se ajustam bem aos dados experimentais tanto V

grandes corno para pequenos incrementas.

para

• 33.

Até aproximadamente 80% da dissipação de pre~

soes neutras iniciais o termo m' H2/K(l) permanece aproximad~ V

mente constante e eis porque a teoria de adensamento de Terzaghi

se ajusta bem aos resultados experimentais nesta faixa.

Observa-se que a dificuldade nas previsões teóri

cas segundo a teoria modificada é se definir a razão, Ec/s2

p ,

entre a deformação devido à compressão secundária em um ciclo

logaritmico, sa, e a deformação devido a duplicação da tensão

efetiva a uma velocidade de deformação constante, s2p. Da mes

ma forma, é dificil definir a relação K0

/K 2p que é a razao en

tre a permeabilidade no início do estágio e ao final da dupl~

caçao da tensão efetiva.


3.8.l - Introdução

A utilização de ensaios .de laboratórios para a

definição de parâmetros está muito difundida no campo da Mecâ

nica dos solos. Em laboratório conta-se com a vantagem de se

poder impor condições de contorno razoavelmente bem definidas

como: estado de tensões, drenagem e deformações. Isto já não

ocorre nos ensaios de campo. Deve-se ter em mente, no entan

(1) Os termos com apóstrofe referem-se a valores segundo ateo

ria modificada.

.34.

to, que existem algumas restrições. A validade das investig~

ções feitas em laboratório recaem, somente, na qualidade das

amostras e no quanto elas são representativas da camada da

qual foram retiradas. A uniformidade do solo tem uma grande

influência no programa de investigações. Se as condições va

riam consideravelmente uma investigação elaborada e localiza

da de amostras Únicas não se justifica Broms (1980). Somente

quando as condições do solo são bastante uniformes e que uma

investigação de laboratório extensa justifica-se.

importante que as amostras sejam representativas das

:E; também

camadas

investigadas, e grandes o suficiente para conter característi

cas estruturais que possam influenciar o comportamento. Vê-se,

assim, que uma elaborada técnica de ensaio jamais pode compe~

- ' sar os efeitos referentes tanto a perturbaçoes causadas pela~

mostragem quanto à influência do tamanho da amostra e da sua

representatividade.

As mudanças a que um elemento de solo é submeti

do ao ser transportado do campo para o equipamento de ensaio

no laboratório incluem: alívio de tensões anisotrópicas atuan

tes "in situ", amolgamento mecânico, possíveis mudanças na

umidade, formação de bolhas de gás anteriormente dissolvido

no fluido dos poros e desenvolvido devido à ·tensão negativa ca1:1_

sada pela amostragem, variação de temperatura. e modificações de

natureza química.

.35.

Modificação do Estado de Tensões

Imagine-se um elemento de solo cujas tensões efe

tivas verticais e horizontais sejam:

onde p0

e a pressao efetiva vertical devido ao peso de terras,

u0

é a pressão neutra e K0

é o coeficiente de empuxo no repa~

so. Se, por hipótese·, ocorresse uma amostragem "perfeita", as

- ') - . - -tensoes totais ªv e ah e a tensao desviadora ·inicial (av·-··ªh)

tornar-se-iam iguais a zero e surgiria uma pressao neutra neg~

tiva capaz de manter as tensões efetivas (agora isotrópicas) .. 'A

pressão neutra inicial reduzir-se-ia de nu.

Utilizando-se a formulação sobre os

de pressao neutra,,de Skempton.· (1954)

parâmetros

uamostra = u + n o u

Das equaçoes acima e definindo-se na 1

e na 3

se

gundo a formulação de Duncan:

K > 1 o

u = -p (1-A (1-K )) amostra o amostra o

u = -p (K + A (1-K )) amostra o o amostra o

( 3. 3)

( 3. 4)

.36.

onde A~mostra e o parâmetro de pressao neutra para redução de

tensão desviadora (Õv - Õh) simulando amostragem perfeita.

Observa-se que se A = 2/3 ter-se-ia a ten amostra

sao efetiva média inicial [ãm = 1/3 (po + 2Kopol] igual a ten

sao efetiva média apos a amostragem perfeita [ã t ·. = Po - amos ra

(1-A (1-K))] amostra o Não ocorrendo portanto, redução da

tensão efetiva média (solo elástico).

O Problema da Cavitação do Fluido dos Poros:

A pressao negativa desenvolvida no fluiJdo dos PQ

ros devido a amostragem perfeita equações 3.3 e 3.4 é função

da pressão efetiva vertical p, do coeficiente de empuxo no r~ o

pouso K0

e do parâmetro de pressao neutra para redução da ten

são desviadora, A t . amos ra

Se, como exemplo, imaginar-se um elemento de so

lo com K = 0.5, A t = 0.7 sob uma pressão efetiva vert_i o amos ra

cal de p0

= 1.54 Kg/cm2 , aproximadamente 8 metros de profundi

dade, ter-se-ia u = ~1.0 Kgf/cm2 . Se o solo não for suficien

temente fino para desenvolver tensões capilares significativas

poderá ocorrer a cavitação, já que o fluido dos poros,

mente, contém gás dissolvido.

gera1:_

Ar ougas dissolvido na água dos poros pode ter

uma grande influência nas propriedades do solo mesmo se a prQ

. 3 7.

fundidade. da amostra for relativamente pequena (menor que 20

metros). O volume de gás pode ser tão grande que a tensão efe

tiva na amostra é reduzida a zero. Broms (1980t Ensaios de

penetração estática no campo e ensaios de Vane de laboratório

indicam que a liberação de gás pode ter um importante efeito

na resistência ao cisalhamento.

Noorany e Poormand (1970) realizaram uma série

de ensaios com o intuito de investigar o problema da cavita

çao. As amostras foram montadas em uma câmara triaxial pr2

movendo-se um carregamento e descarregamento até pressoes neu

tras negativas próximas de -1.00 Kgf/cm 2 . Os autores expus~

ram, então, algumas amostras a pressão atmosférica procedendo

depois disso a um recarregamento, encontrando nessas amostras

um fenômeno irreversível de pressões.

Os autores nao concluem, mas, hã evidências que

no grupo de amostras apenas descarregada e recarregada, sem ex

posição à pressão atmosférica, a cavitação ocorre somente no

sistema de leitura indicando apenas nesta faixa leituras de

pressões neutra incoerentes.

Amolgamento Mecânico

O solo, ao ser amostrado, tem, em maior ou menor

grau, a sua estrutura perturbada principalmente durante as fa

ses de: perfuração, cravação do amostrador, transporte, mol

dagem e manuseio.

.38.

A menor perturbação é obtida para amostras em

bloco. No entanto, falhas e fissuras podem ser: abrir ,-;. devido

ao alívio de tensões causado pela escavação do poço. Argilas

rijas são, por isso, difíceis de amostrar. Os recalques pr~

vistos através de ensaios oedométricos de laboratório nesses

materiais são geralmente de 4 a 8 vezes maiores que os recal

ques medidos(Broms ,'1980). Muitas vezes prefere-se realizar

esses cálculos tendo por base um valor estimado do módulo de

deformação do solo.

No caso de se usar amostradores de parede fina ( t~

po Shelby) durante a cravação, formar-se-á um anel amolgado da

mesma espessura da parede do amostrador onde as pressões neu

tras serão mais elevadas devido às deformações cisalhantes(San

droni - 1977).

Estudos da distorção pelo atrito da parede inteE

na do amostrador através de radiografias mostram que a veloci

dade de penetração durante a amostragem deve ser pelo · menos

O. lm/min (Broms .1980). Se a velocidade de penetração e,·. ·muito

baixa o·atritci interno pôde ser excessivo e contribuir sign~

ficativamente para a perturbação da amostra. Também o atri

to ao longo da face externa da parede do amostrador contribui

para a perturbação, se o solo adere a mesma durante a crava

çao. Este efeito e similar ao causado pelo aumento da espess~

ra das paredes do amostrador.

• 39.

Perturbação Causada pela Perda de Umidade

A amostra deve estar convenientemente "selada"

para minimizar as perdas de umidade. Um decréscimo gradual da

resistência ao cisalhamento pode ser explicado como devido a

urna redução da poro-pressao residual durante o armazenamento

Esta redução é maior para argilas de baixa plasticidade devido

à maior compressibilidade das argilas mais. plásticas (B:rroms:êl980).

A perturbação durante o armazenamento das amos

tras pode ser reduzida·mantendo-se a temperatura ambiente i

gual à temperatura do· terreno e a umidade do mesmo aproximad~

mente igual a 100%.

Perturbação Causada pela Preparação da Amostra

Argilas mui to moles requerem um manuseio cuida,·

doso para minimizar perturbações durante a preparação das a

mostras.

Durante a montagem do corpo de prova no equip~,

mente de ensaio haverá urna inevitável perda da umidade que d~

vido ao fenômeno de capilaridade tenderá a aumentar a tensão

efetiva média da amostra. A variação é diretamente influencia

da pelo tempo de evaporação e pela razão de evaporação e inveE

sarnente proporcional ao raio do corpo de prova e a compressl

bilidade, (Sandroni 1977). Observa-se, assim, que as argilas

moles, devido a sua alta compressibilidade, sofrem pouca varia

.40.

çao de tensão efetiva devido à perda de umidade. Noorany e

Poormand (1970) concluiram experimentalmente que operaçoes nor

mais de moldagem e manuseio de amostras de alta qualidade de

solos argilosos podem produzir 30 a 55% de perturbação, basean

do-se no indice de perturbação que é a relação entre a tensão

efetiva da amostra perfeita menos a tensão efetiva da amostra

perturbada dividida pela tensão efetiva da amostra perfeita.

Variações· na Temperatura

Variações de temperatura sob condições nao drena

das influenciam a tensão efetiva média porque os coeficientes

de dilatação térmica da água e do esqueleto dos grãos são di

ferentes (Sandroni, 1977). Experimentalmente verifica-se que

a tensão efetiva cai quando a temperatura sobe (Mitchell,1976).

A profundidade de 3 a 4 metros a temperatura do solo é aproxi

madamente constante e igual a temperatura média anual; na su

perficie ela é extremamente variáve 1. Sandroni (19 77) aprese!!

ta valores de variação de tensão efetiva com o acréscimo , 1. de

temperatura encontrados por diversos pesquisadores e cita que

para argilas moles em depósitos de espessura tipica esta varia

ção pode ser da ordem de -1.0 tf/m2/9C.

Influéncia da Amostragem nas Caracteristicas de Compressibili

dade dos Solos

Noorany e Poormand ('1970) indicam, como fator

.41.

mais significativo influenciando na compressibilidade da arg!

la, o amolgamento. Concluiram dos seus ensaios que, apesar

dos graus de perturbação relativamente altos causados pelo

manuseio e operações de moldagem, a fo.rma da curva de compre~

- -sao nao se alterou muito principalmente na fase virgem, mas, o

excessivo amolgamento obscureceu a pressao de pré-adensamento,

e alterou a "reta virgem".

Leonards e Altschaeffl (1964) ensaiando uma arg!

la sedimentada, pré-adensada e amostrada artificialmente em la

boratório indicam que o coeficiente de adensamento C na re V

gião pré-adensada no solo "amostrado" foi mais baixo, aproxim~

damente 2 vezes menor, que para o solo não amostrado. Na re

gião normalmente adensada os resultados se aproximaram bastan

te. Os autores ressaltam ainda que, segundo a bibliografia cog

sultada, há uma variação apreciável no C como resultado da a V

mostragem principalmente em amostras de grande profundidade.

Taylor (1942) indica que o coeficiente de adens~

mento C para a "Boston Blue Clay" amolgada é 40 vezes ' menor V

que a indeformada.

Coutinho (1976) ensaiando a argila de Sarapuí eg

controu as seguintes relações entre valores médios de Cv(logt)

na região de compressão virgem obtidos em corpos de provas in

deformados de boa qualidade, indeformados de má qualidade e

completamente amolgados.

.42.

prof 5.5 a 6.0 m - 1.44/1.24/1

prof 6.5 a 7.0 m - 2.0/1.5/1

O amolgamento provocou, também, um aumento nos

valores de coeficiente de compressão secundária na região de

compressao e um decréscimo na região de compressao virgem.

3.9 - Conclusões

- Segundo a bibliografia, há indicações de que a

compressibilidade (Ev ou ex ã) é pouco influenciada, V

ou

melhor, não é diretamente influenciada pelas pressões neutras

desenvolvidas e nem pelo ar existente na amostra, contrariame~

te ao que ocorre com o coeficiente de adensamento. Diversos

autores ao realizarem ensaios com contra-pressão, com a finali

dade de melhorar a saturação, encontraram coeficientes de a

densamento maiores que os definidos através de ensaios conven

cionais. Enfatiza-se, assim, o uso da contra pressão (L<Me III,

Thomann, Berre, Iversen, Mesri e Choi).

- Executar ensaios, com velocidades de deformação

em laboratório mais compatíveis com as de campo é uma

pação comum a diversos pesquisadores.

preoc~

- A metodologia de Schmertmann (1955), para recon~

trução da curva de campo, tem como incertezas a definição do

Índice de vazios inicial e a definição da pressão de pré-ade~

.43.

sarnento.

- A divisão entre compressao primária e secundária

é vista como arbitrária e dependente do método de carregament~

sendo que considera-se que as duas são basicamente o mesmo fe

nomeno: deformações provocadas pelo desequilibrio na estrutu

ra quando do acréscimo de tensão efetiva. Isto poderá ser com

provado determinando-se as relações Ca/Cc. De fato, todos os

mecanismos de variação de volume: deformação, deslizamento e

reorientação de partículas; mudanças na espessura da dupla ca

mada e distorção dos filmes de água adsorvida que. podem ocor

rer durante as variações de tensão efetiva podem, também, ter

lugar ao longo do tempo, sendo que a velocidade de variação de

tensão efetiva influirá, de certa maneira, na maior ou menor

ocorrência desses mecanismos. Assim, adota-se a idéia de que

a fluência não é controlada pelo fluxo viscoso das camadas de

água adsorvida·, e que as deformações devidas ao fenômeno de

fluência iniciam-se no instante do carregamento.

- Em geral, os resultados de deformação compar~

dos com os dados de dissipação de pressões neutras através da

teoria de Terzaghi, não coincidem. Os coeficientes de adensa

mento segundo a dissipação de pressões neutras frequentemente

mostram-se maiores que os segundo as deformações.

