MINISTÉRIO DA DEFESA

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MINISTÉRIO DA DEFESA EXÉRCITO BRASILEIRO

DEPARTAMENTO DE CIÊNCIA E TECNOLOGIA INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA

CURSO DE MESTRADO EM ENGENHARIA DE TRANSPORTES

LÍGIA AZEVEDO BERBERT

AVALIAÇÃO DOS COEFICIENTES DE ADENSAMENTO VERTICAL E HORIZONTAL DE UM DEPÓSITO DE SOLO MOLE PARA A PREVISÃO DE

RECALQUES EM OBRAS DE INFRAESTRUTURA

Rio de Janeiro 2016

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INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA

LÍGIA AZEVEDO BERBERT

AVALIAÇÃO DOS COEFICIENTES DE ADENSAMENTO VERTICAL E HORIZONTAL DE UM DEPÓSITO DE SOLO MOLE PARA A PREVISÃO DE RECALQUES EM OBRAS DE INFRAESTRUTURA

Dissertação de Mestrado apresentada ao Curso de Mestrado em Engenharia de Transportes do Instituto Militar de Engenharia, como requisito parcial para a obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia de Transportes.

Orientadora: Prof^a. Maria Esther Soares Marques – D.Sc.

Rio de Janeiro 2016

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c 2016

INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA Praça General Tibúrcio, 80 – Praia Vermelha Rio de Janeiro – RJ CEP: 22.290-270

Este exemplar é de propriedade do Instituto Militar de Engenharia, que poderá incluí-lo em base de dados, armazenar em computador, microfilmar ou adotar qualquer forma de arquivamento.

É permitida a menção, reprodução parcial ou integral e a transmissão entre bibliotecas deste trabalho, sem modificação de seu texto, em qualquer meio que esteja ou venha a ser fixado, para pesquisa acadêmica, comentários e citações, desde que sem finalidade comercial e que seja feita a referência bibliográfica completa.

Os conceitos expressos neste trabalho são de responsabilidade do(s) autor(es) e do(s) orientador(es).

629.04 Berbert, Lígia Azevedo

B484a Avaliação dos Coeficientes de Adensamento Vertical e Horizontal de um Depósito de Solo Mole

para a Previsão de Recalques em Obras de Infraestrutura / Lígia Azevedo Berbert; orientada por Maria Esther Soares Marques – Rio de Janeiro: Instituto Militar de Engenharia, 2016.

182p.: il.

Dissertação (mestrado) – Instituto Militar de Engenharia – Rio de Janeiro, 2016.

1. Curso de Engenharia de Transportes – teses e dissertações. 2. Solos moles. 3. Engenharia civil. 4.

Mecânica dos solos. I. Marques, Maria Esther Soares. II. Título. III. Instituto Militar de Engenharia.

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Dedico este trabalho às minhas avós Ignezita e Elcy (in memoriam).

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AGRADECIMENTOS

A Deus e à espiritualidade amiga, por me guiarem em todos os instantes, permitindo transpor os mais difíceis obstáculos com alegria e paz.

Aos meus pais Sandra e Durval, pelo amor e por estarem sempre presentes. Agradeço também pela educação e o incentivo aos estudos.

Ao Euler, meu grande amor, pelo carinho e apoio imprescindível que me deu em todos os momentos durante o mestrado. Obrigada pela paciência e pelas palavras de injeção de ânimo.

À professora Esther, pela dedicação e carinho com que sempre me orientou. Obrigada pelos ensinamentos e pelo entusiasmo com o que os faz.

A todos meus familiares e amigos, pelos momentos de descontração e pelas mensagens de apoio, tornando o caminho mais fácil de trilhar. Em especial, Tia Léia, Danyelle Grillo, Camila Oliveira, Jussara Angelo, Thiago Araújo e Cida Gomes.

Aos colegas e amigos da Prodec, em especial Márcio Gomes, Alvaro Falcão, Fabrício Cassaro e Mônica Vital, pelo companheirismo e por compreenderem minha ausência, que por vezes se fez necessária.

Ao engenheiro Hugo Guida, quem eu muito admiro pelo exemplo de profissional e caráter.

Agradeço pelo apoio na realização do mestrado e pelos ensinamentos diários.

Ao amigo e geólogo Francisco Danciger, que soube, sabiamente, transmitir palavras de conforto nos momentos difíceis, como se adivinhasse minhas aflições. Agradeço também pelas valiosas referências e dicas.

Aos colegas do IME, especialmente Cassia e Rômulo, pelos adoráveis momentos ao longo do curso e pelas dúvidas compartilhadas.

Aos colegas da Planave, em especial Leandro Vaz, pelo incentivo a iniciar o mestrado.

À CRO/1, pelo apoio prestado, essencial para realização desta dissertação.

À empresa IQS e aos colaboradores William Braga, Lorena, Wilson, Nilo e Francisco, pela atenção com que me receberam no campo e no laboratório e pela experiência compartilhada.

À banca examinadora, pelos comentários e contribuição a este trabalho.

À Prodec Consultoria, hoje minha segunda casa, por me permitir realizar o mestrado e por incentivar o aprendizado contínuo.

Ao Instituto Militar de Engenharia e a todos os professores que contribuíram para meu aprendizado.

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“O correr da vida embrulha tudo. A vida é assim:

esquenta e esfria, aperta e daí afrouxa, sossega e depois desinquieta. O que ela quer da gente é coragem...”

GUIMARÃES ROSA

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SUMÁRIO

LISTA DE ILUSTRAÇÕES ... 10

LISTA DE TABELAS ... 13

LISTA DE SÍMBOLOS ... 14

LISTA DE SIGLAS ... 16

1 INTRODUÇÃO ... 19

1.1 Considerações Iniciais ... 19

1.2 Objetivos ... 20

1.3 Justificativa e Motivação ... 21

1.4 Organização da Dissertação ... 22

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 24

2.1 Aceleração de Recalques com Drenos Verticais ... 24

2.1.1. Adensamento Unidimensional com Fluxo Tridimensional ... 25

2.1.2 Adensamento com Drenagem Puramente Radial ... 27

2.1.3 Considerações Sobre o Amolgamento no Desempenho dos Drenos ... 30

2.1.4 Efeito da Resistência Hidráulica dos Drenos Verticais ... 32

2.2 Métodos de Obtenção do Coeficiente de Adensamento Horizontal ... 33

2.2.1 Ensaios de Campo ... 34

2.2.2 Ensaios de Laboratório ... 36

2.2.3 Análises de Monitoramento de Campo ... 40

2.3 Considerações Parciais ... 41

3 DESCRIÇÃO DA ÁREA DE ESTUDO ... 42

3.1 Área de Estudo ... 42

3.2 Descrição do Meio Físico ... 44

3.2.1 Origem e Formação dos Sedimentos Quaternários ... 46

3.3 Investigações Geotécnicas ... 47

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4 ENSAIOS DE CAMPO E COLETA DE AMOSTRAS INDEFORMADAS . 49

4.1 Sondagens à Percussão ... 49

4.2 Ensaios de Palheta ... 52

4.2.1 Descrição dos Ensaios ... 55

4.2.2 Resultados dos Ensaios de Palheta ... 57

4.3 Coleta de Amostras Indeformadas ... 59

4.3.1 Coletas Realizadas ... 61

4.3.2 Tubos Amostradores Utilizados ... 62

5 ENSAIOS DE LABORATÓRIO ... 65

5.1 Ensaios de Caracterização ... 65

5.1.1 Análise Granulométrica ... 65

5.1.2 Limites de Atterberg ... 67

5.1.3 Massa Específica dos Grãos ... 67

5.1.4 Teor de Matéria Orgânica... 68

5.1.5 Resultados dos Ensaios de Caracterização ... 68

5.2 Ensaios de Adensamento ... 73

5.2.1 Determinação dos Parâmetros de Compressibilidade ... 74

5.2.2 Determinação dos Coeficientes de Adensamento ... 78

5.2.3 Qualidade das Amostras ... 80

5.2.4 Descrição dos Ensaios ... 83

5.2.5 Resultados ... 88

6 ANÁLISE DOS RESULTADOS ... 93

6.1 Resistência ao Cisalhamento Não Drenada ... 94

6.2 Qualidade das Amostras Indeformadas ... 95

6.3 Parâmetros de Compressibilidade ... 98

6.4 História de Tensões do Depósito ... 100

6.5 Coeficientes de Adensamento ... 102

6.6 Permeabilidade ... 120

6.7 Análise da Evolução de Recalques a Partir de Diferentes Relações Entre os Coeficientes de Adensamento Horizontal e Vertical ... 123

