Mecanica dos Solos - Craig-401-410

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Figura 7.3
Figura 7.4
= 60. Os primeiros dados apresentam o efeito do sobreadensamento sobre a
interpretação de φ′máx, em que se mostra que o aumento da taxa de
sobreadensamento (OCR) reduz o ângulo de atrito de pico, conforme previsto
no Capítulo 5. Os intervalos dos últimos dados representam os limites da
uniformidade do solo, indo desde os solos uniformes (limite inferior) até os
bem graduados (limite superior).
Efeito do tempo na interpretação de dados do SPT em solos grossos.
Determinação de φ′máx a partir dos dados do SPT em solos grossos.
Interpretação dos dados do SPT para solos finos (cu)
Em princípio, o SPT pode ser usado em solos finos para determinar uma
estimativa da resistência ao cisalhamento não drenada in situ (o ensaio é
rápido, de forma que é possível admitir condições não drenadas). A relação
entre cu e o número de golpes depende de vários fatores em tais solos,
incluindo a taxa de sobreadensamento (OCR) e qualquer fissuração
resultante, a plasticidade (IP) e a sensibilidade (St) do solo. Esse alto nível de
dependência significa que os dados do SPT devem ser usados de forma
qualitativa em tais solos, a fim de fornecer suporte a outros dados de ensaios
in situ ou em laboratório. No entanto, caso seja possível adquirir experiência
suficiente em um determinado tipo de solo, pode-se desenvolver para ele
relações específicas confiáveis que forneçam dados quantitativos (EC7-2,
2007).
Como exemplo, Stroud (1989) demonstrou que, para argilas
sobreadensadas do Reino Unido, cu/N60 ≈ 5 para IP > 30%. Para argilas com
índice de plasticidade menor, esse valor aumenta para aproximadamente
cu/N60 = 7 com IP = 15%.
Esse grupo de argilas apresenta várias similaridades, em geral, sendo
sobreadensadas, fissuradas e insensíveis. Em consequência, a dispersão na
correlação é baixa, e o SPT pode ser usado em tais solos com algum grau de
confiança, o que explica sua popularidade na prática no Reino Unido. Deve-
se mencionar que é usado o número de golpes não normalizado (N60), uma
vez que cu é um parâmetro da tensão total e, portanto, é independente da
tensão efetiva no solo. Clayton (1995) mostrou, usando a Argila de Londres
(London Clay, que foi parte do banco de dados de Stroud), que, se a
fissuração fosse removida pela remoldagem de tais solos, cu/N60 ≈ 11 ― isto
é, em solos não fissurados, deve ser usado um valor mais alto de cu/N60 ao
interpretar os dados do SPT em solos finos. Isso é consistente com a prática
dos Estados Unidos, em que cu/N60 = 10 é usado de forma rotineira (Terzaghi
e Peck, 1967). Em solos sensíveis, Schmertman (1979) sugeriu que os lados
do amostrador de SPT, que contribuem com aproximadamente 70% da
resistência à penetração em argilas, costumam ser controlados pela resistência
remoldada, ao passo que a base é influenciada pela resistência ao
cisalhamento indeformada e não drenada do solo abaixo do amostrador. Isso
Figura 7.5
sugere que, em solos sensíveis,
em que C é o valor de cu/N60 para uma argila insensível (St = 1). Para usar a
Equação 7.4, a sensibilidade pode ser estimada por meio da Equação 5.45.
Combinando a Equação 7.4 com outras recomendações destacadas nesta
seção, uma interpretação experimental dos dados do SPT em solos finos é
mostrada na Figura 7.5.
Estimativa de cu a partir dos dados do SPT em solos finos.
7.3 Ensaio de Palheta (FVT, Field Vane Test)
Em contraste com o ensaio de SPT, cujo uso predominante se dá com solos
grossos, o ensaio FVT é usado sobretudo para determinação in situ das
características de resistência não drenada de argilas intactas e completamente
saturadas. Siltes e tilitos glaciais também podem ser caracterizados por meio
desse método, embora a confiabilidade de tais dados seja mais questionável,
sendo indicado confirmá-los por dados de outros ensaios, se possível. O
ensaio não é adequado para solos grossos. Em particular, o ensaio FVT é
muito apropriado para argilas moles, cuja resistência ao cisalhamento, se
medida em laboratório, pode ser alterada de forma significativa pelo processo
de amostragem e manipulação subsequente. Em geral, esse ensaio só é usado
em argilas que apresentem cu < 100 kPa. Esse ensaio pode não fornecer
resultados confiáveis se a argila contiver laminações de areia ou de silte.
Os padrões técnicos que determinam seu uso estão na EN ISO 22476,
Parte 9 (Reino Unido e Europa) e na ASTM D2573 (Estados Unidos). O
equipamento consiste em uma palheta de aço inoxidável (Figura 7.6) de
quatro lâminas retangulares finas, formando 90° entre si e montadas na
extremidade de uma haste de aço de alta resistência; a haste fica no interior
de um tubo preenchido com graxa. O comprimento da palheta é igual a duas
vezes seu diâmetro total, e suas dimensões típicas são 150 mm por 75 mm, e
100 mm por 50 mm. De preferência, o diâmetro da haste não deve ser maior
do que 12,5 mm.