- A medição de poro-pressoes ê influenciada

rigidez relativa do sistema. de leitura, isto é, a razao

pela

en

tre a compressibilidade deste e do solo, e pelo grau de satura

.44.

çao do corpo de prova.

- A validade das investigações de laboratório re

caem, somente, na boa qualidade das amostras e no quanto elas

são representativas da camada a qual foram retiradas. SÓ qua~

do as condições do solo forem bastante uniformes é que se ju~

tifica urna minuciosa investigação de laboratório.

- Devido à redução de compressibilidade pelo fenó

meno de fluência, o coeficiente de adensamento, definido atra

vês de ensaios convencionais, é a média entre valores iniciais

anormalmente altos e valores aproximadamente corretos do final

do estágio.

- As argilas rijas sao materiais difíceis de amos

trar e os recalques previstos através de ensaios oedométricos

de laboratório nesses materiais são geralmente maiores que os

recalques medidos "in situ".

. 45.

o

" ·; o

" o

' " o ASSV111100 "' o . "

TEORIA DE TEl'IZAtHI

" o " .

CAMINIIO " 1 .. 1

TENSÕE $ DADO

COMO REAL . " ,i " j " . o "'

(a) Caminho de tensões real para o fenômeno de adensamento.

( b ) Curvas teoria

o.o, o o

-~ a 20 t o õ : 'º " o 60 o

,O o

~ 80 . 'ª 100 E o

o 120

OJ

~-~ e,, 100

Fotor tempo T • folar. tempo rnoditicodo T'

10 100 1000

• ADE~AIIIEIHO DE TERZA.HI VIRTUAL

o TEOIUA NOOl~ICAOA

b

(,)

de deformação versus fator modificada para €,./€ 2• =

tempo : a) Segundo Terzaghi ºl,oo e €,.J€ 2 • = 15/ 100.

FIG. 3.1- TEORIA DE TERZAGHI MODIFICADA.

e a

4 - INVESTIGAÇÃO EXPERIMENTAL



4.3 - Influência da Elasticidade da Membrana nos Resulta -

dos de Ensaios

4.4 - Outras Possíveis Fontes de Erro nas Medições

4.5 - Conclusões

.47.

CAPÍTULO IV

INVESTIGAÇÃO EXPERIMENTAL


4.1.1 - Descrição

a) Prensa para ensaios de adensamento "convencia

nais" - De fabricação da Ronald Top segue, com algumas modifi

caçoes, o equipamento desenvolvido pelo prof. A.W. Bishop, este

baseado no trabalho de K. Tliir:iaghi. Bishop incorporou ao equ.:!:_

pamento pontos de apóio angulares (ver fig. 4.1) na viga e no

conjunto de hastes que sustentam a célula e os pesos. Isto eli

mina o possível erro quando a viga não está perfeitamente hori

zontal.

A viga deve ser nivelada no início de cada ensaio

por intermédio do peso de ajustamento fino (peça (2) fig. 4.1)

de maneira que a carga inicial no corpo de prova seja zero quag

do não existirem pesos na alavanca. Esta regulagem varia, prig

ci.palmente com o diâmetro da amostra, pois variará o peso da

célula correspondente.

O dispositivo (6). (figura 4.1) permite nivelar o

braço de. alavanca durante o ensaio sempre que se fizer necessa

rio, sem que haja alteração da leitura do extensômetro.

b) Célula para en.saios de adensamento "Convencia

nais" - :t: fabricada pela Ronald Top segundo o projeto de Rama

.48.

lho Ortigão (Foto 4.1) e permite com a mesma.base e 2 corpos de

célula a utilização de 4 diâmetros de amostra que sao aproxim~

damente 5 cm, 7cm, 8, 5cm e 10 cm e alturas. iguais â 2cm

os 3 primeiros e 3cm para o último.

para

O. anel confinante é em aço inoxidável e biselado

na base, de modo a funcionar como anel moldador.

c) WF-24500 Célula de adensamento

hidriulicamente.

pressurizada

Este equipamento é baseado no projeto original do

professor Bishop e Mr. Skinner do Imperial College, London e

fabricado pela WYKEHAM FARRANCE ENGINEERING LTD (Ver catálogo -

oitava edição pg. 54).

O equipamento consta de uma camara triaxial, no

nosso caso de 4 polegadas, adaptada (Foto 4.2). Consistem das

adaptações: a vedação do que s.eria a passagem para o pistão ou

célula de carga interna e a rrontagem da oélula de adensamento (=rte es~

niático na figura 4.2) na base da câmara. O equiparrento permite utilização da

=tra pressão e lei ti.ira da pressão . neutra no topo da arrostra · através de um

transdutor de pressão (BELL & HOWELL Limited - Range 0-150 psi).

A carga é aplicada por meio de um fluido, no ca

so glicerina e transmitida à superfície superior da amostra a

través de um diafragma flexível. Na foto 4.2. pode-se observar

a base da.célula; ·esta possui quatro válvulas Klinger. A nu

mero 1 estâ ligada acamara, a numero 2 e 4 (a n9 4 localiza-se

.49.

diametralmente oposta a- 2) . ligam-se. à base da célula e a nume

ro 3 liga-se ao tubo ,"saran" que irá até o topo da amostra on

de serão feitas as leituras de pressão neutra. Esclarecendo me

lhor, a pressão efetiva vertical ºv é aplicada na válvula 1

·e a contra pressão através da vá·lvula 2, ambas ligadas a um sis

tema auto compensador de mercúrio (Bishop e Henkel - 1953) O

transdutor de pressao foi montado na saída da válvula 3, para

estar, assim, o mais próximo possível da amostra.

Optou-se .em nao utilizar o medidor de volume p~

ra registrar as mudanças de umidade no interior do corpo de pr~

va prevendo que a variação de alturas de agua e querosene in

fluenciaria nas pressões no interior da amostra, isto é, nova

lor da contra pressão (Ver item 4.4.1).

As deformações foram lidas através de .um extensó

metro.mecânico (O.Ol mm de precisão) apoiado .na peça 9 :(figura

4.2) que por sua vez· estava em contacto com a parte central do

topo da amostra. Não foi usado o extensómetro à prova d'água

fornecido pelo fabricante, porque o mesmo nos pareceu muito ri

gido quando comprimido e haveria o perigo deste.pressionar a

amostra. Decidiu-se, então, usar um extensómetro mecânico co

mum, do qual foi retirado o vidro protetor. Antes de cada en

saio o mesmo era preenchido internamente com o fluido

do na câmara no caso glicerina.

utiliza

.50.

4.1.2 - Montagem do Ensaio

a) Montagem do ensaio na célula convencional

Inicialmente verificou-se se as pedras

(6) (Foto 4.1) estavam em bom estado, sem fissuras e

porosas

perfeit~

mente planas, e ferveu-se-as para assegurar sua sàturação.

O anel·confinante, que é o anel moldador foi unta

do internamente com graxa de silicone (Basilon 100). para dimi

nuir o atrito 1·ateral durante a moldagem e durante o ensaio.

O·anel, com a ajuda da ponta biselada, foi crava

do cuidadosamente e a cada penetração.de aproximadamente 3 mm

o solo excedente foi removido. As bases da amostra deveriam

estar perfeitamente planas e regulares .. e isto foi- ,, conseguido

passando-se uma régua ·rígida biselada pe·las mesmas.

Iniciou-se a montagem da célula ajustando a p~

dra porosa maior (6) (Foto 4.1) sobre a área ranhurada da ba

se da célula e sobre esta o papel filtro saturado. Em seguida,

ajustou-se o corpo da célula (2) e depois a redução (3) necessá

ria no.caso. Posicionou-se o anel confinante (4) mais o corpo

de prova empurrando-o com uma peça em formato de disco com uma

reentrância na área central exatamente na região da amostrá,

isto é, o disco só se apoiava no anel confinante. Assegurou-se

que o conjunto anel+ amostra estivesse em contacto com a pedra

porosa. Apertou-se os parafusos que ligam a base ao corpo da

célula. Colocou-se o anel guia, a placa de distribuição de

. 51.

carga com a pedra porosa superior e o papel filtro saturado.

Após montado o ensaio e a prensa nivelada foi a

justado o extensômetro, fez-se uma leitura e adicionou-se agua

à bacia de inundação da célula aplicando-se imediatamente uma

carga de ajustamento correspondente a 0.05 Kgf/cm2 . Fez-se en

tão a leitura inicial no extensômetro.

Schmertmann Cl950) recomenda que se esteja atento

as leituras do extensômetro aplicando um incremento de carga se

a amostra tentar expandir. Na nossa opinião, a expansão da a

mostra pode ser camuflada pela deformação de ajustamento das

interfaces do equipamento e solo equipamento. NOORANY and

IRELAND (1970) figura 5.6 mostram a influência do ·carregamento

inicial no comportamento tensão x deformação · · uni-dimensional de

um solo. Vê-se que não é boa prática iniciar o ensaio com car

regamentos, mui to pequenos ,permitindo_ assim, a expansao da amos

tra.

b) Montagem do ensaio rio oedômetro hidráulico WF 24500

A amostra de solo foi preparada da mesma forma

que para o ensaio convencional com a ajuda de um anel biselado

montado no anel confinante, tendo-se do mesmo modo o cuidado de

deixar as superfícies superior e inferior perfeitamente planas

e regulares, isto, além de minimizar as deformações indésej~

veis decorrentes do.ajustamento entre faces do solo e célula,

permite estimar melhor o Índice de vazios inicial do solo (dado

importante p·ara a análise de resultados) e evita. pontos de con

.52.

centração de tensões entre pedras porosas e amostra. A regul~

rização das faces é facilmente conseguida correndo-se uma ré

gua biselada pela amostra contida no anel.

Após preparada a amostra no anel (4) (figura 4.2)',

inundou~se a pedra porosa inferior (3) com água deaerada peE

mitindo-se fluxo entre as válvulas 2 e 4 ~sta aberta para at

mosfera. A face externa do anel confinante ·.: foi cuidadosamente

limpa e o mesmo foi colocado em cima da pedra p0rosa inferior

com papel filtro saturado. O "o:':ring" inferior foi cuidadosa

mente posicionado certificando-se que o mesmo estivesse compl~

tamente apoiado na pedra porosa. O anel espaçador (5) foi es

carregado por fora do anel confinante tendo-se a certeza de que

se apoiasse completamente sobre o "o-ring" inferior, abrindo-se

por instantes a válvula (4) para a atmosfera, evitando-se assim

que a amostra se deslocasse dentro do anel. Pressionou-se o "o

-ring", superior por fora do anel confinante·. Colocou-se o ci

lindro guia ( 2) empurrando-o cuidadosamente para baixo garanti!!

do o fundionamento dos "o-rings" .Cólocar~-se os quatro · parafusos

(35) ajustando-os uniformemente. Ligou-se (34) a saída (20)cor

respondente a válvula 3, saturou-se com água deaerada e conec

tou-se a peça (9) montada já com a (11) e (10) e (7) que e a

membrana. I d d t ( 1) .

nun ou-se o topo a amos ra com uma pequena

(1) Este roteiro é o recomendado pelo fabricante, causa-nos e~

tranheza que se mande inundar a amostra que está com pressao

total igual a zero. Porém, não foi encontrada outra alter

nativa para a montagem.

.53.

quantidade d'água, cerca de 3mm.

Passou-se graxa de silicone na face externa , 1• do.·

diafrag)lla, abriu-se a válvula 3 e posicionou-se o anel interno

( 18) dentro do diagrama .e pres·sionou-se .os mesmos para baixo dentro

do cilindro guia até que .o conjunto se assentasse sobre a face

da amostra (l); Com cuidado, levantou-se ligeiramente o "cog~

melo" (9) de modo a formar um espaço cônico acima da amostra

e aplicou-se ligeira sucção na "peça de boca" da garrafa . deae

radora, ligada a válvula 3 desde a saturação da linha.

aprisionado acima da amostra foi bombeado na garrafa

pela água aprisionada acima da amostra(l).

O ar

seguido

Recolocou-se a b~rra de topo (15) do extensôme -

tro certificando-se que estavà, .bem ajustado e colocou-se as 2

porcas (-17) . Verificou-se se o extensômetro tinha disponib~

lidade de curso para medir os deslocamentos corretamente. Re

colocou-se a peça (19) apertando-a firmemente garantindo que a

ponta estava apoiada na porca abobadada.

Abriu-se a válvula de saída de ar situada no to

poda camara de confinamento.

Encheu-se acamara com glicerina através de uma

outra camara de 1.5" adaptada onde.se aplicou ar comprimido P."!c

ra expulsar a glicerina e encheu a câmara de ensaio. Quando

do completo enchimento da camara fechou-se a válvula A. Se

guindo-se o fechamento da válvula de saída de ar.

(1) Este procedimento e o recomendado pelo.fabricante.

.54.

Reconectou-se o sistema de potes de mercúrio na

válvula 1.

REMOÇÃO DA AMOSTRA - Ao término do ensaio fecharam-se as válvu

las na árvore que Tig·am os potes e aliviou-se a pressao

nescente na camara e no corpo de prova.

rema

4.1.3 - O problema da compressibilidade dos elementos e das

.s.uas interfaces na célula de. adensamento.

Este item tem a preocupaçao de definir qual a or

dem de grandeza da deformabilidade dos elementos metálicos, p~

dras porosas, papel filtro e respectivas interfaces na célula

de adensamento. Achou-se conveniente fazer esta. verificação~

vido a baixa compressibilidade do solo ensaiado.

Em um ensaio oedométrico, devem ser obtidas as

deformações verticais, em intervalos definidos de tempo, apr~

sentadas pela amostra de solo, confinada lateralmente, quando

a mesma é submetida a uma pressão vertical. Mas, durante o

ensaio, não é somente o solo que é carregado e sim todos os e

lementos que compõem a célula, logo, as leituras incluem, além

das deformações do solo, as do equipamento, que podem ou nao

ser desprezíveis. As deformações dos elementos metálicos, ou

melhor, do aço em si, não são significativas, porém, existemas

interfaces e o fato de que as superfícies nunca são perfeit~

mente lisas e planas, de modo que quando se carrega há um natu

ral ajustamento.

.55.

O elemento mais significativo nas deformações .e

o papel filtro. Este em ensaios de longa. duração (vários me

ses) poderá até se deteriorar mascarando as lei-turas de defor

mação do solo que nessa fase são bastante pequenas.