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7 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS ... 125

8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ... 129

9 ANEXOS ... 137

9.1 Anexo 1: Gráficos de Torque x Rrotação Obtidos dos Ensaios de Palheta ... 138

9.2 Anexo 2: Curvas de Compressibilidade dos Ensaios Oedométricos ... 138

9.3 Anexo 3: Curvas de Adensamento ... 163

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LISTA DE ILUSTRAÇÕES

FIG. 2.1 Representação da região intacta e amolgada ao redor de um dreno e dos parâmetros

geométricos de, ds e dw ... 31

FIG. 2.2 Esquema da célula unitária do adensamento radial e da variação do coeficiente de permeabilidade ao redor do dreno: à esquerda a célula unitária equivalente e à direita a célula unitária idealizada (modificado de ABUEL-NAGA et al., 2012) 32 FIG. 2.3 Ensaio de adensamento com drenagem radial interna na célula de SHIELDS E ROWE (1965) (Adapatado de COÊLHO, 1997) ... 37

FIG. 3.1 Localização da área em estudo ... 42

FIG. 3.2 Delimitação da área de estudo: Zona 1 e Zona 2 ... 43

FIG. 3.3 Mapa Geoambiental do Rio de Janeiro e marcação das Zonas 1 e 2 (Fonte: CPRM, 2000) ... 45

FIG. 3.4 Sub-bacia do Rio Piracão (6) e demarcação da área em estudo (Fonte: IPP, 2004) 46 FIG. 3.5 Ilhas de investigação e exemplo de arranjo de uma ilha ... 48

FIG. 4.1 Execução da sondagem à percussão Z1-SP-62. ... 50

FIG. 4.2 Mapa de isoespessuras das Zonas 1 e 2 ... 51

FIG. 4.3 Perfil geológico-geotécnico de uma seção da Zona 1 ... 51

FIG. 4.4 Perfis de umidade natural: à esquerda dados da Zona 1 e à direita dados da Zona 2 ... 52

FIG. 4.5 Execução do ensaio de palheta: colocação do conjunto haste- palheta no furo (a) e aplicação manual do torque (b). ... 56

FIG. 4.6 Dificuldade na mobilização entre furos: veículo atolado ... 56

FIG. 4.7 Perfil de Su natural: (a) resultados da Zona 1 e (b) resultados da Zona 2 ... 58

FIG. 4.8 Curvas torque x rotação: Z2-EP-14-2,0m ... 58

FIG. 4.9 Curvas torque x rotação: Z1-EP-27-3,0m ... 59

FIG. 4.10 Tubo de PVC utilizado nas retiradas de amostras: a) detalhe do bisel na extremidade externa e b) tubo com amostras, lacrados e identificados ... 63

FIG. 5.1 Curva granulométrica da amostra Z1-AI-27-7,0m. ... 66

FIG. 5.2 Perfil dos parâmetros de caracterização do solo ... 71

FIG. 5.3 Gráfico de Plasticidade de Casagrande ... 72 FIG. 5.4 Gráfico e x log σ`v: curva de compressibilidade e identificação dos parâmetros . 75

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FIG. 5.5 Linha de fim do secundário para OCR=2 e variação do índice de vazios

correspondente ao adensamento secundário (Δesec). ... 77

FIG. 5.6 Interpretação da curva de adensamento pelo método de Casagrande (a) e pelo método de Taylor (b). ... 79

FIG. 5.7 Efeito do amolgamento nas curvas de compressibilidade e de adensamento (FERREIRA e COUTINHO, 1988; COUTINHO et al. 1998; adaptado por ALMEIDA e MARQUES, 2003) ... 81

FIG. 5.8 Esquema de moldagem dos corpos de prova na direção horizontal e vertical ... 84

FIG. 5.9 Armazenamento das amostras. ... 85

FIG. 5.10 Marcação dos segmentos de um tubo a serem cortados. ... 85

FIG. 5.11 Procedimentos de moldagem dos corpos de prova: a) redução do atrito entre a amostra e a parede do tubo; b) retirada da amostra com auxílio de um peso; c) cravação do anel com a amostra na posição natural; d) retirada do excesso de material ao redor do anel; e e) acerto final da base e do topo do corpo de prova. 86 FIG. 5.12 Moldagem de um CP vertical: a) corte em meia cana da amostra e b) cravação do anel na amostra rotacionada 90º de sua posição original ... 87

FIG. 5.13 Acessórios da célula de adensamento (a) e célula montada (b) ... 87

FIG. 5.14 Prensa utilizada nos ensaios de adensamento oedométrico. ... 88

FIG. 5.15 Comparação dos resultados de c_v (ou c_h) obtidos pelos métodos de Taylor e de Casagrande ... 92

FIG. 6.1 Resultados dos ensaios de palheta: Su da argila indeformada e amolgada da Zona 1 (a) e da Zona 2 (b) e sensibilidade das Zonas 1 e 2 (c) ... 94

FIG. 6.2 Curva de compressibilidade (e x log σ`v) de uma amostra amolgada (Z1-AI-04). 97 FIG. 6.3 Correlação estatística entre o índice de compressão (Cc) e a umidade natural (wn): argilas da área de estudo (Zonas 1 e 2); argilas do BRT; argilas de Santa Cruz (CAMPOS, 2006); argilas da Barra da Tijuca e do Recreio dos Bandeirantes (NASCIMENTO, 2009); argilas brasileiras (SILVA, 2013). ... 98

FIG. 6.4 Comparação entre OCR estimado pelo ensaio de palheta e pelo ensaio oedométrico ... 101

FIG. 6.5 Curvas de compressibilidade, de deformação específica e de variação dos coeficientes de adensamento dos CPs da amostra Z1-AI-18-1,5m. ... 106

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FIG. 6.7 Curvas de compressibilidade, de deformação específica e de variação dos

coeficientes de adensamento dos CPs da amostra Z1-AI-29-2,0m. ... 108

FIG. 6.15 Variação com a profundidade dos coeficientes de adensamento horizontal e vertical, a partir dos ensaios oedométricos ... 117

FIG. 6.16 Razão c_h/c_v versus índices de vazios dos solos. ... 119

FIG. 6.17 Relações entre o índice de vazios e o logaritmo da permeabilidade vertical ... 122

FIG. 6.18 Evolução dos recalques com o tempo ... 124

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LISTA DE TABELAS

TAB. 4.1 Classificação das argilas quanto à sensibilidade ... 54

TAB. 4.2 Verticais, profundidades e resultados dos ensaios de palheta ... 57

TAB. 4.3 Verticais e profundidades de amostragem ... 62

TAB. 5.1 Resultados dos ensaios de caracterização ... 69

TAB. 5.2 Critérios para classificação da qualidade da amostra ... 82

TAB. 5.3 Critério de Coutinho (2007) modificado (Andrade, 2009) ... 82

TAB. 5.4 Ensaios de adensamento realizados ... 84

TAB. 5.5 Resumo dos parâmetros de compressibilidade dos CPs moldados na horizontal . 89 TAB. 5.6 Coeficientes de adensamento dos CPs moldados na horizontal (cv), para o domínio normalmente adensado (σ`_v = 100 kPa) ... 91

TAB. 6.1 Avaliação da qualidade das amostras, a partir de ensaios oedométricos ... 96

