Resultados do Ensaio Triaxial Consolidado Não Drenado

4.9.5.1. OBTENÇÃO DAS CARACTERÍSTICAS RESISTENTES

Como se referiu, num ensaio triaxial consolidado não drenado os resultados são obtidos em termos de tensões totais ( ) mas é possível obter as tensões efectivas ( ) se se medirem as pressões intersticiais ( ). Uma vez que houve consolidação para tensões de confinamento diferentes, o índice de vazios dos três provetes compactados de um e outro lado da curva de compactação são diferentes, sendo tanto menores quanto maiores as pressões de confinamento. Deste modo existe alteração da resistência do material já que esta está associada à sua compacidade, ou seja, quanto menor o índice de vazios, maior é a compacidade do material e, portanto, maior será a sua resistência ao corte. Obtêm-se assim três círculos de Mohr em tensões efectivas com diâmetros diferentes que aumentam com a tensão de consolidação. A envolvente de rotura do solo é a recta tangente aos três círculos e é uma recta inclinada com declive (Critério de Mohr-Coulomb) tal como referido antes. Uma vez que os círculos de Mohr são obtidos no estado crítico, a ordenada na origem dessa recta ( ) é nula, já que se admite que ocorre a rotura de todas as ligações entre as partículas do solo.

As envolventes de rotura são obtidas por regressão linear dos pontos de intersecção dos círculos com a recta. No caso da envolvente de rotura de Mohr Coulomb os pontos utilizados para obter a recta por regressão não são os pontos tangentes, mas antes os pontos máximos de cada círculo definido em tensões efectivas, obtidos pelas coordenadas e , de acordo com a Eq. 4.17. Os parâmetros dessa recta auxiliar (declive e ordenada na origem ) são convertidos através da Eq. 4.18 nos parâmetros da envolvente de rotura (declive e ordenada na origem ).

{

{

Na Figura 4.56 encontram-se representadas as trajectórias no plano ( , ) com diferentes abordagens ao problema da correcção da área. A figura refere-se a um ensaio triaxial consolidado não drenado para uma tensão de confinamento de 100 kPa e relativo a uma amostra compactada do lado húmido. Como é possível observar e de acordo com o referido no ponto relativo à realização do ensaio, constata-se que existem diferenças significativas caso se

opte ou não por corrigir a área. Com a correcção da área o facto de a superfície de corte da amostra ser maior leva a que, para uma mesma deformação, a tensão de corte seja menor. A área foi corrigida para todas as amostras ensaiadas de modo a conferir uma interpretação mais correcta dos resultados.

Figura 4.56 – Trajectórias no plano ( , ) do ensaio triaxial não drenado de uma amostra compactada do lado húmido, consolidada para uma tensão isotópica de 100 kPa, considerando ou não a correcção da área

A análise dos resultados dos ensaios triaxiais será menos exaustiva do que a análise que se fez relativamente aos ensaios edométricos porque só se realizaram ensaios em provetes saturados. Uma vez que o objectivo era simplesmente traçar a envolvente de rotura do solo caso ele seja compactado com teores em água diferentes, optou-se por organizar os resultados de forma a que fosse apresentado em texto corrente somente os círculos de Mohr e respectiva envolvente de rotura para as amostras compactadas do lado seco ou do lado húmido assim como as trajectórias das tensões efectivas (TTE) correspondentes. Optou-se ainda por colocar as figuras relativas às variações da tensão deviatórica e da pressão intersticial com a deformação axial, controladas num único ensaio triaxial, remetendo-se para anexos os demais.

4.9.5.2. RESULTADOS OBTIDOS

Como se referiu, foram compactadas amostras do lado seco e do lado húmido, consolidadas isotropicamente para tensões diferentes.

Do lado húmido, os provetes foram consolidados paras as tensões de 70, 100 e 150 kPa. A Figura 4.57 apresenta a envolvente de rotura das amostras, para os casos em que esta passa na origem ou não. Como será referido adiante, para efeitos de obtenção das envolventes, a não consideração de uma coesão aparente levaria a uma estimativa grosseira da envolvente de rotura, na medida em que o valor obtido não é baixo o suficiente para poder ser desprezado.