CALlBRAÇÃO DAS C!::LULAS. CONVENCIONAIS (usadas na· prensa Bishop)

As células foram montadas como para um ensaio

Saturaram-se as pedras porosas e o papel filtro. Não se usou

a amostra de solo ficando, então., o espaço respectivo vazio e

a pedra porosa superior e o topo de distribuição de carga en

costadas. na pedra porosa inferior tendo entre si as 2 folhas

de papel filtro.

Aplicou,-se uma carga de ajustamento de _,!QQ -gf

(O. O 33 kg_f/cm 2) fazendo-se a leitura inicial no extensômetro .

Seguiram-se os vários estágios de carregamento e descarregamen . -

to medindo-se em cada.um a deformação. Estes .valores foram di

vididos pela altura do anel confinante tendo-se assim v~lores

análogos.a. deformação especifica. Na figura 4.3 tem-se as

curvas pressão vertical versus sv(%) (6H/altura do anel) para

a célula 86 (prensa 61) e célula 87 (prensa 60). Note-se que

a escala de sv(%) está muito ampliada. As deformações nao sao

instantaneas,por isso, em todas as leituras esperou-se alguns

minutos até que a leitura do extensômetro aparentemente .estabili

zasse.

.56.

CALIBRAÇÃO DO OEDÕMETRO HIDRÁULICO

Substituiu-se o solo por um corpo.de prova de a

ço e prosseguiu-se a montagem como para um ensaio normal, uti

lizando as pedras porosas e papel filtro saturados. Desta for

ma, tentou-se medir a compressibilidade do sistema e verifi

car se havia ou não necessidade da correção dos resultados ten

sao x deformação dos ensaios.

Apesar das deformações nao se apresentarem mui

to elevadas foram corrigidos todos os resultados de ensaios.~

ma.comparação entre curvas· (Ev x av) corrigidas e nao corrig:Í:_

das pode ser vista nas figuras 4.14 e 4.18.

Realizaram-se duas calibrações: uma com uma

pressao inicial de 0.050 kgf/cm2 a partir da qual tomou-se a

leitura inicial a ser usada no cálculo das deformações verti

cais, e outra sem a carga de ajustamento. Na figura 4.4 tem

-se os gráficos Ev% (.!IH/altura do anel.confinante) versus Pres

sao (kgf/cm2 ) das duas calibrações e na figura 4.5 tem-se os

gráficos deformação (x 0.01 mm) contra.tempo para a segunda ca

libração, sendo esta a usada na correção dos ensaios.

.57.


4.2.l - Introdução

Os ensaios de compressao unidimensional cornurnen

te chamados de ~nsaios de adensamento são apresentados de

neira a fornecer dados sobre a compressibilidade de solo:

ma

c , r

Cc, Cs ou RR, CR, SR e rnv' ªv' Ea (Ver item 3. 4 onde os di ver

sos Índices e coeficientes sao discutidos) e·sobre a velocida

de de dissipação de pressões neutras que é função da cornpress~

bilidade e da permeabilidade do solo.

As curvas de compressibilidade mais frequenterne~

te apresentadas são as de Índices de vazios e ou deforrnaçãoe~

pecífica vertical E% versus logaritmo da pressão efetiva ve_!: V

tical. Dá-se preferência a esta representação numa tentativa

de se encontrar urna relação linear (Ev ou ex log crv) na re

gião.virgern de pressões. No entanto, tratando-se da

pré-adensada, pode ser mais conveniente representar as

sões efetivas em urna escala ÓE

tão as relações rn :.(--v) x Gv V ÓGV

ã ) V

região

pre~

ou en

Os dados correspondentes a velocidade de deforrn~

çao do solo sao representados pelo coeficiente de adensamento

c onde 2 V THd

CV CV K = e =

t rnv Yw segundo a formula

.58.

çao Terzaghi-Taylor(l) e utilizando métodos empíricos para a

justar as leituras à teoria de adensamento de Terzaghi apr~

sentados por Taylor em 1942 (definição do t90

) e Casagrande em

1936 (definição do t50

) .

O logaritmo da permeabilidade versus o Índice de

vazios e, também, frequentemente apresentado. numa

de se encontrar uma relação linear (log K x e).

tentativa

·Querendo-se

definir a permeabilidade a uma determinado pressao efetiva uti

liza-se a curva (ex log Õv) e com o valor do .Índice de vazios

correspondente a dita .pressão encontr.a-se a permeabilidade no

gráfico (log K x e). Analogamente pode-se utilizar a deforma

ção específica vertical em vez do Índice de vazios( 2).

Os dados de compressao secundária podem ser apr~

sentados em inúmeras formas (ver item 3.3). Portanto e impo!:

tante que se defina corretamente o índice que se está usando,

para posterior comparação de resultados (MESRI, (1973)).

Pode-se também traçar curvas isócronas no gráf~

co ( Ev ou e x log Õv) isto é, curvas para t=l dia. , t=lO dias,

etc. BJERRUM (19 6 7) • Estes dados são obtidos, somente, apos

se concluir a compressão primária ou melhor, quando nao existi

i:em excessos significativos de poro-pressões.

(1) A compressão do solo é dividida, nesta formulação, em duas

partes completamente distintas, a compressão primária e a

compressão.secundária.

(2) [Ev = e/1--+ e0

]

.59.

As curvas de deformação específica, ·, , 'L'.vertical

sv(6H/H0 )% podem ser representadas versus,o logaritmo do tem

po possibilitando a definição de t 50 ou versus a raiz

da do tempo para t 90 .

quadr~

, Os dados de dissipação de pressao neutra na fa

ce nao drenada (correspondentes aos do meio da camada em uma

amostra drenada em ambas ,. as faces) são apresentados pelo gr~

fico Percentagem de·adensamento Uz,quando z=Hd' versus logari!

mo do tempo (LAMBE (1969), pg. 408).

Pode-se representar, também, , os. dados de compre~

sibilidade volumétrica [mv = 0.434 a /Õv] versus o logaritmo da

pressão efetiva.

4. 2. 2 - Ensaios de Compressão , Uni"dimensional Realizados em

Células Convencionais.

As figuras 4.6 e 4.7 apresentam desenhos esquem~

ticos com as ·sequências de aplicação de carga,utilizadas nos

ensaios convencionais e nos reali.zados no oedômetro hidráuli

co. A região hachurada indica a pressão efetiva desenvolvida

na amostra sendo que as figuras ficam limitadas pela pressao

aplicada no fluido da câmara: ( ov) e a contra pressão aplicada

ao fluido dos poros na amostra (u).

As figuras 4.8 e 4.9 apresentam os valores de

compressibilidade e de velocidade de dissipação de poro pre~

.60.

soes (C ) e ainda dados de permeabilidade K dos ensaios conven V

cionais 3 e 8. Todas essas curvas foram corrigidas contra a

deformação do equipamento. As figuras 4 .11 e 4. 12 :1.apreseiluam

os dados de deformação específica vertical. versus o logaritmo

do tempo (Ev % x log t) correspondentes aos mesmos ensaios.

4.2.3 - Ensaios de Compressão Unidimensionais com Medição de

Pressão Neutra

As figuras 4.13.a 4.18 apresentam um resumo dos

dados de compressibi·lidade e velocidade de. dissipação de pre~

s0es neutras dos ensaios realizados no oedômetro .,. hidráulico

WF 24500.

Resultados de deformação específica contra log~

ritmos do tempo encontram-se nas demais figuras de 4.19 a

4.24. Todas. as curva·s de E , m , s e C x o foram V V a V V

corrig.:!:_

das contra a compressibilidade do equipamento.. A figura 4. 25

apresenta. dados de compressão secundária E = E ( %) /Lilog t ver a V -

sus histórico de tensões. Verifica-se que nestes solos ocorre

um máximo de Ea entre 1.5 a 2 vezes a pressão de pré-adensame~

to, decrescendo mais ou menos conforme a sua· maior· ·ou:.· ,menor

sensitividade respectivamente.

Na figura 4 .10 estão plotadas em conjunto .todas

as curvas índice de vazios contra logaritmo da.pressão efetiva

vertical e as curvas de coeficiente de compressibilidade volu

métrica versus. logaritmo da P.ressão efetiva vertical. As pre~

• 61.

soes de pré-adensamento definidas pelo método de CASAGRANDE es

tão indicadas na figura.por uma seta. A tabela.4.1 resume os

. valores de CR, RR e RPA·. Na figura 4. 27 encontram-se as cur

vas de coeficiente de compressão secundária versus pressão efe

tiva vertical.

Na figura 4 . .2.8 estão plotados os dados de dissi

paçao de poro pressoes contra logaritmo do tempo. tomando-se co

mo u0

a pressão neutra desenvolvida na face onde nao ocorre

drenagem (topo da amostra). Os valores de u0

mostraram-se di

ferentes dos acréscimos de pressão impostos no fluido da cama

ra. (Ver figura 6 .1) .

ENSAIO ]}<gf/cm

2]

t,r:; .t,r:; RAZAO DE PRt:-AIBN CR= V RR = V

/1logÕV /1logÕV SAMENI'O

I,', ~

a OVIU =~

a vo

1 1. 70 O .14 0.042 1.6

2 1.65 0.16 0.072 1.6

3 2.2 O .202 0.097 2.1

4 1.55 0.225 0.099 1.5

5 1.30 0.162 0.042 1.3

6 1.50 0.142 0.076 1.4

7 1.80 0.134 0.085 1. 7

8 2.4 0.208 0.102 2.3

CR = RR =

Tabela 4.1 - Valores de CR, RR e RPA

.62.

4.3 - Influência da Elasticidade da Membrana nos Resultados de

Ensaios

Como já foi descrito em outros itens deste traba

,lho, o oedômetro hidráulico é um equipamento muito mais versá

til que o equipamento convencional. Permite o uso de contra

pressao e a obtenção de dados sobre a dissipação de pressoes

neutras. Pode impor à amostra um diagrama (l) pré-estabeleci

do ,de excesso de poro pressões (LOWE, 1973) ou, ainda, veloci

dades de deformação ou tensões constantes. Tem-se, tàmbém,ne~

te equipamento, o controle perfeito do início do ensaio. No

entanto, surgem alguns problemas na sua utilização Um de

les é que o acréscimo de pressão imposto ao fluido da camara

(lip) pode não se .. transmitir integralmente a amostra de solo.

SHIELDS (1976) alertou para o fato, de que em um

oedômetro hidráulico,, a força exercida na, amostra pode ser con

sideravelmente diferente da que é obtida teoricamente pela

pressão do, fluido vezes a área da seção, transversal. Ein·,Ottawa

diz ele, fazem-se rotineiramente ensaios de gradiente contro

(1) No ensaio de gradiente controlado, à excessao dos instan

tes finais e iniciais a amostra é carregada de modo a man

ter uma mesma configuração de excessos de pressão neutra

versus a1 tura ao longo ,do tempo; assim, as pressões efet.!:_

vas vao aumentando, não havendo variação,,,, do diagrama de

excesso de pressao neutra.

.63.

lado onde a pressao neutra é lida na pedra porosa inferior e a

drenagem é feita pelo topo. Constatou;-se nesses ensaios erros

na definição. de pressões. Foi, por isso, montada .. uma calibra

ção onde a célula, colocada com a parte inferior removida e vi

rada.de cabeça para baixo numa prensa triaxial, era carregada

medindo-se a carga através da pressão do fluido e através de

um anel dinamométrico.

As calibrações indicaram uma queda até 60% da

carga àplicada e também, em alguns casos, um acréscimo ·,' .. - até

120%.

O autor recomenda que todos os outros tipos de

oedômetros hidráulicos sejam calibrados, trocando-se se neces

sário a membrana por outra mais flexível.

Na figura 4.2 tem-se a célula de adensamento hi

dráulica WF 24500. Nota-se que a membrana (7) deve ficar pe~

feitamente ajustada a amostra quando.da.montagem. do ensàio p~

ra que nao restem ali nem.ar nem água que poderiam camuflar as

medições de poro-pressão e. deformações. A membrana, no entan

to, precisa acompanhar as deformações do solo e, assim, se dis

tender. Achou-se por todos esses motivos necessário fazer uma

verificação da elasticidade da membrana.

Foram feitas três calibrações. Na primeira pr~

encheu.-,.se o espaço destinado .a amostra com água e montou-se a

célula normalmente. ·Aplicou-se uma pressao de 5.00 kgf/cm2 no

fluido.da câmara, tendo a drenagem, isto é, as torneiras lig~

.64.

das ao topo e à base da amostra, fechada. Para mobilizar a

membrana abria-se e fechava-se cuidados.amente a torneira lig~

da à base de modo a haver· no espaço reservado, .para. a amostra

uma variação volumétrica lida através da bureta. Isto foi fei

to. em diversos estágios lendo-se em cada um a pressão da agua

.que ocupava o lugar da.amostra. Com o aumento. da variação vo

lumétrica a membrana ia ficando mais solicitada e a pressao li

da ia diminuindo. Tendo-se, assim a pressão absorvida ·pela

membrana que é a diferença entre a pressão no fluido da camara

e a pressão lida. Na figura 4.28 curva. 1 tem-se os dados da

tensão absorvida pela membrana x variação volumétrica. Es

tes·dados sofrem, no entanto, a seguinte restrição: nao se

.impôs à membrana uma deformação igual à que ocorre durante o

ensaio, isto é, aproximadamente horizontal. Intuitivamente

parece-nos, que ela tomaria· uma forma mais. natural, como uma

superficie cônica, por exemplo.

Na segunda calibração, para. definir melhor a de

formação. da membrana. uti·lizou-se uma placa· de· acrilico de 4mm

apoiada numa mola bastante flexivel ocupando.o espaço da amos

tra de solo. O método para calibração foi o mesmo descrito

anteriormente, sendo que desprezou-se a carga absorvida pela

mola. ·Na figura 4. 28 curva 2 estão os dados da tensão absor

vida pela membrana x variação volumétrica.

Suspeitando-se que a membrana poderia "descolar"

da placa resolveu-se fazer uma terceira.e frltima calibração u

tilizando-se molas mais rigidas.

.65.

Para a terceira calibração encomendaram-se 16 m2

las. de 8mm de.diâmetro, 14mm de.altura, 1.4mm de diâmetro de~

rame .. e. com 4 espiras (PAIRES, 1965). Ensaiaram-se duas dessas

molas no laboratório de vibrações da Engenharia Mecânica do

CTC da PUC. Os respectivos. gráficos tensão x.deformação encon

tram-se na figura 4. 28 ( a) . A rigidez encontrada . .e:~ ~.foi de

K = 23.3 Kgf/cm sendo K médio do solo ensaiado de 620 kgf/cm.