TAB. 6.2 Coeficientes de adensamento considerando a mesma tensão efetiva vertical ... 103

TAB. 6.3 Coeficientes de adensamento considerando o mesmo índice de vazios ... 116

TAB. 6.4 Valores típicos de coeficiente de permeabilidade k, em m/s ... 122

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LISTA DE SÍMBOLOS

av ‒ módulo de compressibilidade vertical C ‒ coeficiente de forma

Ca ‒ índice de área

Cc ‒ índice de compressão

ch ‒ coeficiente de adensamento horizontal Ci ‒ relação de folga interna

Cr ‒ índice de recompressão Cs ‒ índice de expansão

cv ‒ coeficiente de adensamento vertical D ‒ diâmetro das partículas do solo de ‒ diâmetro de influência de um dreno D_e ‒ diâmetro máximo externo do tubo D_i ‒ diâmetro interno do tubo amostrador D_ib ‒ diâmetro interno do bisel de corte

d_m ‒ diâmetro equivalente do mandril de cravação d_s ‒ diâmetro da área afetada pelo amolgamento d_w ‒ diâmetro equivalente do dreno

e ‒ índice de vazios

e0 ‒ índice de vazios inicial do corpo de prova

ev0 ‒ índice de vazios correspondente à tensão vertical efetiva de campo F(n) ‒ função da densidade de drenos

fs ‒ resistência lateral do cone G ‒ módulo de cisalhamento do solo Gs ‒ densidade relativa

Hd ‒ distância de drenagem IP ‒ índice de plasticidade Ir ‒ índice de rigidez do solo k ‒ coeficiente de permeabilidade

k`h ‒ coeficiente de permeabilidade na região amolgada kh ‒ coeficiente de permeabilidade horizontal

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k_v ‒ coeficiente de permeabilidade vertical L ‒ comprimento característico do dreno 𝑙 ‒ distância entre drenos

m_v ‒ coeficiente de variação volumétrica

q_c ‒ resistência de ponta medida no ensaio de cone

q_w ‒ capacidade de descarga do dreno submetido a um gradiente unitário

r ‒ coordenada de posição radial de um ponto genérico, representando sua distância ao centro de drenagem.

R ‒ raio do piezocone St ‒ sensibilidade da argila

Su ‒ resistência ao cisalhamento não drenada Sua ‒ resistência do solo amolgado

t ‒ tempo

T ‒ fator tempo correspondente à porcentagem de adensamento U ‒ porcentagem de dissipação da poropressão, grau de adensamento u ‒ poropressão

Uh ‒ grau de adensamento devido à drenagem radial wL ‒ limite de liquidez

wn ‒ teor de umidade natural do solo wP ‒ limite de plasticidade

z ‒ profundidade do ponto considerado

α ‒ fator que relaciona OCR, resistência não drenada e tensão efetiva vertical in situ γ_w ‒ peso específico da água

Δe_sec ‒ variação do índice de vazios correspondente ao adensamento secundário εsec ‒ deformação secundária

εv ‒ deformação vertical específica σ`h ‒ tensão horizontal efetiva σ`v ‒ tensão vertical efetiva

σ`vm ‒ tensão efetiva de sobreadensamento σ`vo ‒ tensão vertical efetiva in situ

σh ‒ tensão horizontal σv ‒ tensão vertical

µ ‒ viscosidade do fluido

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LISTA DE SIGLAS

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas AP antes do presente

BRT Bus Rapid Transit

CP corpo de prova

CPRM Companhia de Pesquisa de Recursos Minerais CPTu ensaio de piezocone

CR razão de compressão

CRS ensaio de adensamento com velocidade de deformação constante EMBRAPA Empresa Brasileira de Pesquisa Agropecuária

EP ensaio de palheta

GIS unidade gleissolo salino indiscriminado IA índice de atividade

JMJ Jornada Mundial da Juventude LC limite de contração

MO matéria orgânica

NA nível d`água

NBR norma da Associação Brasileira de Normas Técnicas OCR razão de sobreadensamento

PUC Rio Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro

PVC Polyvinyl chloride

RR índice de recompressão RSA razão de sobreadensamento SPT Standard Penetration Test

SUCS Sistema Unificado de Classificação dos Solos UFRJ Universidade Federal do Rio de Janeiro UTM Universal Transversa de Mercator

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RESUMO

Conhecer bem os parâmetros que regem o processo do adensamento é de fundamental importância para o dimensionamento de drenos verticais e para a previsão de como os recalques dos aterros construídos sobre solos moles ocorrerão com o tempo. Nesta dissertação foi utilizada uma técnica alternativa para medição do coeficiente de adensamento horizontal por meio dos ensaios oedométricos. Em sequência, buscou-se verificar a razão entre os coeficientes de adensamento horizontal e vertical (c_h/c_v) para um depósito de solo mole localizado na região de Guaratiba, Rio de Janeiro. Visando a caracterização geomecânica do depósito e a comparação e verificação da coerência dos parâmetros obtidos por diferentes ensaios, foram programadas 15 ilhas de investigação, incluindo sondagens à percussão, 60 ensaios de palheta e 30 coletas de amostras indeformadas. No laboratório foram realizados ensaios de caracterização completa, com determinação do teor de matéria orgânica, e 40 ensaios de adensamento oedométrico, dos quais 30 procederam conforme o método tradicional e 10 seguiram o procedimento proposto para avaliar o coeficiente de adensamento horizontal. Os resultados obtidos foram confrontados com aqueles existentes de áreas próximas, como a Avenida Dom João VI, onde foi executado o corredor de ônibus BRT, outras áreas de Guaratiba, Santa Cruz, Recreio dos Bandeirantes e Barra da Tijuca. No geral, as características e propriedades do solo analisado se mostraram coerentes entre si e com os registros na literatura para as argilas moles da Baixada de Sepetiba, localizada na Zona Oeste da cidade do Rio de Janeiro.

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ABSTRACT

The parameters that govern the process of consolidation are very important for the design of vertical drains and to predict how the settlements of embankments built on soft soils will occur with the time, thus the studies to obtain reliable parameters are very important. In this dissertation it was used an alternative technique for measuring horizontal coefficient of consolidation from oedometer tests. In sequence, it was evaluated the ratio of the horizontal and vertical coefficient of consolidation (c_h/c_v) for a soft soil deposit located in the region of Guaratiba, Rio de Janeiro. For proper geotechnical site characterization, field and laboratory tests were carried out in 15 clusters, in order to obtain the integrated visualization and analysis of all results. The program of investigation included standard penetration tests, 60 vane tests and 30 collet of undisturbed soil samples. In the laboratory, complete characterization tests were carried out with determination of organic matter content, and 40 oedometer consolidation tests, 30 of which by the traditional method and 10 followed the proposed procedure to obtain the horizontal coefficient of consolidation. The results were compared against existing geotechnical data from nearby areas, like Avenida Dom João VI, where the bus system BRT lane was implemented, other areas of Guaratiba, Santa Cruz, Recreio and Barra da Tijuca.

Overall, the soil characteristics and properties analyzed proved to be consistent with each other and with the literature about the soft clays of Baixada de Sepetiba, located at West of Rio de Janeiro city.

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1 INTRODUÇÃO

1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

No Brasil, a construção de aterros sobre solos moles torna-se muitas vezes inevitável, seja pela sua extensa faixa litorânea, seja pela ampla rede hidrográfica distribuída em todo o seu território. O litoral, que possui relação direta com o processo histórico de ocupação do país e possibilita, por exemplo, a implantação de portos, frequentemente apresenta depósitos de argilas flúvio-marinhas de elevadas espessuras e de consistência muito mole a mole. Da mesma forma, o interior do continente, caracterizado pela expansão urbana e pela necessidade de obras de infraestrutura, é marcado pela ocorrência de planícies aluviais onde também existem depósitos de sedimentos compressíveis e de grandes espessuras.