0 50 100 150 200 250 300

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

q - tensão deviatórica (kPa)

δε_a - Deformações axiais (%) Sem correcção da área

Com correcção da área

Figura 4.57 – Envolvente de rotura Mohr Coulomb (LEC) para as amostras compactadas do lado húmido

No Quadro 4.16 encontra-se um resumo dos valores da coesão aparente ( ) e do ângulo de resistência ao corte em termos de tensões efectivas ( ) para as amostras compactadas do lado húmido tendo em conta o facto da envolvente de rotura passar ou não na origem. No mesmo quadro apresentam-se também os valores obtidos considerando ou não a correcção de área, sendo notória a diferença nos parâmetros de cálculo da resistência não drenada de um solo, podendo induzir erros substanciais na avaliação do comportamento do solo. A opção pela correcção da área revela-se portanto fundamental para uma compreensão mais realista das características do solo e também conservativa porque os valores obtidos sem correcção são maiores do que os obtidos com a correcção.

Quadro 4.16 – Parâmetros de resistência ao corte das amostras compactadas no lado húmido Envolvente de rotura 90 kPa. Ao contrário da amostra compactada do lado húmido, no lado seco a coesão aparente é desprezável e pode ser considerada nula, pelo que a envolvente de rotura (Figura 4.58) passa obrigatoriamente na origem, o que está de acordo com a teoria dos estados críticos.

y = 0,452x + 30,265

Figura 4.58 – Envolvente de rotura Mohr Coulomb (LEC) para as amostras compactadas do lado seco

Quadro 4.17 – Parâmetros de resistência ao corte das amostras compactadas no lado seco Envolvente de rotura parâmetros de resistência ao corte das amostras compactadas do lado húmido e do lado seco, tendo em conta a correcção da área da superfície de corte.

Quadro 4.18 – Parâmetros de resistência ao corte das amostras compactadas do lado húmido e do lado seco Envolvente de rotura

Tendo em conta o já referido, os valores da coesão aparente no final dos ensaios deveriam ser nulos. Foi o verificado para as amostras do lado seco mas não para as amostras do lado húmido. Uma possível explicação é eventualmente o solo não estar saturado (podendo resultar daí alguma coesão) no entanto, além de se ter garantido que os valores do parâmetro B de

Skempton eram superiores a 95%, analisou-se o teor em água na desmontagem considerando a variação de volume do provete e o teor em água saturado e, de facto, corresponde a um valor máximo do valor saturado calculado com o índice de vazios na montagem.

Se eventualmente fosse considerada nula a coesão aparente para ambas as amostras, como se viu no Quadro 4.18 os valores do ângulo de resistência ao corte seriam praticamente iguais, o que corresponde, teoricamente, ao esperado. Neste caso admite-se que as deformações atingidas na fase de corte foram suficientes para destruir a estrutura do solo independentemente do ponto da curva em que este foi compactado. Deste modo o material resultante é completamente desestruturado e tem ângulo de resistência ao corte igual. Assim, a coesão é uma medida do erro do ensaio o que justifica não ser considerada como um parâmetro resistente para ensaios de corte em materiais saturados.

É de salientar ainda que, tendo em conta informações recolhidas junto do Laboratório Nacional de Engenharia Civil para amostras recolhidas in situ do material utilizado na construção do núcleo da barragem de Odelouca, obteve-se um ângulo de resistência ao corte de 29º e uma coesão de 10 kPa. Contudo, como se referiu no início deste capítulo aquando da caracterização do material em estudo, para a realização dos vários ensaios apenas foi utilizada a fracção argilosa (solo do núcleo que passou no peneiro ASTM #4), logo os materiais são diferentes sendo no entanto os resultados obtidos muito semelhantes, como não poderia deixar de ser.