Montou-se a _célula de maneira.usual apenas subs

tituindo-se a amostra de solo por 16. molas .(para se ter a mes

ma rigidez do solo deveriam ser usadas 26 molas) dispostas si

metricamente em paralelo encimados pela placa de acrílico usa

da na calibração .anterior.. Tem-se, assim, um modelo análogo ao

modelo mecânico de adensamento de T.erzaghi onde o solo e re

presentado pelas molas e a placa tem a· finalidade de distri

buir as tensões de uniformizar as deformações. A torneira de

drenagem ligada à base da célula funciona como válvula para si

mular a ·baixa permeabilidade do solo.

A terceira calibração foi basicamente diferente

das . outras duas. Aplicou-se uma pressão na câmara de 3. 00 kgf/

2 -/cm e uma contra.-pressao de igual valor. Os carregamentos fQ

ram ditados pela diminuição da contra pressao. Como a drena -

gem permaneceu sempre aberta. qualquer carregamento.transmitia

-se quase que imediatamente ao sistema de molas tendo-se, as

sim, uma deformação que era lida pelo extensômetro.. Os dados

de pressão x deslocamento sao apresentados na. figura 4. 29. A

reta em linha cheia foi definida teoricamente calculando-se a

• 6 6.

rigidez do sistema de molas (K = 373.33). Esta reta foi cor

rigida (linha tracejada) obtendo-se uma nova origem justifica~

do-se a forma inicial da curva das leituras como sendo devido

a um ajustamento. Ressalta-se que o valor desta correção é mui

to pequeno (8 x 10-2 mm).

A distância entre a reta tracejada e a linha

"quebrada" definida.pelas leituras representa a pressão absor

vida pela membrana. Os dados de pressão absorvida versus de

form~ção volumétrica específica encontram-se plotados na fig~

ra 4.28 curva 3).

Para melhor esclarecimento, resta dizer que par~

ce bastante razoável supor que a carga absorvida seja função,

apenas, da variação volumétrica e independente das pressões da

câmara e contra pressão, desde que, a membrana se deforme se

guindo sempre um mesmo padrão.

-Na figura 4. 29 apresentam-se .. os dados ºv · x Ev %

do ensaio 6 corrigidos com os dados obtidos na terceira cali

bração. A influência da membrana será novamente analisada no

item 6. 2.

.67.

4.4 - Possíveis Fontes de Erro nas Medições

4.4.1 - Influência do Medidor de Volume na Leitura de Poro·

Pressões.

Duarte (1977) apresenta dados de percentagem de

dissipação de pressões neutras no topo versus tempo, con:espo~

dentes a ensaios de adensamento, onde se supôs ter havido in

fluência do medidor de volume nas leituras de poro - pressões .

Encontrou-se um residual de 0.35 Kgf/cm2 .

Fez-se por isso um cálculo simplificado a fim de

estimar qual a faixa de pressões correspondente à influência

do medidor. Note-se que este fenômeno é esperado devido a <li

ferença do peso especifico entre a água e o querosene.

Na figura 4 .26 tem-se um esquema de um

de volume ligado a um pote de mercúrio e uma célula.

medidor

Demons

tra-se na figura que influência do medidor de·volume e igual a

Para y ·=O 8 gf/cm3 e y = 1.0 gf/cm3 q . w

O erro máximo quando se tem uma bureta de 50 cm

de altura será de 0.02 kgf/cm2 .

.68.

4.4.2 - Influência da·Rigidez do Sistema de Leituras de

são Neutra.

Pres

Northey e Thomas (1965), em relação a medição de

pressoes neutras, dizem que seguindo-se a aplicação de um novo

incremento de carga, em um ensaio de adensamento(l), a pressao

neutra aumenta .extremamente rápido e então dissipa-se a uma v~

locidade que ê função d.a espessura da amostra, da permeabilid~

de e da compressibilidade. Em amostras finas de baixa compre~

sibilidade, o volume total de água a ser expelido durante um

incremento é muito pequeno. Então, se qualquer porção signif.:!:

cativa deste volume é requerida para ativar o sistema de medi

da, o verdadeiro "pico" de pressão neutra não é registrado e,

ainda, se uma drenagem, mesmo que temporária, ocorre em ambas

as faces da amostra, o adensamento é acelerado concomitantemen

te ao carregamento. Segundo os autores, no caso de solos de

baixa compressibilidade .e para amostras de 'dimensões usuais um.

sistema.; de· medi da de pressões neutras, bastante rígido "é heoessãrio,

Wissa (1969) estudando a influência da

sibilidade do sistema de medição de .poro-pressão,

que: o volume total das linhas de medição de pressao

compre~

recomenda

neutra

seja de 3%, no máximo,· 1.do volume dos poros da amostra, tendo

o transdutor uma compressibilidade não maior que 1.6 x 10-5 cm3

por Kgf/cm2 .

( 1) Refere-se a um oedômetro onde nao haja perfeito controle do

instante inicial da drenagem.

.69.

O volume das linhas de medição foi estimado em

torno de O .15 cm 3 que é bem menor que 1. 35 cm3 correspondentes

a 3% do volume de vazios da amostra.

4.4.3 - Influência do Ar nas Linhas de Medição de Pressão Neu

tra.

Bishop e Henkel (1962) indicam que bolhas de ar

presas sao, na verdade, o principal risco ao se fazer medições

dê pressão neutra. Alerta-se que em um equipamento novo, ou

em um sem uso por algum tempo, pequenas bolhas de ar ou outro

gás tendem a aderir às.paredes dos vários tubos e apetrechos,

necessitando maior cuidado na saturação.

4.5 - Conclusões

A montagem do ensaio no oedômetro hidráulico

WF 24500 é trabalhosa e demorada podendo comprometer a boa qu~

lidade do corpo de prova;

Mais conveniente seria se a face nao drenada

fosse a inferior garantindo-se, assim, maior rigidez e melhor

saturação da linha de leitura das poro-pressoes. Isto pode

ser feito modificando-se, apenas, o estado de tensões na outra

face que, ao invés de, um estado de tensões constantes

solicitado por um estado de deformações constantes.

·séria

• 7 O.

A compressibi.lidade dos elementos da célula

em relação ao material ensaiado mostrou-se significativa ju~

tificando uma correção nos resultados de ensaios.

o medidor de volume p·ode alterar as leituras

de contra pressão devido a diferença entre o peso especificado

querosene e da .água, até um valor de O .02 Kgf/cm2 para uma bu

reta de 50 cm.

0

@

®

®

o 10

. 71.

0 @

®

~=© ©

20 30cm

1 - Pontos de apoio angulares.

2- Peso poro ajustamento fino

3- Peso poro botonço.

4- Hastes de sustentação do apoio do c:e\lulo.

5- Extensômetro fixo no apoio do celulo.

6- Parafuso para nivelar o braço de alavanco.

7- Ce1u1o de -adensamento.

a- Hostes de sustentocõo.

9- Apoio para o broco quando da montagem do ensaio.

10 e 11 - Pesos

12- Nível

FIG. 4.1- DESENHO ESQUEMÁTICO DA PRENSA TIPO BISHOP ZA DA EM ENSAIOS CONVENCIONAIS.

UTILI-

' FOTO 4.1- PEÇAS DA CELULA DE ADENSAMENTO.

1- Base da célula.

2- Corpo do c61ulo.

3- Redução.

4- Anel confinante.

5- Anel guio do placa de distribuição. de carga.

6- Pedras porosas

7- Placa de distribuição de cargo.

,. - .! ' ~ '

' i

'

~.l

.72.

FOTO 4.2-WF 24500-CÂMARA TRIAXIAL 4 ADAPTADA PARA A

EXECUÇÃO OE ENSAIOS OE ADENSAMENTO.

0

© ® @1~~-ffl

© © ©

® @)

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n'-1,..---@

@)

"CORTE" ESQUEMÁTICO DA CELULA DE ADENSAMENTO.

FIG. 4.2 - WF 24500-CÉLULA OE ADENSAMENTO PRESSURIZADA HIDRAULICAMENTE.

• 7 3 •

O...----r---r--r--r,-.,...,..r---,---,--...,......,.....,-ri""""---.--,---,---,,....,......,...,,....---,

E:v (º/o)

----

19 Carregamento

29 Carregamento

31------+----------+---------+-----I Prenso 60 - Célula 87

Obs: Carga de Ajustamento 200 gf ( 33 gf/cm2 l ' • h. t

01-------+----------+----------+----I E:v

(º/o) -- ........... 0... -----'o, ...... ......

19 Carregamento

29 Carregamento

'1:>, 11-------+---------'-"'(l...---------+----I

',,' '-,,_ ,, '',

'Q.

', 2 1---------+--------t------=..,~"""-"~--+----I

3 deformação do equipamento

blturo do anel confinante

0,1

Prenso 6 l - Célu lo 86

Obs: Carga de Ajustamento 200 g( ( 33gf/cm2)

l 10 Pressão ( kgf/cm2 )

' FIG. 4.3- CALIBRAÇÃO DAS CELULAS CONVENCIONAIS 86 e 87.

.74.

0------------------------.,....,. ........ --..... E:v (º/o}

1,_ ______ _,_ _________ ----1 __________ _,_ __ _,

-- 1º Carregamento ---- 2Q Carregamento

( a l Primeira Calibracão

41--------!----------+- 0bs: Sem Carga de Ajustamento

01--------!-----------1-----------!-----1

E:v (º/o)

( b l Segunda Calibração

21--------!-----------1-----------'-----I Obs: Pressão de Ajustamento 0,050 Kgf /cm2

E:v= deformação do equipomajito

altura do onel confinante

0,1 1 10 Pressão ( kgf /cm2 )

, FIG. 4.4- CALIBRAÇÃO DO OEDÔMETRO HIDRAULICO WF 24500.

90 1

e· s2 e o ci

o

'"' '-' "' ::E a: o u. "' o

94 '

' 96

98

100

102 '

104 '

106

. ' ' 1. 1 1 1 1 1

.

r----.

:~ ...._._

'-

~

E e

108 1

110 1.

-----O 108 ci

o '"' '-' <( 106 ::E a: o u. "' o .

104

102 0.1

'

. ......__

' r 1 1 1 1,

1

r--...

.

---------

'

. 75.

1 1 1 1 111 1..;, 1 1 1 1 .. 1 1 'j:. • 1 1 1

CARREGAMENTO 1

_ _:

0.12!5 kgf/cm2

'- ~

0.2!50 Kaficm2 .

.

0.500 Kgf/cm2

. .

,-,.

1.000 Kgf/ci;:

1 ,;-1.2!50 Kgf/cm2.'i

" . 1 . -'

1.70 Kgf/cm2 . . ..

-· ..

4.00 Kgf/cm2

• ; - .

2.00 K9f/c1112 ~ DESCARREGAMENTO

,] . i/

1.00 Kgf/cm2

. ,,

0.500 Kt;if/cm2 1 ,,,

1 !)

0.2!50 t<gf/cm2'

•

0.12!5 KQf/cm~

' 1 ' 1 1' 1 l 1.1 --r ' 1 1 1 1 II ' ' ' 10 100

TEMPO (MINUTOS]

FIG. 4.5 - DADDS DE DEFORMAÇÃO x TEMPO DA SEGUNDA CALIBRAÇÃO

10

9

8

7

6

5

4

3

2

Kgf /cm2

7

6

Kgf/cm2

10

9

a 7

6

5

4

3

2

o

'

© 7

'

Estágios

" © 21 "

" 24

oL...~:=. ________ ...:::=:!E~a~:.._--------,--'--=::!::!:õ,..;.~á!::::...._ _ _J:..__ Es,tógios

FIG. 4.6 - SEQUÊNCIA DOS INCREMENTOS OE PRESSÃO NOS ENSAIOS OE ADENSAMENTO CONVENCIONAIS.

( Kgf /cm2 ) ( Kgf/cm2 ) ( Kgf/cm2)

G) 5 0 5 ® 4. 4 4

3 3

' 9

<fv

2 7 2 © 7 11

u u

10

Estágios o

Estágios o

Estágios

( Kgf /cm2 ) ( Kgf/cm2 ) ( Kgf/cm2 ) _, 5 5 5

_, '

e;:·, © 0 © 4 4 7 4

O'"v

3 3 6

3

2 2 2 4

u

8 ' 7 " 11

o Estcigios

o Estágios

o Estágios

FIG. 4.7- SEQUÊNCIA DE APLICAÇÃO DOS INCREMENTO$ DE PRESSÃO NOS ENSAIOS REALIZADOS NO OEDÔMETRO HIDRÁULICO.

Ev {%)

[~·1001 2Ho ~

o u

.:'.: 10 u

" e. "' " o ,o U• o 15 E " ,2

" o

mv

.g [,m21 .. ,] -õ;

.78.

0.1

PERMEABILIDADE

r 1 (;li')

PERMEABILIDADE-( log t)

mv

(D (12 CARR)

; 0.041-----~---t---~~'<------+-----------,--;--------i g

" -o o 0.03 -o

~ ·a; "' ~ 0.02 e. E 8

" o.o, -o

.; o u o

1 >----- mv: 0.4340 ffv

0_ ô.êv - /1 log ffv

-vf' -fogt

10- 6

Permeob;lidode K ( cm/s,~j'l)

'

FIG. 4.8- DADOS DE E:v x log Q". , mv x log O" , Cv x log ffv e log K x E:v DO ENSAIO N!! 3 CONVENCIONAL .

. 79.

0,1

- 2 O"v Kgf /cm

10

[ IIH .100] 2Ho

~ ~

o 10 u -u

" o. w

" o ,o u,

15 o E

~ " o

e~ (%) 8 mv

·e[ , J m .. =0,434a -J:.----1------+-----+----.-;; cm /Kgf 1---------+------''-<c- • cr, E ~

o >

" "O o

"' :;; ·,; w

" e. E o u

" "O

~

" o u

6 o -~ ·o "O

0.04 e 5 ~

u

" w

o 0.03

4 'º w w

" 3 e. 0.02 E

o u

2

" 001

"O

~

" - .õ.€v

o- Alogffv·f------------+------------+-----, o u

o o

e, [,m';,,·~

--, ,,,, "l>,.

l----------l-----------,.-"-'--+----..C..--------+-----10.0010 \ !?. ,,,,~/ \ ;;

1------------1------+----+----',--------+----;o.ooe E

\, ~ 1-----------1-----------+-------'lc,- ( Vf) ---1-----I0.006 'g

' ,, ,8 l-------+--------___:"'-d:------~-~-=---+---10.004

...:

" o '-----+-----jo.002 u

( logt)

.__._,__._.....1...U...'-::--'--....1..-L....J....J.....J..u..1__,,.-....J-....J..-I-I....J.....L...1...U-,---'-' o ,o-e ,o-7 10-e

Permeabilidade K {cm/s;~}

FIG. 4.9 - DADOS DE €v x ir , mv x cf , Cv x cf e K x log ir CORRESPONDE~ TES AO ENSAIO 8 CONVENCIONAL.