Os depósitos de solos moles são indesejáveis para implantação de obras civis por apresentarem baixa resistência ao cisalhamento e baixa capacidade de suporte, e por serem altamente compressíveis. As obras executadas sobre estes depósitos, se não tomados os devidos cuidados, podem apresentar problemas de recalques excessivos ou a ruptura de aterros, gerando, além de prejuízos financeiros, atrasos na entrega da obra.

Para enfrentar a necessidade de transpor as áreas de depósitos de solos moles, existem hoje diversas alternativas de projeto. Os métodos mais usuais na construção de aterros rodoviários são a remoção e substituição do solo mole, utilização de drenos verticais associados a sobrecargas, aterros leves, constituídos por isopor ou outro material, e aterros estruturados sobre estacas com plataforma flexível ou rígida. A escolha da solução dependerá de diversos fatores e para auxiliar nesta tomada de decisão é imprescindível ter o conhecimento da estratigrafia e das características e propriedades geotécnicas do solo compressível de fundação.

Dentre as técnicas acima citadas, destaca-se o emprego de drenos verticais, os quais propiciam um aumento na velocidade de adensamento primário através da criação de uma drenagem radial em adição à drenagem vertical existente, diminuindo o caminho de percolação, além de aproveitar o fato de a permeabilidade horizontal do solo ser geralmente maior do que a vertical.

Quanto mais rápido ocorre a dissipação de poropressão, mais rapidamente se tem o ganho

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de resistência do solo de fundação e o aumento da estabilidade do aterro, diminuindo, consequentemente, o tempo de construção.

Os primeiros estudos de drenos verticais datam dos anos de 1920. Apesar da teoria e emprego abrangerem muitas décadas, há ainda grande dificuldade na determinação do coeficiente de adensamento horizontal e do efeito da cravação dos drenos neste parâmetro.

As argilas de Sarapuí e da Barra da Tijuca, no Rio de Janeiro, foram extensivamente estudadas por pesquisadores, incluindo numerosos ensaios de campo e de laboratório, e análises do comportamento dos drenos verticais, contribuindo para uma boa base de dados geotécnicos referentes a estas regiões. COUTINHO (1976), ao estudar as características de adensamento com drenagem radial de Sarapuí, obteve valores para a razão entre o coeficiente de adensamento horizontal e o coeficiente de adensamento vertical na faixa de 1,5 a 2,5 (ch/cv).

Esta correlação, associada a outros parâmetros do solo, é fundamental para o dimensionamento dos drenos verticais.

Neste contexto, a falta de valores da razão entre os coeficientes de adensamento horizontal e vertical obtidos em laboratório, ou razão de permeabilidade, para a região oeste da cidade do Rio de Janeiro, faz com que os projetistas adotem valores obtidos em outros depósitos argilosos, como o de Sarapuí.

A expansão crescente de Guaratiba, região de estudo da presente dissertação, principalmente após a construção do túnel da Grota Funda, implica na execução de novas vias e terminais, a exemplo dos corredores expressos BRTs. Sendo assim, é inevitável a construção de aterros sobre solos moles, de ocorrência generalizada nesta área. Visando a aplicação de drenos verticais em fundações deste tipo, a adoção de parâmetros de outros depósitos, como a razão de permeabilidade, pode acarretar em previsões equivocadas da evolução dos recalques na obra.

Isto porque depósitos diferentes provavelmente diferem na estratigrafia, na mineralogia e na história de tensões, e, consequentemente, as características e propriedades geomecânicas não são iguais.

1.2 OBJETIVOS

O principal objetivo do trabalho é avaliar a relação entre os coeficientes de adensamento horizontal e vertical de um depósito de argila mole, utilizada no dimensionamento de drenos

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verticais e na previsão da evolução de recalques de aterros sobre solos moles no país.

Neste trabalho de pesquisa foi utilizada uma metodologia de ensaio não usual para medição do coeficiente de adensamento horizontal em laboratório por meio de carregamento oedométrico.

Buscou-se verificar também a influência das características e propriedades geotécnicas nos valores dos coeficientes de adensamento obtidos, como a granulometria, o índice de vazios e o nível de tensões.

Como objetivo secundário, foi realizada uma pesquisa sobre a história geológica dos solos da região em estudo, obtendo-se conhecimento sobre a formação dos mesmos e, consequentemente, os comportamentos geotécnicos esperados. Além disto, foi feito um levantamento de dados das características dos solos moles de regiões próximas, apresentados em outros trabalhos, contribuindo para a formação de uma base de dados e para as comparações com os resultados dos ensaios do depósito em estudo.

Ainda como parte do objetivo secundário, foi realizada a caracterização do depósito quanto à resistência ao cisalhamento não drenada, estudo sobre a qualidade das amostras, avaliação da relação entre o índice de compressão e o teor de umidade natural, verificação da razão de sobreadensamento e ajuste na equação que correlaciona a história de tensões com a resistência obtida no ensaio de palheta.

Para o cumprimento desses objetivos foram desenvolvidas análises baseadas nos resultados dos ensaios de campo e de laboratório realizados. As investigações de campo consistiram na realização de sondagens à percussão, ensaios de palheta e coleta de amostras indeformadas de solo. A partir das amostras indeformadas foram executados os ensaios oedométricos e de caracterização completa, incluindo determinação do teor de matéria orgânica.

1.3 JUSTIFICATIVA E MOTIVAÇÃO

A necessidade de se construir sobre depósitos de argilas moles é um problema recorrente nos projetos de aeroportos, portos, rodovias e ferrovias. Existem diversas soluções para enfrentar este problema e a escolha dependerá de fatores como: profundidade da camada de baixa resistência; finalidade da obra, ou seja, se é possível conviver ou não com o recalque;

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prazos; custos; materiais disponíveis, entre outros.

Os drenos verticais têm tido grande aplicabilidade nas obras de aterros rodoviários, portuários, aeroportuários e demais empreendimentos da construção civil. Seu uso tem como finalidade acelerar o processo de adensamento primário, reduzindo os prazos das obras. A determinação destes prazos, no entanto, depende do conhecimento das particularidades de cada solo de fundação, principalmente no que diz respeito à relação entre o coeficiente de permeabilidade horizontal e vertical do solo. Na falta deste dado, é comum adotar parâmetros de trabalhos realizados em outros depósitos, que podem não ser representativos do local em questão, acarretando em comportamentos de recalque diferentes do esperado.

Conhecer como o recalque se desenvolverá com o tempo permite um melhor planejamento das obras, ao possibilitar a definição do momento adequado para alteamento dos aterros, se este processo deverá ser em etapas e o quanto de sobrecarga será necessário. A ruptura de aterros e danos à estrutura do pavimento são exemplos do que ocorre quando não se respeita este planejamento.

Com a ocupação crescente da região de Guaratiba, onde há ocorrência de depósitos de solos moles de espessuras da ordem de até 13,5m, é necessário o melhor conhecimento do comportamento geotécnico destes depósitos, fornecendo subsídios para os futuros projetos de infraestrutura que se desenvolverão na região.

Como motivação, a realização deste trabalho contribuirá para o aprendizado sobre o tema solos moles, aplicando-o na prática de projetos de infraestrutura de transportes.

1.4 ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO

Esta dissertação está dividida em sete capítulos, incluindo o atual.

No segundo capítulo é feita uma revisão da literatura sobre a utilização de drenos verticais visando a aceleração de recalques, discute-se brevemente sobre os métodos de obtenção dos coeficientes de adensamento horizontal e por fim são apresentadas as conclusões parciais.

No terceiro capítulo é apresentado o depósito em estudo, incluindo sua localização e características físicas e geológicas. Fala-se, resumidamente, sobre as ilhas de investigação programadas.

No quarto capítulo são descritos os ensaios de campo e a coleta de amostras indeformadas.

(24)

Os resultados dos ensaios também são apresentados neste capítulo.

No quinto capítulo são detalhados os ensaios de laboratório e seus respectivos resultados são apresentados.

No sexto capítulo são feitas as análises dos resultados e são apresentados, oportunamente, os dados geotécnicos de outros depósitos de solos moles localizadas em Guaratiba, Santa Cruz, Recreio dos Bandeirantes e Barra da Tijuca, para fins de comparação.