A palheta e a haste são enterradas na argila, abaixo da parte inferior de
um furo de sondagem, até uma profundidade de, pelo menos, três vezes o
diâmetro dele; se forem tomadas as devidas precauções, isso pode ser feito
sem causar perturbação significativa na argila. São usados suportes
constantes para manter a haste e a luva centralizadas no revestimento do furo
de sondagem. O ensaio pode ser realizado em argilas moles, sem um furo de
sondagem, por penetração direta da palheta a partir do nível do solo; nesse
caso, é exigida uma sapata para resguardar a palheta durante a penetração.
Aparelhos com palhetas pequenas e de operação manual também estão
disponíveis para uso em estratos expostos de argila.
O torque é aplicado de forma gradual à extremidade superior da haste, até
que a argila se rompa por cisalhamento em consequência de rotação da
palheta. Essa ruptura ocorre na superfície e nas extremidades de um cilindro
com diâmetro igual à largura total da palheta. A velocidade de rotação da
palheta deve estar dentro do intervalo de 6–12° por minuto. A resistência ao
cisalhamento é calculada a partir da expressão
na qual T é o torque na ruptura, d é o diâmetro total da palheta, e h é o
comprimento dela (ver Figura 7.6). No entanto, a resistência ao cisalhamento
sobre a superfície cilíndrica vertical pode ser diferente daquela nas duas
superfícies horizontais das extremidades em virtude da anisotropia. A
resistência ao cisalhamento costuma ser determinada em intervalos ao longo
da profundidade desejada. Se, após o ensaio inicial, a palheta for girada
rapidamente, desenvolvendo várias revoluções, o solo ficará remoldado; a
resistência ao cisalhamento nessas condições poderá, então, ser determinada,
se necessário. A relação entre os valores de cu in situ e completamente
remoldado determinados dessa maneira fornece a sensibilidade do solo.
A resistência não drenada medida pelo ensaio de palheta é, em geral,
maior do que a resistência média mobilizada ao longo de uma superfície de
ruptura em uma situação de campo (Bjerrum, 1973). Observou-se que a
discrepância era maior quanto maior fosse o índice de plasticidade da argila,
e ela foi atribuída principalmente às diferenças da velocidade de
carregamento entre os dois casos. No ensaio de palheta, a falha por
cisalhamento ocorre em alguns minutos, ao passo que, em uma situação de
campo, as tensões costumam ser aplicadas ao longo de um período de
algumas semanas ou meses. Um fator secundário pode ser a anisotropia.
Bjerrum e, mais tarde, Azzouz et al. (1983) apresentaram fatores de correção
(μ), relacionados empiricamente com IP, de acordo com a Figura 7.7. A
resistência de campo provável (cu) é, então, determinada a partir da
resistência FVT medida (cuFV) (a) usando-se
Figura 7.6
Figura 7.7
O ensaio FVT: (a) disposição geral dos (7.6) equipamentos; (b) geometria da
palheta.
Fator de correção μ para resistência não drenada medida pelo FVT.
O FVT pode ser usado ainda para estimar a taxa de sobreadensamento
(OCR, overconsolidation ratio) do solo, conforme demonstrado por Mayne e
Mitchell (1988). Isso é conseguido usando um segundo fator empírico, αFV,
de forma que:
Considerando um grandebanco de dados com resultados de ensaios de 96
locais diferentes, demonstrou-se que
em que IP é fornecido em porcentagem. A relação entre αFV e IP na Equação
7.8 tem formato similar àquela entre μ e IP (Figura 7.7), de forma que αFV ≈
4μ. Mayne e Mitchell (1988) demonstraram, mais tarde, uma boa
concordância entre esse método e os resultados de ensaios oedométricos
convencionais para a determinação da taxa de sobreadensamento (conforme
descrito no Capítulo 4) em um intervalo de valores de IP = 8 – 100%.
Exemplo 7.1
Os dados do ensaio FVT para a argila Bothkennar da Figura 5.38b estão disponíveis em formato
eletrônico no site da LTC Editora que complementa este livro (são fornecidas tanto a resistência
de pico quanto a remoldada). Os dados dos ensaios de caracterização e determinação dos
índices físicos (w, wP e wL) da Figura 5.38b também são fornecidos no formato eletrônico. O
lençol freático está 0,8 m abaixo do nível do terreno (BGL, below ground level); o solo acima do
nível do lençol freático tem um peso específico de γ = 18,7 kN/m3, enquanto o solo abaixo do
nível do lençol freático tem γ = 16 kN/m3. Usando esses dados, estime a variação de St e da taxa
de sobreadensamento (OCR) com a profundidade. Essa última deve ser comparada com os
dados do ensaio oedométrico no mesmo solo mostrado na Figura 7.8a.