U)

o N <t >

w o

w o o -~

~

~

"' " > ..... E

"' E " '-'

1.000

0.900

0.05 1---------+--'-----'-----'----'----.J------~ INDICA PRESSÃÓ. DE PRE

0.04

0.03

AOENSAMENTO SEGUNDO CASAGRANOE

0.02 1 -------::--i-------\---\---\----,'-t--//r-~M-----'-~+-----l mv = 0.434 a/qv

Ll&v a= __ ..;..._ LI log fv

0.1

FIG. 4.10 - CURVAS ex log fv e mv x log ~'v

10

fv (Kgf/cm2)

. 80.

{'

,. CARREGAMENTO ,----, o

o 1.00Kgf/cm __ ;.

6: ~ 0.25

o >(

t. :-te. ,,,t 0.40 Kgf/cm2 <I C\I

'--' 0.80 Kgf/cm2

;e !!.. <[ 2 u IL

u 2.00 Kof/cm2 Lú

a. (/)

Lú

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•<( 4.00 Kgf/cm2 u.

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0.5 5 10

FIG, 4.25 - DADOS DE COMPRESSÃO SECUNDÁRIA VERSUS HISTÓRICO DE TENSÕES

SiMBOLO SOLO º" A SILTE ORGÂNICO 0.3- 0.4

( BOSTONÍ

SILTE ORGÂNICO e COM FIBRAS 0.3 -0.4

(BOSTON)

e SANGKOIC CLAY o.e-o.se .

o ARGILA MUITO O.l •0.25

SENSÍVEL

ARGILA CINZA MO-E LE OE 0.1 -0.2 . ' SARAPUI- RJ

ARGILA CINZA

• 0.1- 0.2 BOTAFOGO-RJ

ABCD- apud LADf/ ( 1973) _

E - apud COUTINHO ( 1976)

1 1 1 1 1 1

~v / Q'vm

. 9 8.

pote superior

MERCURIO QUEROSENE

bureta --- e-;

l© .O.ll1-1,;i .õ.hql

-+ .O.hw, CÚULA B

1 ___L

Õ.hHgl

J_ pote inferior

A pós o reversão

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FIG. 4.26- INFLUÊNCIA DO MEDIDOR DE VOLUME NAS PRESSÕES LIDAS.

.99.

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l.31-------+------------1------------+------l

l.21-------+------------1-------------+------l

1.1 '--------+------------+--------~T~-~-->-------'

1.0 l-------+------------+--------1'---'----+-----<

' I .--, .9 '--------+------------+-------'1--,---/+'---1------<

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.8'--------+-~PRESSÁO PRÉ-ADENSAMENTO . /: / 1 f-,.,,,__,_«-/-. -·· · _ ___,

/7', 'J" ,. ' 5 ,,,,,, .....

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.61------1------------1-~1-t----i:.;....l,t/l-l-/-----+------!

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0.1 10

i'v (Kgf/cm2)

FIG. 4. 27 - DADOS DE &o<. = ll€v / ll log t x ç'v

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12 14 16 18 20 22

20

SEM MOLAS ---r

© --t--t---+---+----+-- @

MOL~ MUITO FLEXÍVEL

MOLÃS RÍGIDAS

24 26 28

30

30 VARIAÇÃO VOLUMÉTRICA (cm3)

% DEF. VOLUMÉTRICA ESPECÍFICA= ev (%) o

FIG. 4.28--VERIFICAÇÃO DA TENSÃO ABSORVIDA PELA MEMBRANA NO WF 24500

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.101.

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=f-- ,, _/ -400 - ' ~ 1-----t--r-.,'----r-----;

INFLUÊNCIA DA ELASTICIDADE

1

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NA CURVA e,• "º â', ~/~"e,tensêrnetra) ·

300 -300

250 -

200 --200

150 -

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Deslocamento /~

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2

0,25

0,30

0,30

0,40

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4,00

= 6,75

' 8,154

' 9,00

= 11,25

= 13,50

= 10,75

=ie,oo

"20,20

3

dFa b1onido

Kgf/cm 2

0,03

0,09

o., ... 0,10

0,16

0,19

0,21

0,23

0,2:e

-

-

-

-

Pressão ( Kgf/cm2)

FIG. 4.29- DADOS DE PRESSÃO x DESLOCAMENTO OBTIDOS N.A TERCEIRA CALIBRAÇÃO.

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•:,,..,_:"s:p,_---------+--""s:---.....::"-"'f-----------j------ ESTES DADOS FORAM OBTIDOS TOMANDO- SE llof--------, COMO A PÀESSÃO NEUTRA DESENVOLVIDA NA

N o o z .--1 60

U)

FACE NÃO DRENADA ( VALORES OE Uo 'F 6 Vy -

j '1',;'.º ~' 1 's, 1 ', j VER ITEM 6.2)

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50 UJ z U)

UJ

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õ 10

1 1 1 1 >~ 1 POSSÍVEL INTERFERÊNCIA DE 1\. õ VAZAMENTOS NA MONTAGEM

o 0.1 0.2 0.5 2 5 10 20

• TEMPO (minutos)

FIG. 4. 30- DADOS DE DISSIPAÇÃO DE PRESSÕES NEUTRAS NA FACE NAO DRENADA OBTIDOS NO ENSAIO 6

5 - ESTUDO DO COEFICIENTE DE COMPRESSIBILIDADE VOLUMf;TRICA

5.1 - Introdução

-5.2 - Cálculo do mv a partir da curva Ev x log ºv

5.3 - Argilas Sensiveis


5.5 - Conclusões

.104.

CAPITULO V

E_S'.['!JP9. !JO COEFICIENTE DE COMPRESSIBILIDADE VOLUM1':TRICA ( 'mv )

5.1 - Introdução

Uma outra maneira de descrever o , , comportamento

tensão deformação no ensaio de compressão confinada ou <:>edomé

trico é o coeficiente de compressibilidade volumétrica mv, que

é, simplesmente, o inverso do módulo confinado D (Lambe, 1969,

pg 157).

m = V ao D

V

onde Ev = deformação volumétrl

ca especifica (igual a~

formação especifica vert:i:_

cal, no caso) .

Na teoria de adensamento unidimensional de Ter

zaghi considera-se mv constante durante um determinado está

gio. No entanto, sabe-se que, assim como a altura do corpo de

prova e a permeabilidade, m varia durante a deformação do so V

lo, isto é, o valor de m no final do estágio é significativav

mente diferente daquele inicial.

Lowe III (1974) admite mv constante so para p~

quenos incrementos de pressão efetiva,isto é, desde que as isó

cronas para percentagem particulares de adensamento (percent~

gens de dissipação do excesso de pressão hidrostática) são in

dependentes de mv, H e K, o caminho de tensões, num determina

.105.

do estágio, é dividido numa série de incrementas e valores

mais corretos de mv, H e K são usados. Assim, mv' H e K admi

tem-se constantes s.omente para pequenos incrementas onde esta

hipótese pode ser considerada.correta para fins práticos (teo

ria de .Lowe III referida com mais detalhes no item 3.7). A

seguir mostraremos como se calculou o mv nos ensaios oedométri

cos.

5.2 - Cálculo do mv a partir da curva E:vx log CTv

Supondo uma relação linear entre E: e o logari~ V

mo decimal da pressao efetiva vertical,

com.a figura 5.1

d E: V

ac V

= = 0.434 a 1

(5 V

CT, temos, de acordo V

onde~ é o coeficiente angular da reta E: x log CTv como definin lJ

do na citada figura.

Comó se ve, mv só depende da inclinação a da

tangente a curva tensão deformação e da pressao CTv· A figura

5. 2 descreve a variação de· mv. ,·.em função de log CTv para di ver

sos valores de~' o que constitue uma familia de curvas assin

tóticas ao eixo log CTv Tórna-se·agora fácil determinar .mv

para qualquer valor da pressao CTv' numa curva de ensaio qua!

quer. Basta determinar para cada ponto da curva, o valor da

inclinação da tangente naquele ponto, e procurar na

de curvas o valor de mv para a pressao CTv

familia

.106.

Este método é teoricamente exato e independente

da escolha de incrementas de ºv·

Para ensaios carregados em·pequenos estágios de

pressao, o valor de m determinado do modo convencional corres V

ponde ao de um valor intermediário de pressao efetiva do está

gio, pois, estaremos substituindo a curva por uma secante, que

como se sabe, é paralela a tangente no dito valor intermediá -

rio de pressão.

A figura 5.3 mostra a curva tensão deformação de

um ensaio oedométrico com as curvas de mv, coeficiente de va

riação volumétrica, calculadas de 4 maneiras.

a) matematicamente pela familia de curvas

b) - . bn com incrementas de pressao dados por __J::._=0.5

. p plotados na pressão média e na pressão final

c) idem, ~ - 1 plotados na pressão média. p

Nota-se que quanto menor o incremento mais próx~

mo se fica da curva "verdadeira" .

5.3 - Argilas Sensiveis

A figura 5.4 exemplifica o comportamento de uma

argila sensivel (Argila cinza mole do rio SarapuÍ - RJ - apud

Coutinho-1976).

O caso 1 e uma curva hipotética em que foram a

.10 7.

justados trechos retos à curva experimental 2. vê-se na fig~

ra 5.4(b) que a .curva teórica m x logo apresenta 2 V V

descon

tinuidades (casos 1 e 2).

A curva 3 da figura 5.4(b) apresenta os ·valores

de mv .calculadós de modo convencional . com lip/p = 1 e plotados

na pressão média.


Na figura 5.5 mostra-se, também, a influência

do amolgamento nas curvas de mv x log ºv· O caso 1 refere-se

a um ensaio oedométrico hipotético em que a relação E: x log Õ· V V

e representada por 2 segmentos de reta. Os casos 2 e 3 mos

tram -amostras progressi vamerite mais amolgados ( a curva 3 é es

quemática). As duas retas do caso 1 são assintóticas a curva

2 que foi obtida experimentalmente.

Vê-se que quanto maior o amolgamento menor o

"salto" desenvolvido na curvam x logo Verifica-se ainda V v·

que, a pressão de pré-adensamento corresponde a um ponto situa

do um pouco a direita do ponto de inflexão da região de "tran

sição" da curva de mv.

A figura 5.6(a) mostra dados de ensaios· obtidos

por NOORANY e POORMAND (1970), onde o propósito dos autores

foi verificar o inchamento permitido quando se usam cargas in~

ciais pequenas, ou melhor, a influência do valor do carregame~

to inicial na curva tensão deformação. A parte (b) da figura

.108.

apresenta a influência do inchamento, ou melhor, da _perturb~

ção da amostra no gráfico de mv x ªv·

A figura 5. 7 ; apud Coutinho .( 19 76), exemplifica

a influência da perturbação devido à amostragem em urna argila

sensível (SarapuÍ-RJ). A curva 1 da parte (a) corresponde a!:!_

ma amostra de boa qualidade, a 2 urna amostra de má qualidade

e a 3 completamente amolgada em laboratório. Observa-se que

as amostras 2 e 3 indicam a mesma variação de mv o que nos le

va a dizer que a amostra 2 está completamente amolgada.

5.5 - Conclusões

O Índice de compressao Cc e constante somente em

urna faixa da região virgem de pressões da curva (é ou E:v x log ÕJ . Na.região pré=-adensada, muitas vezes, é mais conveniente se e~

pressar a compressibilidade do solo em termos do

de compressibilidade volumétrica (m). V

coeficiente

As curvas de variação de mv com a inclinação a

da tangente a curva tensão x deformação (figura 5.2) poderão

auxiliar a secfazer urna idealização, isto é, urna forma a ser

esperada da curva coeficiente de compressibilidade volumétrica

(mv) versus logaritmo da pressão efetiva para urna amostra de

boa qualidade. Quanto menor a perturbação da amostra mais pr~

nunciado o máximo da curva.

vê-se na figura 4.10 que o ponto máximo da curva

mv x log ªv estabelece-se logo após a pressão de pré-adensame~

.109.

to (indicada na figura por urna seta). Este ponto máximo da

curva do m está ligado à região de pressões onde o solo é mais V

compressivel.

O coeficiente de adensamento (C) é regido por V

duas variávei!s: a compressibilidade e a permeabilidade. Logo,

com a variação de mv com a pressão efetiva tem-se o aspecto de

urna das variáveis que definem o valor de C. V

Caso se ache· conveniente, .com os. dados de labora

tório pode-se tentar chegar a urna curva de compressibilidade

"in situ" usando por exemplo a correção de SCHMERTMANN aprese!!

tada por LEONARDS (1964). (Ver item 3.2). Com as curvas ( E

dada neste ou ex log âv) e a formulação de mv = 0.434 a ~ ··v

trabálho pode-se então chegar nao so a .. curvas· de compressib.!:_

!idade de laboratório como também de compressibilidade de caro

po.

€

"

a ' '

Para determinar "a" facilmente, faz-se:

õ' ' 10 vi

onde

O valor de € para uma pressão qualquer sera :

€ ' € 0 + a ( log õ'v - log cr v0 l

Diferenciando em relação a crv

ae -- - a acfv

ae --=- = a a O-v

a log õ"v acrv

1 log e --=-

10 CYv

( análogo ao CR ou RR )

.. _ ae Por defon1çao, --=- e

acrv o coeficiente de compressibilidade volumétrica mv

ae aõ'~

' mv ' 0,434 a (Y V

FIG. 5.1- Cálculo do coeficiente de compressibilidade volumétrica o

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o

COEFICIENTE DE COMPRESSIBILIDADE

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VOLUMÉTRICA ( cm 21kgf)

p o p o N .... ,,o9.'.

o

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· ·. IL _ pressão'fi~ã1·~: = 0,5

.:. k

FIG. 5.3 - A INFLUÊNCIA DO MODO DE CÁLCULO NA<CURVA DE

mv x rrv

O.OI 0.02 0,03 004 O.OS O, I 0-v { kgf/cm2)

02 0,3 0.4 0,5 '2•-,3-45 10 1 '~ · .• -

1

,, .,

IOl----+~--+--+-+-+-l-l---1-!----+--f---,c-+--'\l\-lf--+-++f---,c----1rc---+-~-~--+--+-+++-1

~ o'= 0,60

20 ----+c---l-+--+-1---+-+-+-l---------l--+-------+-1-,1---+11,H-l--c~- ......... - ~ -_ ; ARGILA CINZA MO)-E DE ! ,

SARAPU 1 - RJ ,

~ ~

apud COUTINHO (1976) ---.:·.. f

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FIG 5A- EXEMPLO DE UMA ARGILA SENSIVEL

(1)

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FlG.5.5- INFLUÊNCIA DO AMOLGAMENTO NA CURVA mv x<Yv.