No sétimo capítulo, que é o último, apresentam-se as conclusões da presente pesquisa e sugestões para trabalhos futuros.

(25)

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 ACELERAÇÃO DE RECALQUES COM DRENOS VERTICAIS

A proposta de utilização de drenos verticais para aceleração de recalques surgiu nos anos de 1920 e o seu processo de funcionamento foi patenteado em 1926 por Daniel E. Moran, quando em busca de um meio de melhorar as características dos solos compressíveis sob aterros rodoviários (MORAN et al., 1958). Moran sugeriu pela primeira vez a utilização de drenos verticais, constituídos por areia, na estabilização de um depósito de solo mole sob o acesso de uma ponte na Califórnia, Estados Unidos. Embora não levada a diante, a sugestão levou a Califórnia Division of Highways a conduzir uma série de ensaios de campo e de laboratório entre 1933 e 1934 a fim de verificar o comportamento dos drenos verticais. Constatou-se que as amostras com drenos adensavam 20 a 25 vezes mais rápido do que as amostras sem drenos. Em 1934 a experiência foi finalmente aplicada na prática e descrita por PORTER (1936).

Desde então vários estudos foram desenvolvidos sobre os drenos verticais, buscando-se o conhecimento sobre as teorias de adensamento que regem o fenômeno (RENDULIC, 1935;

CARRILLO, 1942; BARRON, 1948), a melhoria nas técnicas de instalação dos drenos, a consideração do amolgamento do solo ao redor dos dispositivos (efeito smear) e o aprimoramento dos materiais empregados.

A partir dos anos 1970 começaram a ser utilizados os drenos pré-fabricados (ALMEIDA E MARQUES, 2010), que foram evoluindo até os modelos atuais, conhecidos como geodrenos ou drenos fibroquímicos, basicamente formados por um núcleo de PVC ranhurado envolto por material filtrante feito de geossintético não tecido. Algumas vantagens dos geodrenos em relação aos drenos de areia são: maior produtividade na instalação, maior capacidade drenante, maior controle de qualidade e uniformidade na fabricação industrializada e a alta resistência mecânica aos esforços que são submetidos durante a cravação no terreno e durante o processo de adensamento do solo mole.

Independente do tipo de dreno vertical, se de areia ou fibroquímico, o princípio de funcionamento é o mesmo. A instalação dos dispositivos, adequadamente espaçados entre si e com comprimento de forma a atravessar a camada de argila, propicia um aumento na

(26)

velocidade de adensamento primário através da criação de uma drenagem radial em adição à drenagem vertical existente, o que diminui drasticamente o caminho de percolação. Soma-se ainda o fato de a drenagem radial ser usualmente mais rápida do que a vertical devido à anisotropia da permeabilidade inerente ao solo (JAMIOLKOWSKI et al., 1983).

Consequentemente, a dissipação de poropressão ocorre em tempo muito menor e mais rapidamente se tem um ganho na resistência do solo de fundação e na estabilidade do aterro.

Ressalta-se, no entanto, que os drenos verticais promovem apenas a aceleração dos recalques, não interferindo na sua magnitude total.

Os drenos verticais pré-fabricados são instalados no terreno com o auxílio de um mandril (tubo de aço) e possuem uma sapata de cravação que permite sua ancoragem quando da remoção do mandril. Na parte superior do terreno executa-se um colchão drenante, de forma a conduzir a água captada pelos geodrenos para a atmosfera. Detalhes sobre a captação da água, de forma a garantir a eficiência do sistema de drenos, são descritos por SANDRONI (2006b).

Exemplos de utilização de drenos verticais em obras são relatados em HANSBO et al.

(1981), ALMEIDA et al. (2005), BEDESCHI (2004), INDRARATNA et al. (2005) e CASCONE e BIONDI (2013).

A utilização da técnica de drenos verticais geralmente é associada à execução de sobrecarga temporária, permitindo uma maior eficiência no aceleramento dos recalques. No entanto, o enfoque é dado apenas aos drenos, por estarem associados ao objeto de interesse desta dissertação.

O item a seguir aborda as teorias de adensamento que levam em consideração a drenagem radial propiciada pelos drenos verticais. Mostra-se a importância do conhecimento dos coeficientes de adensamento vertical e horizontal, este último principalmente, para a boa estimativa da evolução dos recalques com o tempo.

2.1.1. Adensamento unidimensional com fluxo tridimensional

O processo de adensamento unidimensional onde o fluxo ocorre segundo uma direção com componentes horizontais e verticais (x, y e z) pode ser representado pela Equação 2.1 a seguir (TERZAGHI, 1943):

𝜕𝑢

𝜕𝑡 = 𝑐_𝑣(𝜕²𝑢

𝜕𝑥²+𝜕²𝑢

𝜕𝑦²+𝜕²𝑢

𝜕𝑧²) 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏

(27)

Admitindo-se o efeito de anisotropia e que, consequentemente, as permeabilidades horizontal e vertical são diferentes, tem-se a Equação 2.2:

𝜕𝑢

𝜕𝑡= 𝑐_ℎ(𝜕²𝑢

𝜕𝑥²+𝜕²𝑢

𝜕𝑦²) + 𝑐_𝑣(𝜕²𝑢

𝜕𝑧²) 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟐 onde ch e cv são, respectivamente, os coeficientes de adensamento horizontal e vertical, x e y são as duas direções horizontais e z a direção vertical.

Considerando que nas direções x e y a permeabilidade é a mesma, o valor do coeficiente de adensamento horizontal é dado pela Equação 2.3:

𝑐_ℎ= 𝑘_ℎ(1 + 𝑒)

𝑎_𝑣𝛾_𝑤 = 𝑘_ℎ

𝑚_𝑣𝛾_𝑤 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟑 onde:

k_h – coeficiente de permeabilidade horizontal;

e – índice de vazios;

av – módulo de compressibilidade vertical;

γw – peso específico da água; e

mv – coeficiente de variação volumétrica.

O valor do coeficiente de adensamento vertical é dado pela Equação 2.4, semelhante à equação utilizada para obtenção do coeficiente de adensamento horizontal:

𝑐_𝑣 = 𝑘_𝑣(1 + 𝑒)

𝑎_𝑣𝛾_𝑤 = 𝑘_𝑣

𝑚_𝑣𝛾_𝑤 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟒

onde kv é o coeficiente de permeabilidade vertical.

Sendo o processo de adensamento simétrico em relação a um eixo, torna-se mais conveniente representar a Equação 2.2 em termos de coordenadas cilíndricas, obtendo-se a Equação 2.5:

𝜕𝑢

𝜕𝑡 = 𝑐_ℎ(𝜕²𝑢

𝜕𝑟² +1 𝑟

𝜕𝑢

𝜕𝑟) + 𝑐_𝑣𝜕²𝑢

𝜕𝑟² 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟓 onde r é a coordenada de posição radial de um ponto genérico, representando sua distância ao

(28)

centro de drenagem.

A Equação 2.5 considera, portanto, um fluxo combinado vertical e horizontal, o que ocorre, por exemplo, nas bordas de um aterro sem drenos ou quando da utilização de drenos em camadas argilosas de espessuras relativamente pequenas, menores do que 10,0m (ALMEIDA e MARQUES, 2010).