O facto de se ter medido parâmetros de resistência ao corte diferentes do lado seco ou do lado húmido foi analisado com mais cuidado. Poderá não ter havido desestruturação completa ou esta ter sido diferente para as amostras compactadas do lado húmido ou do lado seco. No lado húmido as deformações axiais atingidas podem não ter sido suficientes para levar à destruição de todas a ligações entre agregados. No lado seco, para a mesma deformação, pode-se ter conseguido a destruição completa das ligações e consequentemente levar o solo ao estado crítico, com uma coesão aparente nula. Os diferentes comportamentos podem dever-se ao facto de as amostras compactadas do lado seco possuírem uma estrutura mais aberta na compactação. Assim, na molhagem, houve alterações estruturais significativas que depois com a aplicação do corte fazem com que este seja suficiente para destruir a estrutura e chegar ao estado crítico. Esta explicação também foi dada por Wheeler e Sivakumar (2000) ao observarem resultados semelhantes aos obtidos neste trabalho em amostras compactadas com diferentes teores em água e saturadas posteriormente. De acordo com os mesmos autores, uma possível explicação pode ter a ver com o que foi analisado nas porosimetrias por intrusão de mercúrio em que se verificava a existência de dois picos: um devido ao arranjo macroestrutural dos agregados de partículas de uma argila com os seus macro vazios e outro devido à microestrutura dos agregados em si. Assim, o estado crítico observado nos ensaios triaxiais eventualmente corresponde sobretudo à destruição da macroestrutura sendo que a microestrutura do solo que é relativa aos agregados de argila dispostos individualmente, não chega a atingir um estado crítico. Pode-se assim explicar a existência de alguma coesão

aparente nas amostras do lado húmido já que, como se analisou nas porosimetrias por intrusão de mercúrio, nestas amostras praticamente só existe um pico que é relativo à microestrutura do solo. Deste modo, uma vez que a estrutura deste solo é quase predominantemente devido à componente micro, percebe-se que existe uma maior dificuldade em destruir a estrutura induzida ao contrário das amostras compactadas do lado seco.

Devido aos erros associados aos ensaios (coesão aparente diferente) e as reservas descritas pelos autores referidos pensa-se que os resultados não são conclusivos e é necessário realizar mais ensaios concebidos para averiguar se realmente ocorre a desestruturação completa devido ao corte independentemente do ponto da curva de compactação para o qual as amostras são compactadas.

Outra fonte de erro pode dever-se a problemas de viscosidade, ao facto da máxima deformação axial ser pequena apesar de estar de acordo com a norma, ou então devido ao facto de o corte ter sido demasiado rápido (velocidade de corte não conseguiu dissipar as pressões intersticiais). Uma vez que no presente ensaio considerou-se para efeitos de cálculo que o corte ocorreria para uma deformação axial de 15% e que a velocidade de corte aplicada foi de 0,025 mm/h, fica no ar a possibilidade de realmente estes factores poderem estar na origem da coesão aparente verificada. Dever-se-ia portanto ter procurado realizar novos ensaios com uma velocidade de corte menor e com o corte obtido para deformações axiais de aproximadamente 20%, o que, como é natural e será discutido nas conclusões, seria impossível tendo em conta o tempo necessário para a realização deste trabalho assim como o tempo necessário para efectuar este tipo de ensaios, sobretudo a fase de consolidação.

Uma vez obtidos os parâmetros relativos à resistência ao corte das amostras, a partir das Eq.

4.19 e Eq. 4.20, podem ser obtidos os valores do gradiente da linha de estados críticos ( ) e o valor que esta intersecta no eixo das tensões deviatóricas ( ), respectivamente.

2

Figura 4.59 – Trajectória das tensões efectivas para as várias amostras do lado húmido, consolidadas para tensões diferentes

Figura 4.60 – Trajectória das tensões efectivas para as várias amostras do lado seco, consolidadas para tensões diferentes

No Quadro 4.19 encontram-se os valores obtidos para a linha de estados críticos.

0

TTE tensão de consolidação de 90 kPa 1,46

Quadro 4.19 – Resumo dos valores do gradiente da linha de estados críticos obtidos

Como se nota, no lado húmido o ajuste com a recta definida usando os parâmetros a passar na origem não é tão bom como o obtido usando os parâmetros afectados do erro do ensaio.

De seguida, nas Figura 4.61 e Figura 4.62 apresentam-se as variações da tensão deviatórica e da pressão intersticial com as deformações axiais ao longo do ensaio triaxial para a amostra compactada do lado húmido com uma tensão de consolidação de 100 kPa com o respectivo valor de rigidez distorcional para uma deformação axial de 0,5% ( ). Como se referiu, as figuras relativas aos restantes ensaios encontram-se em anexo.

Figura 4.61 – Variação das deformações axiais e das tensões deviatóricas ao longo do ensaio triaxial consolidado não drenado da amostra compactada do lado húmida e consolidada para uma tensão de 100 kPa

Figura 4.62 – Variação das deformações axiais e das pressões intersticiais ao longo do ensaio triaxial consolidado não drenado da amostra compactada do lado húmida e consolidada para uma tensão de 100 kPa

0