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FIG. 5. 7- 1 NFLUÊNCIA DA PERTURBACÃO DEVIDO À AMOSTRAGEM EM

UMA · ARGILA SENSÍVEL

6 ANÁLISE DE RESULTADOS

6.1 - Introdução


6.3 - Uma Tentativa de Previsão Teórica das Curvas de De

formação Versus Tempo Através de Dados. de Dissipa

çãô de Pressões

6.4 - Análise da Dissipação de Pressões Neutras


6.6 - Análise do Coeficiente de Adensamento

6.7 - Comparação dos Dados de Laboratório com os Dados

de Campo.

.118.

6.1 - Introdução

Dentre os itens abordados neste capítulo enfati

zou-se a variação do parâmetro B de pressão neutra com o enri

jecimento de um solo saturado, bem como a influência da satura

çao e da utilização da contra-pessão nas medições de poro-pre~

sao.

Fez-se, também, uma tentativa de previsão teóri

ca das curvas de deformação versus tempo através de dados de

dissipação de pressões neutras. Correlacionaram-se os valores

de Cv da previsão teór.ica com os determinados segundo os méto

dos empíricos de Casagrande e Taylor.

Discutiu-se, ainda, a influência da espessura da

amostra nas características de compressibilidade e· a influên

eia do modo de carregamento nos dados de dissipação de pre~

soes neutras.


A pressao neutra desenvolvida em uma amostra de

solo,devido a um acréscimo de pressão confinante é comumente u

sada em um ensaio triaxial para checar a saturação. Skempton

ao introduzir em 1954 os parâmetros de pressão neutra, definiu

B como a razão entre a variação de poro pressoes e o

tivo acréscimo de pressão confinante.

respe.<c.

.119.

liu = 1 ( 6 .1) l+n e /e

W s3

n porosidade

Cw compressibilidade do fluido dos poros

e compressibilidade da estrutura do solo p~ S3

ra carregamento hidrostático.

O parâmetro B é uma função das . · compressibilid~

des da estrutura do solo e do fluido dos poros. Ver demonstra

çao em Bishop e Henkel (1962), por exemplo.

Lambe (1969) pg 395. define o parâmetro C como a

relação entre o acréscimo de pressão neutra desenvolvido por

um carregamento não drenado unidimensional estando a

confinada lateralmente

e = 1

amostra

( 6. 2)

C - compressibilidade da estrutura do solo p~ sl

ra carregamento unidimensional

(1) Na demonstração nao se leva em conta a compressibilidade

dos grãos por ser a mesma desprezivel em relação às de-

mais.

.120.

Tipicamente, tem-se que a compressibilidade do

solo é aproximadamente cem vezes maior que a compressibilidade

do fluido dos poros, sendo a da - água;:,:. em, torno. de 4.75 x

-5 2 x 10 cm /Kgf. Logo, para a maioria das situações, se o so

lo é saturado(l), o valor de B (ou C) aproxima-se da unidade.

Diversos pesquisadores comprovaram, no entanto,

que existem casos onde solos completamente saturados fornecem

valores de B significativamente menores que a unidade, sendo

a rígida estrutura do solo apontada como o principal fator

contribuinte para o baixo valor de B. Segundo Lee, Morrisson

e Haley (1969), alguns solos rígidos, como areia· densa

(D = 75 a 100%) e solo cimento tem compressibilidade ' r

muito

.b.aixa para toda a gama de. pressões confinantes. Os solos

argilosos são no entanto, afirmam os autores, um caso especial

que às vezes pode tornar-se enganador. A sua compressibilida-'

de medida.em grandes incrementos de pressão é relativamente al

ta. Mas, quando carregados com pequenos incrementos podem ser

revelar muito resistentes e exibir valores de compressibilid~

de muito baixos, tão baixos que a pressoes confinantes modera

damente altas apresentam-se menos compressíveis que a água.

(1) O,ar é extremamente compressível comparado com a água. A

presença de uma pequena quantidade de ar no fluido dos

poros tornã-lo~á muito compressível resultando em valores

de B bem abaixo da unidade.

.121.

O Fato é explicado corno decorrente do fenômeno

de desenvolvimento da pressão de quase pré-adensamento ou pre~

são critica, fenômeno este discutido.e formalizado por Rayrnond

(1966) e Bjerrurn (1967).

Por sua vez, as variações de tensão efetiva que

ocorrem durante a leitura de B devem ser muito pequenas. mesmo

a grandes incrernentos de pressão confinante. Então, a compre~

sibilidade

B (equação

carga.

mais adequada à previsão teôrica do valor de

é a que é obtida para pequenos incrernentos de

A regra prática de que B é aproximadamente igual

a um para todos os solos saturados pode ser errônea e enganad~

ra muitas vezes.

A figura 6.1 mostra o coeficiente C, que é a re

lação entre os excessos de pressão neutra inicial desenvolvi

dos e os respectivos incrernentos de pressão vertical t,a:, ten V

do-se a drenagem fechada. Na mesma figura apresentam-se, tarn

bérn, os dados de sv% (Coluna 1) correspondentes à deformação

durante à aplicação do incremento de ã no período em que a V

drenagem permaneceu fechada. Nota~se que as deformações foram

muito pequenas e de valor comparável às obtidas para·a

rnaçao do equipamento (Ver figura 4.4), excetuando-se a

(1) Cs e a inclinação da tangente a curva de adensamento

: t, V (~-· x a 3c) em um dado ponto.

V

defor

de for

.122.

maçao correspondente a ªv = 3,0 kg/cm2 , de 0,67%,maior que a

de calibração (da ordem de 0,30%).

Fez-se uma estimativa do valor de C correspo_!! sl

dente ao parâmetro C = 60%, tomando-se para compressibilidade

da água o valor de 4.75

trado foi de 1.6 x 10-5

x 10-5 cm2/kgf.

cm2/kgf. Valor

O valor de e sl

3 10 vezes menor

menor coeficiente encontrado nos ensaios. Portanto, a

encon

que o

rig~

dez do solo não explica os baixos vàlores de C encontrados.

Inúmeros autores encontraram em solos saturados,

valores para o parâmetro C inferiores à·unidade explicando es

se resultado como fruto·da compressao secundária desenvolvida

no incremento de carga anterior. Dentre estes mencionam-se

Northey e Thomas (1965), Crawford (1964),Murakami (1977),

Huergo (1969). Nota-se que o ponto comum nessas medições e

que foram realizadas em um-equipamento sem utilização de con

tra pressão e sem perfeito controle do início da drenagem

Crawford (1964) comenta que medições de pressão neutra extra

poladas para deformação zero sugerem uma pressão neutra máxi

ma desenvolvida na amostra de 80 a 85% da aplicada.

Huergo (1969), utiliza equipamento semelhante a

célula convencional adaptado para medição de pressão neutra

na base e medição do atrito lateral. O equipamento não utili

za contra-pessão e a saturação é melhorada pela percolação de

agua na amostra por um período de 36 horas. O autor encon

trou valores de 6u/6crv tão baixos quanto 55%. Nota-se que

.123.

os valores de C cresceram com o aumento de ªv' mostrando que

o solo não se encontrava saturado.

Murakami (1979) e Murakami (1980), em um traba

lho severamente criticado por Mesri e Choi (1980) desenvolve

uma teoria de adensamento que inclui o comportamento das arg!

las "envelhecidas" ressaltando que o fenôme_no de envelhecimen

to tem influência tanto na compressibilidade. quanto na

pressão inicial desenvolvida.

Mesri e Choi (1980) apresentam resultados

poro

exp~

rimentais obtidos em amostras da argila marrom da cidade do

Mêxico e da "Leda Clay" -ensaiadas no oedômetro · Anteus

zando uma contra pressão de 2.8 kgf/cm2 . Afirmam os

utili

autores

que "considerando os problemas inerentes associados à acurácia

das observações dos excessos de pressão neutra, controle da

contra pressão e da pressão aplicada, os dados obtidos _nesses

dois solos sustentam o conceito de que nu/6 = 1 em t = O .av p~

ra argilas moles saturadas,·independentemente da-história do

carregamento e do incremento- de pressão.

Os autores mostram curvas obtidas na região de

recompressao e·na região virgem,em estágios_ aplicados apos o

têrmino da compressão primária e após incrementas com duração

de 365, 160 e 20 dias. Os autores ressaltam a influência

da compressão secundária, permitida no estágio anterior, na

forma das curvas de dissipação de pressões neutras e de defor

.124.

maçao versus logaritmo do tempo (l).

Os mesmos autores questionaram Murakami (1979) e

Murakami (1977) quanto às suas leituras de pressão neutra nos

seguintes itens: "1) O sistema utilizou contra-pressão? 2)

t possivel medir pressões totais usando um transdutor de pre~

sao neutra de pequena área? 3) A distribuição de pressoes na

base da amostra é uniforme? 4) Qual e a relação entre pre~

soes aplicadas e pressões transmitidas? 5) Em urna amostra

de altura de drenagem máxima igual a 1 cm é possivel medir a

pressão neutra em t =O?" Em resposta a estas críticas,

Murakami (1980-a) realizou ensaios com contrapressão,encontra~

do valores de C próximos de unidade.

O material ensaiado neste trabalho é urna argila

arenosa com SPT -d. de 6 golpes, umidade natural me 10 em torno

de 40%. Corno comentado anteriormente a compressibilidade des

te solo não explica os baixos valores de C encontrados.

No item 4.3 verificou-se a influéncia da elasti

cidade da membrana na pressao transmitida à amostra concluindo

se que a sua influência não é significativa. Tem-se dúvida

( 1) Leonards e Girault ( 1961) generalizam dizendo que: "Carre

gamentos anteriores mais demorados parecem levar a tipos

de curva tempo x deformação siinilares àquelas·· .·,.·produzidas

por incrementas de carga menores que 1.

.125.

no entanto, se as calibrações· feitas reproduziram fielmente a

condição de ensaio porque nao se garantiu, na calibração, que

a membrana ficasse completamente aderida ao corpo de prova, i~

to é que ela não "descolasse" ficando assim extremamente soli

citada nos bordos, fato.que poderia absorver parcela razoável

de carga.. Sugere~se que uma outra calibração que retrate mais

fielmente o comportamento da membrana no ensaio seja executa

da.

6.3 - Uma Tentativa.de Previsão Teórica das Curvas de Deforma

çao Versus Tempo Através dos Dados de Dissipação de Pres

sões Neutras

Correlacionar~ ·. os dados de dissipação de pre~

soes neutras com os de deformação utilizando-se para·isso uma

teoria matemática é de interesse geral.

Barden (1969) diz que para um perfeito entendi

menta do processo. de adensamento é necessário estudar o fenôme

no de dissipação de pressões neutras em relação à deformação.

Na figura 6.4 tem-se as curvas de deformação e

de dissipação .de poro-pressao no topo l1i:r, /u0

obtidos no ensaio

6 nos estágios de 1.00 kgf/cm2 e 1.25 kgf/crn2 . Os valores de

L'lp/p são iguais a 1 e 1.25 respectivamen;te. Ajustou-se as lei

turas de pressão neutra a curva uT x t dada pe·la teoria de

Terzaghi, escolhendo-,,se através de tentativas d Cv mais adequ~

.126.

-do. Definida a curva U x t pode-se calcular a deformação a

tempo infinito segundo:

= ( 6. 3)

rt - deformação no tempo t

re;;;; - deformação a tempo infinito

U - percentagem de adensamento média.

para diversos tempos t.

Se o solo fosse bem representado pelo modelo teó

rico as deformações a tempo infinito seriam iguais para qua.!_

quer tempo t; is.to porem, nao ocorre, devido, principalmente,

a influência da compressão secundária. Assim, as deformações

a tempo infinito crescem com o aumento de t. (Ver figura 6. 4)

Tomou-se para recalque a tempo infinito um valor aproximad~

mente igual aos valores dos tempos iniciais por·se julgar que

estes sejam menos distorc~dos pela compressão secundária. Com

o recalque a t , definido desta maneira, e utilizando-se nova 00

mente a equação 6.3, estimaram-se as deformações nos diversos

tempos t (Ver figura 6.4).

Mediu-se, graf.icamente, a diferença .entre a cur

va teórica de deformações e a experimental e traçaram-se com

esses dados as curvas da figura 6.6 comparando-se, assim, es

.127.

sas diferenças nos dois estágios, que representam a parcela

de deformação secundária. Vê-se que as duas curvas mostraram

valores bastante próximos. Como só se dispõe desses dois da

dos não se pode chegar a nenhuma conclusão significativa, sug~

rindo-se, assim, que maior número de dados seja analisado. En

tretanto, comparando-se a figura 6. 5 que mostra a previsão. teó

rica da curva de deformações versus tempo para a argila mole

de Sarapul (Duarte, 1977) utilizando-se o mesmo procedimento,

verifica-se que tambêm neste caso as curvas se comportam de

maneira idêntica. Estes resultados reforçam a teoria de que

a compressão secundária atuá desde o inicio do carregamento.

6.4 - Dissipação de Pressões Neutras

Deve-se estar ciente de que a deformabilidade não

e função, apenas, da dissipação de pressoes neutras. Crawford

(1964) sugere que maior atenção seja dada à deformação dos so

los em ve·locidades mais compatíveis com as de campo deixando

se de lado o retardamento hidrodinâmico.

Barden (1969) diz que após ocorrer uma rápida

dissipação de poro-pressoes tende a permanecer um pequeno va

lor residual resultante do mecanismo de creep. Se a drena

geme impedida, o fenômeno de fluência ("creep") induz um ex

cesso de pressões neutras que causam reduções na resistênciaao

cisalhamento não drenado (Leonards e Altschae.ffl. , 1964), es

.128.

pecialmente se a velocidade de fluência começa a aumentar com

o tempo (Lacerda, 1975).