Figura 7.8 Exemplo 7.1 (a) Dados do ensaio oedométrico; (b) IP calculado a partir
dos dados dos ensaios de caracterização e determinação dos índices
físicos; (c) taxa de sobreadensamento (OCR) a partir dos dados do FVT
e do ensaio oedométrico.
Solução
Os cálculos detalhados foram realizados com o uso da planilha fornecida no site da LTC Editora
que complementa este livro. A sensibilidade pode ser encontrada diretamente para cada ensaio
dividindo-se a resistência de pico pelo valor remoldado. Os resultados desses cálculos são
mostrados na Figura 5.38b, na qual eles estão bem adequados aos valores estimados pelo uso
das relações empíricas da Seção 5.9. Para determinar a taxa de sobreadensamento a partir dos
dados do FVT, as condições de tensão in situ (σv0, u0 e σ′v0) são encontradas em cada
profundidade do ensaio. Como os dados dos ensaios de caracterização e determinação dos
índices físicos não foram conduzidos nas mesmas profundidades que os FVT (isso é comum na
prática), o IP é estabelecido a cada profundidade, determinando-se uma tendência média,
conforme ilustra a Figura 7.8b. Isso é definido por IP = 4,4z + 20% para 0 ≤ z ≤ 5 m, e IP = 42%
para z ≥ 5 m. Usando esses valores de IP, õFV é calculado para cada profundidade do FVT por
meio da Equação 7.8. A taxa de sobreadensamento a cada profundidade é, então, encontrada
por meio da Equação 7.7. Os dados resultantes são comparados com os do ensaio oedométrico
da Figura 7.8c, na qual os dois conjuntos de dados mostram tendências similares, embora os
dados do FVT forneçam uma previsão levemente mais correta da taxa de sobreadensamento do
que os dados do ensaio oedométrico.
 
7.4 Ensaio de Pressiômetro (PMT, Pressuremeter Test)
O pressiômetro (também chamado pressurômetro) foi desenvolvido nos
anos de 1950 por Ménard, a fim de fornecer um ensaio in situ de alta
qualidade que pudesse ser usado na obtenção tanto dos parâmetros de
resistência quanto de rigidez do solo como alternativa ao ensaio triaxial. Por
ser in situ, ele evita o problema da perturbação das amostras associado ao
ensaio triaxial; como o pressiômetro influencia um volume muito maior de
solo do que os ensaios normais em laboratório, ele também assegura que a
macrotextura do solo seja representada de forma adequada. O desenho
original de Ménard, ilustrado na Figura 7.9a, consiste em três células
cilíndricas de borracha, de mesmo diâmetro, dispostas de forma coaxial. O
dispositivo é rebaixado dentro de um furo (um pouco maior) até a
profundidade exigida, a célula central de medição é expandida de encontro às
paredes do furo por meio da pressão de água, das medidas da pressão
aplicada e do aumento correspondente de volume sendo registrado. A pressão
é aplicada à água por um gás comprimido (em geral, nitrogênio) em um
cilindro de controle na superfície. O aumento de volume na célula de
medição é determinado com base no movimento da interface gás-água nesse
cilindro de controle. A pressão é corrigida por: (a) a diferença de carga entre
o nível de água no cilindro e o nível de teste no furo de sondagem; (b) a
pressão exigida para expandir a célula de borracha; e (c) a expansão do
cilindro de controle e tubagem sob pressão. As duas células laterais externas
de guarda são expandidas pela mesma pressão da célula de medição, mas
utilizando gás comprimido; o aumento de volume das células laterais não é
medido. A função destas é eliminar os efeitos de extremidade, assegurando
um estado plano de deformações adjacente à célula de medição.
Figura 7.9 Características básicas do (a) pressiômetro de Ménard e do (b) pressiômetro
autoperfurante.
Em modernos aparelhos de pressiômetro, a célula de medição é
expandida diretamente por pressão de gás. Essa pressão e a deformação da
cavidade (expansão radial da membrana de borracha) são registradas por
meio de transdutores elétricos no interior da célula. Além disso, é adaptado
um transdutor de poropressão na parede da célula a fim de que esteja em
contato com o solo durante o ensaio. Um aumento significativo de precisão é
obtido com esses pressiômetros em relação ao dispositivo original de
Ménard. Também é possível ajustar de maneira contínua a pressão da célula,
usando equipamento de controle eletrônico, para que se consiga imprimir
uma velocidade constante no aumento da deformação circunferencial (isto é,
um ensaio de deformação controlada), em vez de aplicar a pressão em
incrementos (um ensaio de tensão controlada). Os padrões técnicos que
definem o uso de pressiômetros em furos pré-perfurados são a EN ISO
	Parte 1 - Desenvolvimento de um modelo mecânico para o solo
	7 Ensaios in situ
	7.3 Ensaio de Palheta (FVT, Field Vane Test)
	7.4 Ensaio de Pressiômetro (PMT, Pressuremeter Test)