CARRILLO (1942) demonstrou que o processo de adensamento com fluxo tridimensional pode ser decomposto em um fluxo radial plano e um fluxo linear vertical, possibilitando solucionar vários tipos de problemas de fluxo bidimensional ou tridimensional. Se Uh é o grau de adensamento médio de uma camada de argila devido a uma drenagem radial em um dado instante t e Uv é o grau de adensamento médio decorrente da drenagem vertical no mesmo instante, o grau de adensamento médio Uv,h devido a uma drenagem combinada é dado pela Equação 2.6, apresentada por CARRILLO (1942):

(1 − 𝑈_𝑣,ℎ) = (1 − 𝑈_𝑣) 𝑥 (1 − 𝑈_ℎ ) 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟔

O cálculo de U_v é feito por meio da expressão da teoria de adensamento de TERZAGHI e FRÖLICH (1936), representada por TAYLOR (1948) pelas seguintes equações simplificadas:

𝑇_𝑣 = 𝜋

4𝑥 𝑈_𝑣², para U_v< 60% 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟕 𝑇_𝑣 = 0,9332𝑥 log(1 − 𝑈_𝑣) − 0,0851, para U_v > 60% 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟖

onde T_v é o fator tempo e depende do coeficiente de adensamento vertical (c_v) e da distância de drenagem (H_d), para um tempo t, conforme a expressão a seguir:

𝑇_𝑣 = 𝑐_𝑣 . 𝑡

𝐻_𝑑² 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟗

Para a obtenção de U_h pode-se utilizar as equações descritas a seguir.

2.1.2 Adensamento com drenagem puramente radial

Segundo COÊLHO (1997), foi no período entre 1940 e 1942 que Barron, baseado na teoria

(29)

de adensamento de TERZAGHI e FRÖLICH (1936), começou a desenvolver procedimentos de projeto que culminaram no seu trabalho clássico de uma teoria de adensamento com drenos verticais de areia (BARRON, 1948). Até então, os projetos e as instalações dos drenos eram feitos em bases empíricas.

No desenvolvimento de sua teoria, BARRON (1948) considerou duas condições extremas que podem ocorrer em uma camada de solo: deformações verticais livres (free vertical strains), resultantes de uma distribuição uniforme de carregamento na superfície, e deformações verticais iguais (equal vertical strains), resultantes da imposição de mesma deformação vertical em todos os pontos da superfície.

Retornando a Equação 2.5, caso seja desprezada a drenagem vertical, tem-se a Equação 2.10 a seguir, que representa o adensamento considerando apenas a drenagem radial.

𝜕𝑢

𝜕𝑡 = 𝑐_ℎ(𝜕²𝑢

𝜕𝑟² +1 𝑟

𝜕𝑢

𝜕𝑟) 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟎

A partir da Equação 2.10, assumindo a condição de deformações verticais iguais, BARRON (1948) obteve a expressão para o cálculo do grau de adensamento médio da camada U_h, conforme segue (Equação 2.11):

𝑈_ℎ = 1 − 𝑒^−[8𝑇^ℎ^/𝐹(𝑛)] 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟏

sendo definido:

𝑇_ℎ = 𝑐_ℎ. 𝑡

𝑑_𝑒² 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟐

𝐹(𝑛) = 𝑛²

𝑛 − 1ln(𝑛) −3𝑛²− 1

4𝑛² ≅ ln(𝑛) − 0,75 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟑

𝑛 = 𝑑_𝑒

𝑑_𝑤 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟒

onde:

Uh – grau de adensamento médio devido ao fluxo radial;

Th – fator tempo horizontal;

(30)

F(n) - função da densidade de drenos;

d_e – diâmetro de influência de um dreno; e dw – diâmetro equivalente.

O diâmetro de influência dos drenos, de, está relacionado ao espaçamento entre eles e a sua distribuição, se em malha quadrada ou triangular.

Se os drenos forem dispostos em malha quadrada de lado 𝑙, a área do quadrado formado é igual à área do círculo equivalente, conforme segue:

𝑙² = 𝜋𝑑_𝑒²

4 ∴ 𝑑_𝑒 = 1,13𝑙 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟓

Caso a disposição seja em malha triangular, iguala-se a área do hexágono formado à área do círculo equivalente, obtendo-se:

𝑙²√3

2 = 𝜋𝑑_𝑒²

4 ∴ 𝑑_𝑒 = 1,05𝑙 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟔

Para determinação do diâmetro equivalente, dw, HANSBO (1979) propõe que o perímetro do dreno equivalente (seção circular) seja o mesmo do dreno real. Como os drenos pré-fabricados em geral possuem formato retangular, de dimensões a e b, tem-se:

𝜋𝑑_𝑤 = 2(𝑎 + 𝑏) ∴ 𝑑_𝑤 =2(𝑎 + 𝑏)

𝜋 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟕

Para a condição de deformações verticais livres, o grau de adensamento médio é expresso em termos de funções de Bessel. A solução analítica para este caso pode ser visualizada em BARRON (1948) e RICHART (1959). De acordo com RICHART (1959), a diferença entre as duas soluções, considerando deformações livres ou iguais, torna-se pouco relevante para valores de n maiores do que 10. No caso dos geodrenos, cujo valor de n é maior do que 5, a diferença é maior apenas no início do adensamento, sendo praticamente inexistente para U>50%. ALMEIDA e MARQUES (2010) também comentam que as duas soluções são muito próximas, tornando-se mais conveniente utilizar a equação de deformações verticais iguais, devido a sua simplicidade.

(31)

2.1.3 Considerações sobre o amolgamento no desempenho dos drenos

O trabalho de BARRON (1948) foi um dos primeiros a apresentar soluções para o adensamento considerando ainda o amolgamento (efeito de smear) do solo na periferia dos drenos e a resistência do próprio dreno ao fluxo.

Durante o processo de cravação dos drenos são causadas perturbações no solo nas adjacências da região trabalhada. Os efeitos podem ser mais ou menos intensos a depender da sensibilidade da argila, do método e do tipo de mandril utilizados na instalação dos drenos (SCHMIDT, 1992). Como consequência do amolgamento, a permeabilidade do solo é reduzida, diminuindo a velocidade de adensamento, além de a magnitude do recalque poder ser maior (SAYE, 2001).

Ao se especificar o espaçamento entre os drenos deve ser considerado, então, que se os mesmos forem locados muito próximos, há uma perda significativa de sua eficiência. Desta forma, SAYE (2001) indicou uma maneira de se limitar o espaçamento entre os drenos baseada na razão entre os coeficientes de adensamento horizontal e vertical do depósito, c_h/c_v. Definindo a razão de espaçamento modificada, n`, como a razão entre o diâmetro de influência do geodreno e o diâmetro equivalente do conjunto sapata-mandril, o autor sugeriu que para c_h/c_v = 1,0, o espaçamento entre drenos fosse associado ao valor de n`=7 e que, para c_h/c_v da ordem de 4, ao valor de n`=10.

O amolgamento da argila ao redor do dreno ocasiona uma condição de fronteira entre a região não perturbada e a amolgada, não considerada na Equação 2.13, conforme esquematizado na Figura 2.1. Tendo em vista a redução do coeficiente de permeabilidade na região onde ocorre o rearranjo do solo, HANSBO (1981) propõe que se deve somar ao valor de F(n) daquela equação o valor de F(s):

𝐹_𝑠 = (𝑘_ℎ

𝑘`_ℎ− 1) . ln (𝑑_𝑠

𝑑_𝑤) 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟖

onde:

kh – coeficiente de permeabilidade na região intacta;

k`_h – coeficiente de permeabilidade na região amolgada;

ds – diâmetro da área afetada pelo amolgamento e igual a 2dm, sendo dm o diâmetro equivalente do mandril de cravação retangular de dimensões w e l, dado por:

(32)

𝑑_𝑚 = √4

𝜋𝑤. 𝑙 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟏𝟗

FIG. 2.1 – Representação da região intacta e amolgada ao redor de um dreno e dos parâmetros geométricos de, ds e dw

Os valores de k`_h raramente são obtidos por ensaios e a razão k_h/k`_h pode ser estimada por meio da seguinte relação com a anisotropia da permeabilidade (HANSBO, 1981):

𝑘_ℎ 𝑘`_ℎ =𝑘_ℎ

𝑘_𝑣 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟐𝟎

Ou seja, a anisotropia de permeabilidade kh/kv é uma relação importante a ser definida no projeto de drenos e será discutida ao longo desta dissertação. Como referência, COUTINHO (1976) encontrou valores de kh/kv variando entre 1,5 e 2,5 para a argila do depósito de Sarapuí, enquanto INDRARATNA et al. (2005) indicam valores entre 1 e 6, com média de 2,5, considerando diferentes depósitos pesquisados por outros autores.