Analisando detalhadamente alguns dados de dissi

paçao de pressoes neutras apresentados na bibliografia, nota

se que os valores experimentais de pressão neutra são, em g~

ral, sensivelmente maiores que os indicados pela previsão teó

rica nas proximidades de 100% de adensamento. Ver, por exem

plo, Leonards e Girault (1961) pg.·217. Como se disse ante-

riormente, um dos fatores que pode contribuir para este fenô

meno é a compressão secundária.

Leonards e Girault (1961) afirmam que a

paçao de pressões neutras é corretamente predita pela

dissi

teoria

de Terzaghi quando o incremento de carga é suficientemente grél!:!

de para desenvolver curvas deformação x tempo por eles classi

ficadas como.tipo I (bp/p = 1). Para curvas tipo II e III

(bp/p = 0.25 e 0.22) a teoria de Terzaghi, dizem os autores,

não pode predizer, nem aproximadamente, a velocidade de dissi

pação de pressões neutras.

Thomann (1973) indica uma dissipação de pre~

soes neutras, em uma vasa argilosa, mais rápida que a previ~

ta pela teoria de Terzaghi.

Berre e Iversen (1973), ensaiando corpos de pr~

va de diversas alturas·de uma argila marinha normalmente aden

sada da·Noruega, verificam que elementos a uma pequena distãn

.129.

eia da superfície drenante apresentaram uma pressao de quase

pré-adensamento maior que elementos a uma distância maior, se

guindo·,. ainda, caminhos de tensão diferentes.

Na figura 6.3 dados experimentais do ensaio n9 6

realizado no oedômetro hidráulico (estágio de 1.25 kgf/cm2} e

da argila mole de Sarapuí segundo Duarte (1977) ensaiado no

mesmo equipamento são plotados juntamente com as curvas uT/ú0

x

x tempo fornecidas pela teoria de Terzaghi para vários coefici

entes de adensamento.

Nota-se que os dados experimentais nao se aju~

taro perfeitamente às curvas teóricas para até 50% de dissip~

çao. Diversos outros autores dentre eles Berre e Iversen, en

contraram resultados semelhantes.


Berre e Iversen (1972) ensaiando corpos de prova

de diversas alturas (1.83 a 45 cm - ver item 3.5) encontraram

curvas de dissipação de pressões neutras que nao se ajustaram

bem as previsões teóricas quanto ao valor de 100% de compre~

sao primária segundo Casagrande e Taylor, especialmente para

corpos de prova de pequena espessura. Dizem os autores que a

magnitude de C em depende do incremento de pressão,da altu V V

ra da camada e do histórico.de tensões. O mv aumenta e o Cv

.130.

decresce com o aumento da espessura da camada. Isto porque,

segundo os autores, quanto mais espessa a amostra maior com

pressao retardada '( "delayed compression") tem tempo de ocor

rer durante a dissipação de pressões neutras, sendo que os va

lores de K mantém-se na mesma ordem de grandeza dos medidos.

Na figura 6.1 tem-se dados de d~formação e de dissipação de

pressões neutras d:>tidos i:elos ,autores .. para amostras de diversas:,alturas.

Lambe (1969) diz que para camadas muito espessas

de argi.la, parte da compressao que ocorre durante a dissip~

çao de poro-pressões pode ser, realmente, compressao retarda

da, e que a importância relativa entre a compressão primâria

e secundária depende do tempo requerido para dissipar as poro

pressões e assim da espessura da camada. A importância relat!

va entre compressão primária e secundária depende, ainda, do

tipo de solo e da razão do incremento de carga, estando os va

lores de CV, como dito anteriormente, obtidos através de en

saios oedométricos afetados pela compressão secundária.

Lowe (1974) afirma que "Para idênticas condi

çoes de carregamento no campo e no laboratório ocorre uma pre~

são de quase pré-adensamento muito maior no laboratório que

no campo. A magnitude da pressão de pré-adensamento·depende,

ass·im, tanto da parcela de compressão secundária que ·, ocorreu

sob o incremento de.carga anterior como da espessura da cama

da" ..

.131.

Taylor (1942), Leonards e Altschaeffl (1964) di

zero que um ensaio de laboratório é·muito acelerado devido a

pequena espessura da amostra e as forças viscosas sao, assim,

muito maiores que seriam durante o adensamento lento de uma

grande massa·de solo, e que extrapolações· diretas podem levar

a erros consideráveis, subestimando a velocidade inicial de

deformação e superestimando a velocidade após

de pressões neutras.

a dissipação

Barden (1964) comenta que: "O efeito da espeSS.!:!;

ra da amostra está associado à velocidade de variação de ten

são efetiva".

Se a fluência age como um fenômeno em separado

enquanto ocorre a dissipação de pressões neutras como propo~

to pelos defensores do mecanismo denominado "viscosidade estru

tural", então a deformação correspondente ao final·da compre~

são primária, para um dado incremento de tensão efetiva, de

pende do tempo de duração da compressão primária e assim da

espessura da amostra (Ladd et al, 1977). Dois extremos, cur

vas A e B da figura 6.7.tentam retratar a influência da espe~

sura da amostra. A curva A baseia-se na hipótese de que Ex

log t é apenas deslocada de um valor proporcional a tt 2 . Cur

vas similares a B são preditas por alguns modelos reológicoso~

de os efeitos de fluência aumentam significativamente a defor

maçao ao final da dissipação do excesso de pressões neutras.

.132.

Concluiu-se dizendo que existem poucos trabalhos

experimentais sobre a influência da espessura da camada nas

características de· compressibilidade das argilas e sugere··- se

que maior atenção seja dada ao assunto.

.133.

6.6 - Análise do Coeficiente de Adensamento

Quando se realizam ensaios de adensamento conven

cionais nos quais o carregamento é aplicado em incrementos, em

geral de 24 horas, permite-se, de acordo com. o solo, uma razoª

vel compressão secundária. Isto reduzirá a compressibilidade

inicial do novo estágio, afetando o coeficiente de adensamento.

Conclui-se que o Cv calculado no ensaio convencional é aprox.:!:_

madamente uma média entre os valores iniciais muito altos e os

valores mais ou menos corretos do restante do estágio.

III (1969) e Leonards e Altschaeffl (1964).

Lowe

Segundo modelos reológicos, Leonards - e. Alts

chaeffl ( 19 6 4) indicam que o decréscimo de ,;' .. compressibilidade

com a diminuição de volume provoca uma aceleração do proce~

so de adensamento e devido a isto a dissipação de pressões ne~

tras deve ser mais rápida para incrementos de pressão menores.

O método de ajustamento da curva deformação ver

sus ,lt de Taylor indica, para ensaios convencionais, valores

de Cv na faixa de pressões em que o solo é normalmente aden

sado, em torno de 2 ± 0.5 vezes maiores que os obtidos pelo me

todo do logaritmo do tempo de Casagrande (Ladd, 1973).

Duarte (1977), para a argila de Sarapui, obteve

as seguintes relações:

c ( logt) V

.134.

- 1.5 = 1.5 a 2.5

CV( logt)

C (U = 50 %) V H = 1.0 a 1.7

c ( lt) V

onde UH= 50% corresponde a 50% de dissipação de pressao neu

tra na face não drenada da amostra.

Na figura 6.2 tem-se valores de coeficiente· de

adensamento C obtidos. através de dados de deformações versus V

tempo. Observa-se que o ensaio ·7 indica valores que fogem à

tendência geral. Os coeficientes obtidos pelo método /t mos

tram-se maiores que os obtidos pelo método de Casagrande. Se

gundo a bibliografia, o método empírico apresentado por Taylor

para a definição. do coeficiente de adensamento, pode superest!.,,

mar o seu valor médio se este decresce durante o incremento de

pressao.

Na região.pré-adensada a faixa de C vai de V

1.4 x 10- 2 a 7 x 10- 2 cm2/s .. , .atribuindo-se <=Sta variação

em parte à heterogeneidade das amostras que se .,,.:,,.apresentavam

ma.is ou menos arenosas notando-se em algumas fissuras

das pela amostragem. Na região normalmente adensada os

-2 -2 res de Cv vão.de 3.5 x 10 a 0.2 x 10 .

forma

valo

.135.

No item 6.3 fez~se uma tentativa de relacionar

os dados,de deformação com os dados de pressão neutra através

da teoria de Terzaghi, estimando-se também, a deformação devi

do à compressão secundária.·

Como se pode ver na figura 6.4 o

dissipação de pressões neutras é de 4.9 x 10-2

Cv segundo a

2 ' cm /s, .. , enqua~

to segundo as deformações pelo método de Casagrande e 2.,7•.I X

-2 2 10 cm/s, .: . Nota-se

assim, que os valores obtidos pela deformação segundo Casagra~

de são influenciados pela compressão secundária.

( logt)

Ressalta-se que os valores de C obtidos por um V

e outro (UH= 50%) método são fundamentalmente dife

rentes devido, principalmente, à compressão secundária.

Na figura 6. 5 verifica-se .para. a argLla de Sara

pui uma razao.de Cv (UH= 50%)/Cv(logt) igual a 1. 7.

Espera-se, baseado na bibliografia, que esta ra

zao.nao varie significativamente com a faixa de pressões (pré

-adensada ou normalmente adensada).

6.7 - Comparação dos Dados de Laboratório com os Dados de Cam

po.

Jucá (1981) analisou dados de recalque, devido

.136.

ao fenômeno de alivio de pressoes, obtidos de minuciosa ins

trumentação (Soares, 1981, Soares e Ribas, 1979, Soares, Carim

Ribas e Brautigam, 1979) executada durante a escavaçao da vala

do Bloco 45, lote 9 do Metrfrdo Rio em Botafogo (Ver perfil

geotécnico na figura 2.1), através de um estudo paramétrico O!J:

de se supôs um perfil homogêneo e utilizando a teoria unidimen

sional de Terzaghi. Verificou-se que o corajunto de parâmetros

que mais se ajustou aos .dados de deformação do solo foi de

rt,p = 5 tf/m2 , -2 2 RR = Cr/1 + e

0 = O.OS e Cv = 10 cm /seg.

Como explicado no capítulo 1, tinha-se a inten

çao de definir valores de coeficiente de adensamento através

de ensaios oedométricos que simulassem o fenômeno de alivio

de pressões com ,.,carregamentos pequenos na região próxima a

pressão de pré-adensamento (região pré-adensada). Verifica-se

na figura 6.2 que os dados de C obtidos nos ensaios V

dos no oedômetro hidráulico, nesta gama de pressões,

realiza

mostra

ram-se dispersos numa faixa de valores de 1.5 a 4.5 x 10- 2 cm2/

seg. Esta faixa se aproximou do valor de 10- 2 cm2/seg obti

do,·,,no estudo paramétrico de Jucã. Os dados de compressibil!

dade deste estudo estão .também dentro da faixa de valores en

contrados nos ensaios. Note-se que o perfil estudado não é

homogêneo, como suposto ·por Jucã. Não se notou nenhuma in

fluência da magnitude do incremento de carga embora a biblio

grafia indique dissipação.de pressões mais rápida para meno

res incrementos. Os ensaios convencionais definiram coeficien

tes de adensamento mais baixos que os dos realizados no oedô

metro hidráulico. Atribui-se esse resultado â influência da

.137.

contra pressao, utilizada para promover uma melhor

do corpo de prova.

saturação

100

o S! • õ'> u b

<J e

li

()

90

80

70

60

50

40

.138.

1 li 11 1 1 ' ' • l ' ' ' ' 1 1 1 1

----'~

"\ '\. .

\ --J j-- pressão de pré- adensamento

~-o .......... ' o .......

1 1 1 1 1 ' ' ' 1 I I I " ' ' ' 1 I I I

0,1 0,5 5 10

cfv ( Kgf/cm2 )

LEITURA DO EXTENSÔMETRO ( 0,01 mm) COLUNA , cf, ':; DIFERENÇA (OH)

ANTES DA APLICAçÂO ( mm ) €v(%) e _Af!_

Kgf/cm 2 ) DEPOIS (COM.A ·"• ( DA CARGA OR-ENAGEM FECHADA)

0,500 428, 95 429, 1 o,,s • ,0- 2 0,01

, ,ooo 441, 9 442,0 O, 1 X 10- I! 0,01

,. 2 50 464,2 465,5 1,3 • ,0-2 0,07

,, 560 476,9 4 78,9 2,0 11. ,0- 2 o, 10

3,00 513,B 526,2 12,4 .. ,0- 2 0,67

Verificocõo do deformQçõo com o drenoi;iem fechado correspondente ooe dodon de Aui/àÜ,, acima.

FIG. 6.1 - RAZÃO ENTRE EXCESSO DE PORO-PRESSÃO INICIAL E

INCREMENTO DE PRESSAO APLICADO.

14

13

12

11

10

o 9 ... z UI :!:

8 .. (/)

z UI o .. UI

7 o UI ... z 6 UI ê3 lL UI o 5 <J

.--, ci,

4 ., (/)

' (\J > E

<J u 3 (\J

b '--'

2

.139.

-./i" log t

5 /

/ /

/ /

/ ,

®

-"

©d -0.1 10

Vv ( Kgf/cm2)

FIG. 6. 2 - COEFICIENTES DE ADENSAMENTO OBTIDOS ATRAVÉS DOS DADOS

DE DEFORMAÇÃO

,.

·: o '<i' ,-l

---- CURVAS TEÓRICAS

ºl ·"' <zt . ~ "'i 7/ -Z::. 1 <[ a: ~ 2 IOr----'...-------~"l.---lr----'..---------'-"....---t--"_----~-----'\--+------------1--~------J ~ <[

<[ o 20 lo.: \ '. \ -3 21, \ "s.. ' õ1tlO cm SEG. cm2 /SE8. ------t-----------,

1 \ e \ \ o 1 \ \ Q. \ \ o . ' ~ 301 " \ o z CJ)

<[ a: 1--:::, w z CJ)

w 'º CJ)

CJ)

w a: Q.

w e

o •<t u. <[ Q.