Alguns estudos mais recentes (BASU et al. (2006) e ABUEL-NAGA et al. (2012)) recomendam uma alteração na teoria proposta por HANSBO (1981) por julgarem necessária a consideração de uma zona de transição entre a região amolgada e a intacta, onde o coeficiente de permeabilidade aumenta gradualmente à medida que se afasta do dreno, como indicado na Figura 2.2. As equações que consideram este aspecto podem ser consultadas em ABUEL-NAGA et al.(2012). Modelos mais complexos, no entanto, por vezes não se

(33)

justificam, haja vista que as incertezas de certos valores, como os de c_h adotados no dimensionamento dos drenos, podem ser muito mais significativas do que a influência das variações da permeabilidade ao redor do dreno (RIXNER et al., 1986).

FIG. 2.2 – Esquema da célula unitária do adensamento radial e da variação do coeficiente de permeabilidade ao redor do dreno: à esquerda a célula unitária equivalente e à direita a célula

unitária idealizada (modificado de ABUEL-NAGA et al., 2012)

2.1.4 Efeito da resistência hidráulica dos drenos verticais

Na dedução da Equação 2.11, BARRON (1948) considerou a condição ideal de permeabilidade infinita dos drenos. No entanto, durante o adensamento da camada de argila mole, podem ocorrer dobramentos e colmatação dos drenos, contribuindo para a redução de sua capacidade de descarga.

Para avaliar a resistência hidráulica dos drenos, ORLEACH (1983) propôs, a partir das equações de HANSBO (1981), a seguinte equação:

𝑊_𝑞 = 2𝜋𝑘_ℎ

𝑞_𝑤 𝐿² 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟐𝟏

onde qw é a capacidade de descarga do dreno submetido a um gradiente unitário e L é o comprimento característico do dreno. Quando a drenagem ocorre somente por uma extremidade do dreno, o comprimento característico é igual ao próprio comprimento do dreno

(34)

e, quando a drenagem ocorre nas duas extremidades, o comprimento característico é igual à metade do dreno.

Para valores de Wq menores do que 0,1, a resistência hidráulica pode ser desprezada. Caso contrário, deve-se acrescentar ao valor de F(n), na Equação 2.13, o valor de Fq a seguir (HANSBO, 1981):

𝐹_𝑞= 𝜋𝑧(𝐿 − 𝑧)𝑘_ℎ

𝑞_𝑤 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟐𝟐

onde z é a profundidade do ponto considerado.

Como Fq é função de z, tem-se que Uh = f(z). De acordo com ALMEIDA (1992), adota-se, então, um valor médio de U_h.

2.2 MÉTODOS DE OBTENÇÃO DO COEFICIENTE DE ADENSAMENTO

HORIZONTAL

O coeficiente de adensamento é o parâmetro do solo que controla a evolução dos recalques ao longo do tempo. Como visto no item anterior, a determinação do coeficiente de adensamento horizontal (ou radial) e a relação entre a permeabilidade horizontal e vertical são de suma importância para o dimensionamento dos drenos verticais. O coeficiente de adensamento, tanto horizontal quanto vertical, está diretamente relacionado ao coeficiente de permeabilidade k do solo e é inversamente proporcional ao coeficiente de variação volumétrica mv (Equações 2.3 e 2.4).

Em relação à permeabilidade do solo, TAYLOR (1948) propôs a seguinte equação:

𝑘 = 𝐷² 𝛾_𝑤 𝜇

𝑒³

1 + 𝑒 𝐶 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟐𝟑

A Equação 2.23 indica que a permeabilidade é influenciada pelo diâmetro das partículas do solo (D), pelo peso específico do fluido que percola o solo (γw), pela viscosidade do fluido (µ), pelo índice de vazios (e) e pelo coeficiente de forma (C).

(35)

Dentre os fatores que influenciam a permeabilidade dos solos, mostrando que, a rigor, este parâmetro não é propriamente uma característica do mesmo, destaca-se a viscosidade do fluido a ser drenado. Quanto menor a viscosidade, maior será a condutividade hidráulica do solo, sendo que a viscosidade varia inversamente com a temperatura do meio. Os efeitos da temperatura na viscosidade e consequentemente, nas características de adensamento do solo, são abordados por MARQUES (1996).

Outros fatores que influenciam a permeabilidade do solo, destacados por PINTO (2006) são: o grau de saturação do solo, uma vez que as bolhas de ar de um solo não saturado constituem obstáculos ao fluxo d`água; e a estrutura e anisotropia do solo, sendo que as partículas de solos sedimentares tendem a ter as maiores dimensões orientadas na posição horizontal, o que contribui para a permeabilidade horizontal ser maior do que a vertical.

A avaliação do coeficiente de adensamento é uma das tarefas mais difíceis da engenharia geotécnica, dada a grande variabilidade que este parâmetro costuma apresentar e as diversas considerações que devem ser feitas na interpretação dos resultados conforme o ensaio utilizado para sua obtenção.

São consideradas três maneiras básicas de se obter o coeficiente de adensamento horizontal: por meio de ensaios de campo, como a medida de dissipação de poropressão ou ensaio de permeabilidade in situ; por meio de ensaios de laboratório, como ensaio oedométrico ou ensaio triaxial; e por meio de retroanálises ao instrumentar os recalques em campo quando da construção dos aterros. A seguir é feita uma breve abordagem sobre cada método e, em seguida, discute-se as vantagens e desvantagens de cada um. Cabe ressaltar que o objetivo principal do presente trabalho será cumprido através de ensaios de laboratório.

2.2.1 Ensaios de campo

Uma das maneiras de se obter o coeficiente de adensamento horizontal é a partir de ensaios de dissipação de poropressão durante a cravação do piezocone (CPTu). Nas profundidades especificadas, a cravação do piezocone é interrompida e monitora-se a dissipação do excesso de poropressão gerada no entorno do transdutor de pressão. O tempo de ensaio é variável e depende das características do solo, sendo que, em geral, especifica-se a duração equivalente a, pelo menos, 50% da dissipação do excesso de poropressão.

Através do desenvolvimento matemático baseado na teoria de expansão da cavidade cilíndrica e calibrações em campo, é possível relacionar o tempo (t) e a forma da curva de

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dissipação com o coeficiente de adensamento horizontal do solo. O procedimento para se determinar o tempo (t) correspondente à dissipação desejada, a partir da curva de dissipação, é discutido por SCHNAID et al. (1997) e o método mais utilizado atualmente para a determinação do ch é o proposto por HOULSBY e TEH (1988).

Os valores de ch obtidos dessa forma, no entanto, correspondem a propriedades de solo na faixa pré-adensada, uma vez que durante a penetração do cone o solo ao seu redor é submetido a elevados níveis de deformação e comporta-se como um solo em recompressão (BALIGH e LEVADOUX, 1986). Uma maneira de se estimar o valor de ch no domínio de comportamento normalmente adensado (NA) é apresentada por JAMIOLKOWSKI et al. (1985), a saber:

𝑐_ℎ(𝑁𝐴) =𝑅𝑅

𝐶𝑅 𝑐_ℎ(𝑝𝑖𝑒𝑧𝑜𝑐𝑜𝑛𝑒) 𝐄𝐐. 𝟐. 𝟐𝟒

onde RR/CR é a relação entre o índice de recompressão e compressão virgem. A título de exemplo, LACERDA e ALMEIDA (1995) apresentaram o valor de 0,10 para a relação RR/CR, e BALDEZ (2013) encontrou valores variando entre 0,07 e 0,14, ambos considerando ensaios realizados nas argilas da Barra da Tijuca, na cidade do Rio de Janeiro.

Além da variação de RR/CR, uma das limitações do método acima para se obter o c_h é a dificuldade na definição das condições de contorno e do nível de tensões a que o solo está submetido, sendo que o coeficiente de adensamento pode variar significativamente com o nível de tensões.