CJ) CJ)

e

\ \ 1 ' '" ARGILA ARENOSA \ \ \. \ ', DE BOTAFOGO

401--~~~~~-\-ARGILA OE SARAPUi ( DUARTE - 1977)

6p __ ,, p

Q'ef = 1.25 50>--~~~~~~~

60t-------__J\\----t-~--\----\---+-----\----\--.\-l---~.------+---------l

70t---~~~~~~~--\"'\'"""-t~~~~~\-~~-\-------,-t-~~~~-\~~--'\---l""""~~~~-\-~~~~-+--~~~~~~-1

80 ~--j;-------\;~--\-t-------'----\-t--~--_..c\-----l-------1

90!--------~-j-ll~--~-'---~~-t-~-~-~--"-'-~.---+-~--~....,...-~.----+--~------l

1001 1 1 1 1 1 1 1 1 1 :>-- 1 1 1 1 11 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ,:::;--, 1 1 1 i 1

0.1 10 100 1000 TEMPO ( Seg.)

t1 i rn/"'lo.s

FIG. 6.3 - DADOS EXPERIMENTAIS DE DISSIPAÇÃO DE PRESSÕES NEUTRAS VERSUS CURVAS TEÓRICAS SEGUNDO TERZAGHI

,...j ,.., ,...j

·0.1

..- 460 E E õ o .~ i 4!55

" ~

RAZÃO:

IO TEMPO ( mlnuto11)

Cvl uH) Cy(loQ t) f 1.8

DEFORMAÇÃO ESTIMADA ro0=0.102mm

Cv = 0.045crn2/Sta. CD(

,, 10 IOO TEMPO (minuto,)

466

0 OEFORMACÁO ESTIMADA too:.. 0.02 mm

/ Cv = o.o4ecm2/s,o. 467

468

469 E • ~ 470 Õ

460 o -471 o ·®

•<(

Ê E i:i e

!t 472 z o: o ...

~p=0.251

o 12E t: • 473 ~ •. z ., .. ;;: 10 -------o--L..!---

47,4 / DEFORMAÇÃO LIDA IJt 1õ2mm ~ o .. " "' ... <(

"' :, o -' <(

" "' "

.---, o o •

... , > :, !ó '--' .,

<(

8

6

4

2

o

" >- 60 ~ z

. o, "º "' 10 ., :.3 40 o: .. "' e 30 .~ "" : "' "' õ

20

10

©-0 2

ESTIMATIVA DA DEFORMAÇÃO DEVIDO À COM

PRESSÃO SECUNOi&RIA ~3

4

470

476

471

i-----------------------~s----t-----------------------------------1 o

',, ' \

\

\(1Urx.t}teórico Cv=0.0415 ~l(ÜxT>teórico cm2/s,o.

\

~(Uy, !)Medido

\ \ \ .

\,,.<G it tlt,órlco Cv =0.04!5cni 2 /seo.

·\.

', \

' ' ' . \/)Urxt>teorlco Cv=0.04!5cm2/sto.

\ \ y I UT x t >Medido

., \ 1 \ \

~- év =0.04!5cm2 /seo.

FIG. 6.4 - UMA TENTATIVA DE PREVISÃO TEÓRICA. DAS.' CURVAS DE DEFORMAÇ.40 VERSUS TEMPO ATRÁVES DOS DADOS OE DISSIPAÇÃO DE

PRESSÕES NEUTRAS

( 20

30

40

00

60

70

80

90

O "'- 100 O 001 O OI O 1 1 10 100

. . . FATOR TEMPO T TEMPO (MINUTOS)

'" :: z "' :,; <(

"' z "' e <(

"' e

<(

ã . .. "' :,;

"' .. ;: z "' <.> ffi ..

o 2 • '" ~ o

º' ~ ~ " " .. " 1 ..

"' ~ z o ..

o .. .. o ... .. o Q

:z .. ., õ .. ... a:

" ... =>

" .. :z ..

"' .. .. .. ... •o z ., .. .,

" .. a: a: .. .. .. .. .. Q

o '" <> :. .. "' õ

38 o

38 8

396

40 4 -

41 2

42 o

428

43 6

1 444

452

460

o

-20

40

60

80

100

.142.

-

- .

~ ...._ / TEÓRICA

--

~loo•31 •

EXPERIMENTAL ~

RAZÃO = Cv (UH}

=1.7-looa52 's Cv(log.f)

"' 1

'\ ' 1 ' --~ i

'\.

' '· -""~·-, -

EXPJRIMENTAL A TEÓRICAS

, K -.........___

~ ", y( UNO TOPO

1

TEÓRICA x tJ - e.,=· 1.55 x 10--.cmis,

, "' ~ ""'- ~ ( UNO T~PO MEDIDA X t )

{ Ü TEÓRICO X t)""" '\. \ .

""

10

~ \ \

\ "" \ 1,\

~" '

100

~ 1000

TEMPO (MINUTOS)

.,

FIG. 6.5 -UMA TENTATIVA DE PREVISÃO TEÓRICA DAS CURVAS DE DEFORMAÇÃO VERSUS TEMPO ATRAVÉS DOS DADOS DE DISSIPAÇÃO DE PRESSÕES NEUTRAS PARA A ARGILA OE SARAPU Í

~

o o

~ " ~

"' J:J-<I J: '----'

.143.

-- 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 t· 1 1 1 1 1

. _,,_

º-"'" ..... o º',

o

Ó', ~FIM DA COMPRESSÃO

'l PRIMÁRIA

~

'\ '\.

- \ .•

~ •• /-.- •0.25

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

~ .. /-.-•I

0.40

'~~ '~

0.45

0.50 0.1

' ' ' ' " " '

SEQUÊNCIA DE CÁLCULO

' ' ' " " 10

(i) AJUSTAMENTO ( UNo TOPO TEÓRÍco • ') a ( Uuoo.' )

@ COM O MELHOR AJUSTAMENTO DEFINIU- SE Cv

@ COM Cv OBTEVE - SE ( ÜTEÓRICO X 1 )

'

\\\_

'

\ '\ \~

1\ 1 1 1 1 1

100 TEMPO (minutos)

© ºTEÓRICO XI e DEFORMAÇÃO LIDA XI OEFINIU-SE r, '00 A VÁRIOS" TEMPOS

@ ESCOLHEU-SE '1,a,DENTRE·os VALORES INICIAIS

© COM r,,oo E ºTEÓRICO OBTIVERAM-SE ,, DEVIDO À COMPRESSÃO PRIMÁRIA

(z) DEFORMAÇÃO LIDA - DEFORMAÇÃO ESTIMADA , DEFORMAÇÃO DEVIDO · A COMPRESSÃO SECUNDÁRIA

FIG. 6.6 -ESTIMATIVA DA DEFORMAÇÃO DEVIDO A COMPRESSÃO SECUNDÁRIA

.144.

Amostro fina

Amostro espessa

Noto: Mesmo õÕ-lif.,o paro ambos os arno&tra&

H!poteses Referencio

CURVA A

CURVA B

Lodd {1973) Heeri e Rokh!IOr ( 1974)

Barden ( 1969) Brinch ~nsen( 1961) Taylor ( 1942)

Curvo A

""~ LOG TEMPO -

(b) Influência da espessura da amostra - apud LADO et ai ( 1977).

Tempo {minutos}

" H)O 1000 ,iooo 100000 1000000

,g ~ •j-------+----+------'j"""-fo<::s~'õl---'""'~,--t-----j E o ~ a'----_,_ ____ i._ ___ -.1 ____ ....1... ____ c__~-~-=-=-=-=-.J

---- Borden -- Ellperimental

( b) Curvas experimentais e teóricas poro amostras de diversas alturas apud BERRE e IVERSEN ( 1972 ).

FIG. 6.7 - INFLUÊNCIA DA ESPESSURA DA AMOSTRA SEGUNDO LADO' ét a1 E DADOS EXPERIMENTÂIS E TEÓRICOS PARA AMOSTRA DE DIVE8 SAS ALTURAS SEGUNDO BERRE e IVERSEN .

7 - CONCLUSÕES E SUGESTÕES

.146.

7. CONCLUSÕES E SUGESTÕES

No que se refere ao ensaio em si, destacam-se as

seguintes:

1. o medidor de volume, utilizado para regi~

trar as variações volumétricas da amostra em um ensaio oedomé

trico, pode alterar as leituras de contra-pressão aplicada de

vido à diferença entre o peso específico do querosene e da a

gua de um valor até 0.02 Kgf/cm2 quando se utiliza uma bureta

de 50 cm.

2. A compressibilidade dos elementos da célula

em relação ao material ensaiado mostrou-se significativa ju~

tificando uma correçao-dos resultados de ensaios.

3. Se a face nao drenada fosse a inferior, co

mo o e na maioria dos oedômetros especiais descritos na bibliQ

grafia, garantiria-se maior· rigidez e melhor saturação na li

nha de leitura de poro-pressões. Isto no WF 24500 poderia ser

feito modificando-se, apenas, o estado de tensões no topo da

amostra que passaria a ser solicitada segundo deformações cons

tantes. No entanto, os valores de pressão neutra lidos na ba

se da amostra podem estar afetados pelo atrito desenvolvido en

tre solo e anel confinante.

.14 7.

4. A montagem do ensaio no oedômetro hidráuli

co WF24500 e trabalhosa e demorada podendo comprometer a boa

qualidade do corpo de prova.

Quanto à interpretação dos ensaios, tiram-se as

seguintes conclusões:

1. A divisão entre compressao primária e secun

dária é vista· como arbitrária.e dependente do método de carre

gamento. Considera~se que as duas são fundamentalmente o roes

mo fenômeno: deformações provocadas por desequilíbrio na es

trutura quando do acréscimo de tensão efetiva. Todos os meca

nismos de variação de .volume: deformação., desliz_amento e re

orientação de partículas, mudanças na espessura da dupla cama

da e distorção dos filmes de água adsorvida.que podem ·ocorrer

durante as variações de tensão efetiva podem, também, ter lu

gar sob tensão efetiva constante. Assim, adota-se a idéia de

que a fluência não é controlada pelo fluxo viscoso das camadas

de água adsorvida e que as deformações devidas ao fenômeno de

fluência iniciam-se no instante .do carregamento.

2. Em geral, as deformações estimadas pela teQ

ria de Terzaghi através dos dados de dissipação de pressoes

nao coincidem com as deformações lidas. Ressalta-se, assim

que os.valores de coeficiente de adensamento obtidos através

dos dados de deformação, pelo método de Casagrande, por exem

plo, são diferentes dos·obtidos pela·pressão neutra, devido

.148.

principalmente, à compressao secundária. Os valores ,,,-de e V

(log t)/Cv(UH) devem, por isso, estar numa relação mais ou me

nos definida e maior que 1.

3. Devido à redução de compressibilidade pelo

fenômeno de fluência, o coeficiente de adensamento, definido

através de ensaios convencionais, é a média entre valores ini

ciail3 anormalmente altos e valores aproximadamente corretos do

final do estágio, Os valores de m e C são afetados pela com V V -

pressão secundária desenvolvida no incremento de carga ante

rior e por isso são afetados, indiretamente, pela espessura da

camada.

4. Os dados experimentais de pressoes neutras

nao se ajustam perfeitamente às curvas teóricas, ocorrendo,

em geral, nos instantes iniciais, uma,: dissipação mais

que a prevista na teoria.

rápida

5. A regra·prática de que o·parámetro de pre.§_

sao neutra B ou C é aproximadamente igual à 'unidade para todos

os solos saturados pode ser errônea e enganadora muitas vezes.

Afora os solos rígidos como areia densa e solo-cimento que

têm a compressibilidade muito baixa, tem-se o caso especial dos

solos argilosos que quando carregados com pequenos incrementas

de pressão podem se revelar muito resistentes e exibir valo

res de compressibilidade muito baixos, e assim, valores de B

ou C menores que 1.

.149.

Trabalhos experimentais sustentam, no entanto, o

conceito de que B ou C = 1 em t = O para argilas moles satura

das independentemente do·histórico de tensões e do incremento de

carga.

A rigidez do solo ensaiado nao explicou os

valores de e encontrados.

baixos

6. A medição de poro-pressoes é influenciada pela

rigidez relativa do sistema de leitura, isto é, pela razão entre

a compressibilidade deste e do solo e pelo grau de saturação do

corpo de prova. As medidas de poro-pressões realizadas em oedó

metros que não permitem o uso de contra-pressão são questi·oná

veis. ·Ensaios realizados com contra-pressão, para melhorar a

saturação, indicam coeficientes de adensamento maiores. que os de

finidos através de ensaios convencionais. Enfatiza-se, assim,

o uso da contra-pressão em ensaios de adensamento.

7. Trabalhos experimentais indicam ainda que a co~

pressao secundária permitida no estágio anterior, em um ensaio

de adensamento, influi na forma das curvas de dissipação de

pressões·neutras e de deformação versus logaritmo de tempo, mas

não influi na pressao neutra inicial desenvolvida em se tratando

de argilas moles saturadas.

8. Tem-se dúvida se as calibrações feitas para

verificar a elasticidade da .. mernbrana .,reproduziriam ·fielmente o

.150.

comportamento da mesma no ensaio,onde ela é extremamente soli

citada nos bordos, havendo uma influência mais significativada

mesma nos resultados dos ensaios. Sugere-se que seja feita u

ma outra calibração que retrate mais fielmente o comportamento

da membrana.

9 • O ponto máximo da curvam x logã V V

lece -:·se logo apos a pressão de pré-adensamento· e este

estabe

ponto

está ligado à região de pressões onde o so·lo é mais compressí

vel. Sugere-se para uma .estimativa da press·ão de pré~adensa -

menta a pressao correspondente ao ponto· médio entre o

de inflexão e o máximo da curva mv x logov.

ponto

Quanto a aplicação dos ensaios realizados no oe

dômetro hidráulico na previsão de recalques no campo:

1. Os valores de coeficiente de adensamento na

faixa de pressoes próxima à pressão de pré-adensamento mostra

ram-se algo dispersos. Estes dados aproximaram-se, no

to, dos resultados obtidos por Jucá (1981) através de

entan

instru

mentação de campo e com a utilização de um estudo paramétrico.

2. Não se estabeleceu nenhuma influência do

valor do incremento de pressão nos valores de Coeficiente de

adensamento embora a bibliografia preveja dissipação de pre~

sões neutras mais rápida para menores incrementas.

.151.

3. Os ensaios convencionais indicaram

cientes de adensamento mais baixos. Supõe-se que isto

coefi

seja

devido a problemas de saturação da amostra. Ressalta-se, as

sim, a importância da utilização de contra-pressão em ensaios

oedométricos principalmente quanto â definição de coeficientes

de adensamento.

8 - REFERtNCIAS E BIBLIOGRAFIA

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