ATKINSON e ELDRED (1981) sugeriram que a melhor maneira de calcular c_h e c_v seria combinar os resultados de compressibilidade (mv) do ensaio de adensamento convencional com os de permeabilidade (k_h e k_v) determinada in situ.

Determinações diretas da permeabilidade in situ em solos de baixa permeabilidade (k <

10^-6 m/s) podem ser feitas com piezômetros do tipo Casagrande, que também são uma alternativa para acompanhar as variações do coeficiente de permeabilidade dos solos durante o período de construção. Este piezômetro consiste basicamente em um tubo vertical, de extremidade perfurada, que permite o fluxo de água entre o solo e o tubo até a equalização da pressão hidrostática. O tempo necessário para essa equalização é chamado tempo de retardo (time lag) e é inversamente proporcional à permeabilidade do solo e varia com as características geométricas do tubo (TEIXEIRA, 2012). A partir dos registros da velocidade com que ocorre a equalização do nível d`água, o coeficiente de permeabilidade pode ser obtido pelas equações

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diferenciais de HVORSLEV (1949), que são apresentadas por TEIXEIRA (2012).

TEIXEIRA (2012) ressalta que uma das possíveis fontes de erros a ser considerada na interpretação dos ensaios é o amolgamento do solo adjacente ao piezômetro durante a sua instalação.

2.2.2 Ensaios de laboratório

Vários autores realizaram ensaios de laboratório visando simular o adensamento com a presença de drenos verticais ou simplesmente a obtenção do coeficiente de adensamento horizontal, citando-se como exemplo o trabalho de SILVEIRA (1950), BARROS (1951), MCKINLAY (1961), SHIELDS e ROWE (1965), COUTINHO (1976), COÊLHO (1997) e TEIXEIRA (2012).

SILVEIRA (1950) apud COÊLHO (1997) realizou ensaios de adensamento com drenagem radial interna em amostras de argila mole da Baixada Fluminense, Estado do Rio de Janeiro, utilizando-se de equipamentos convencionais. No centro dos corpos de prova era inserido um dreno constituído de alteração de rocha areno-micácea. O problema deste ensaio era a eventual diferença entre as compressibilidades do corpo de prova e do dreno.

Segundo CÔELHO (1997), na tentativa de eliminar este problema, BARROS (1951) foi um dos primeiros a realizar ensaios com drenagem radial externa, executando um dreno de areia externo ao corpo de prova. No entanto, surgia outro problema a ser considerado, o atrito entre o corpo de prova e o dreno.

MCKINLAY (1961) realizou ensaios com drenagem radial externa usando um anel de aço poroso, de permeabilidade relativamente alta. Porém, no decorrer dos ensaios, a permeabilidade do anel diminuía, prejudicando os resultados. O autor também executou alguns ensaios no oedômetro convencional com corpos de prova obtidos a partir de uma rotação de 90º da sua posição natural. Os valores do coeficiente de adensamento obtidos nesses últimos ensaios foram intermediários entre aqueles obtidos nos ensaios convencionais e os ensaios com drenagem radial, sendo mais próximos destes.

ESCARIO e URIEL (1961) executaram ensaios de adensamento no equipamento triaxial, permitindo apenas a drenagem radial. O procedimento consistiu em deixar uma camada de 5mm de areia micácea ao redor da amostra e discos plásticos entre a amostra e as pedras porosas de topo e base, de forma a impedir a drenagem vertical. Nestes ensaios houve a preocupação em usar um material drenante que apresentasse uma compressibilidade um pouco maior que a da

(38)

argila. Para tanto, foi feita uma mistura adequada entre areia e mica. Os autores também desenvolveram uma solução do problema do adensamento com fluxo radial externo para a condição de deformações verticais iguais (equal strain) e um procedimento para obtenção do coeficiente de adensamento horizontal.

Segundo SHIELDS e ROWE (1965) o ensaio no equipamento triaxial apresentava maiores dificuldades de manuseio. SHIELDS e ROWE (1965) desenvolveram então uma sofisticada célula de adensamento, hoje conhecida como célula de Rowe, para realizar ensaios com drenagem radial (Figura 2.3). Um disco rígido era apoiado no topo da amostra, sobre o qual existia um diafragma de borracha onde se aplicava a tensão vertical por meio de pressão hidráulica. O disco rígido permitia simular a condição de equal strain e, caso fosse removido, simulava-se a condição de free strain. A drenagem radial ocorria internamente com a instalação de um dreno de areia no centro da amostra. O equipamento possibilitava o controle da drenagem e a medida de poropressão, porém o problema da influência da compressibilidade do dreno persistia. Para o cálculo do coeficiente de adensamento horizontal, os autores usaram um método de ajuste similar ao de Taylor (1948).

FIG. 2.3 – Ensaio de adensamento com drenagem radial interna na célula de SHIELDS e ROWE (1965) (Adapatado de COÊLHO, 1997)

COUTINHO (1976) realizou ensaios permitindo apenas drenagem radial, interna e externa, e também fez ensaios com apenas drenagem vertical, o que permitiu obter relações entre as permeabilidades horizontal e vertical (k_h/k_v). Nos ensaios de drenagem interna, foram utilizados os equipamentos triaxial e edométrico, enquanto que nos de drenagem externa,

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apenas o edométrico foi utilizado. A argila estudada foi a do depósito de Sarapuí, na Baixada Fluminense.

Para a drenagem radial interna foi instalado um dreno central na amostra constituído pela mistura de areia e mica em uma proporção tal que sua compressibilidade fosse aproximadamente igual a da argila estudada. Os drenos foram instalados por três métodos distintos com o objetivo de se analisar a influência do método de instalação no valor de ch. Nos ensaios de drenagem radial externa, foi feita uma adaptação do equipamento edométrico e deixou-se uma pedra porosa circundando externamente o corpo de prova. Porém, o próprio autor cita que a adaptação da célula neste caso pode acarretar em erros grosseiros nos coeficientes determinados. Ao avaliar os dois tipos de ensaio, COUTINHO (1976) notou que os valores de ch diferiam entre si e supôs que a diferença seria devido ao atrito lateral existente entre o anel de pedra porosa e o corpo de prova de solo e por causa de uma drenagem indesejada, chamada parasita, que ocorre nos ensaios com drenagem radial interna. A interpretação dos ensaios com drenagem interna foi baseada nas equações de BARRON (1948) e a dos ensaios com drenagem externa, nas equações propostas por ESCARIO e URIEL (1961).

Os valores do coeficiente de adensamento horizontal foram obtidos pelos métodos de Casagrande (logaritmo do tempo) e de Taylor (raiz quadrada do tempo).

DAVIES e HUMPHESON (1981), em busca de determinar as propriedades geotécnicas de um depósito de solo mole para subsidiar o projeto de uma rodovia de ligação em Belfast, Irlanda do Norte, realizaram aterros experimentais com dois tipos de drenos verticais e monitoraram a dissipação de poropressão. Também foram realizados ensaios de adensamento com corpos de prova moldados na posição perpendicular ao eixo do tubo amostrador. O coeficiente de adensamento horizontal foi determinado por meio da retroanálise das curvas de dissipação de poropressão, pelos ensaios de adensamento e pela combinação da permeabilidade horizontal kh de campo com o mv de laboratório. Nos três casos foi observada uma variação não linear semelhante de ch com a tensão efetiva. Os resultados mostraram uma boa concordância entre os dados de laboratório e de campo.

COÊLHO (1997) realizou ensaios de adensamento com drenagem radial interna em equipamento oedométrico. A drenagem era promovida por uma malha hexagonal de drenos de areia no corpo de prova, sendo os furos originados pela cravação de canudos plásticos, do tipo de refrigerante, no solo. A drenagem vertical era impedida. Foram ensaiados corpos de prova com 7, 19 e 37 drenos, possibilitando diferentes valores da razão n. Ensaios de adensamento convencionais também foram conduzidos para que se pudesse comparar as curvas de