Estabilidade de Aterros em Solos Moles

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CURSO DE ESPECIALIZAÇÃO EM ENGENHARIA 
GEOTÉCNICA 
 
 
 
ATERROS SOBRE SOLOS MOLES 
AVALIAÇÃO FINAL 
 
 
 
 
 
PROF. HENRIQUE A. RODY 
 
 
 
 
 
 
AILSON RIBEIRO RODRIGUES JUNIOR 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
JUNHO/2021 
 
 
𝝈 ′ 
 INTRODUAÇÃO 
 
Muitas vezes o solo local não possui capacidade de suporte para acesso ao local 
da obra, impossibilitando o trânsito de equipamentos e a instalação da infraestrutura 
inicial da obra. Uma solução tradicional para este problema consiste na criação de 
aterros de conquista com pequenas espessuras eventualmente acompanhado de 
geossintéticos para aumentar a resistência do aterro. 
Tendo em vista esta problemática, para a implantação de um conjunto de edifícios 
que será construído sob estacas (portanto indeslocáveis) será construído um aterro 
com um material de peso específico igual a 18 kN/m³ que deverá se estabilizar na 
cota +2,50 metros em até 24 meses após sua implantação. 
O subsolo onde será implantado este aterro é constituído de uma argila mole com 
10 metros de espessura, peso específico de 14 kN/m³, e o nível d’água encontra-se 
aflorante (ou seja, coincidente com a cota do terreno). Dispõe-se apenas de ensaios 
SPT com medidas de umidade w. Observou-se que uma reta com w = 200% na 
superfície (z = 0,0 m) e w = 150% na profundidade z = 10,0 m ajusta-se bem aos 
dados obtidos. 
Sabe-se também que, para este depósito de argilas moles, pode-se adotar nos 
cálculos de estabilidade uma variação de resistência não drenada fornecida pela 
equação apresentada a seguir. 
 𝑺𝒖 
= 𝟎, 𝟑 ∙ (𝑶𝑪𝑹)𝟎,𝟖𝟓 
𝒗𝟎 
O perfil de OCR (traduzido do inglês, Razão de Sobreadensamento / Over 
Consolidation Ratio) pode ser estimado pelo banco de dados das argilas do Rio de 
Janeiro conforme artigo de Almeida et. al. (2008) cujos principais resultados estão 
apresentados nas figuras (1) e (2), e que indicou o limite inferior de OCR pode ser 
fornecido por: 
 OCR = 7,5/z para z > 5,0 m 
 OCR = 1,5 para z > 1,5 m. 
Conforme este mesmo artigo, o índice de compressão 𝒄𝒄 da argila pode ser estimado 
por 𝒄𝒄 = 𝟎, 𝟎𝟏𝟑 ∙ 𝒘, em que w é a umidade (%). Outros parâmetros representativos 
de toda a camada são: 
 𝒄𝒔⁄𝒄𝒄 = 𝟎, 𝟏𝟓 
 𝒄𝒗 = 𝟒 ∙ 𝟏𝟎−𝟖 𝒎²/𝒔 (normalmente adensado) 
Este trabalho deve ser realizado ao longo do curso acompanhando os tópicos 
apresentados na disciplina e através de interação dos alunos com o professor. Deve 
ser apresentada mais de uma solução para o problema. 
Os cálculos de recalques e de estabilidade devem ser realizados 
independentemente, ainda que na prática sejam realizados em paralelo. 
 
 
 
 
 
O MÉTODO ESCOLHIDO 
O método escolhido foi de coluna de material drenante: DRENO FRIBROQUÍMICO. 
 
INTRODUÇÃO AO MÉTODO 
Os drenos fibroquimicos (geodreno) são utilizados para estabilizar solos moles 
compressíveis, acelerando a velocidade de recalque através da redução do tempo 
necessário para a dissipação das poropressões. 
Estes drenos são compostos de um núcleo de plástico e um filtro de material têxtil na 
forma de bainha que envolve o núcleo em toda a sua extensão. 
 A aplicação de sobrecargas sobre camadas de solos saturados moles, sem que se 
permita a dissipação das poropressões, cria condições favoráveis à sua ruptura. 
A redução desta pressão por meio de drenos eleva a resistência ao cisalhamento, 
eliminando a instabilidade destes solos. 
Normalmente, estes solos são sedimentos recentes compostos por camadas argilosas 
moles intercaladas por lentes arenosas. Nesta condição, é marcante a diferença entre 
o coeficiente de permeabilidade vertical e o horizontal. Ou seja, a permeabilidade 
horizontal é muitas vezes superior à permeabilidade vertical. 
Com o objetivo de permitir esta drenagem é aplicado o geodreno à massa de solo. 
Crava-se o geodreno, deposita-se uma camada de areia junto à superfície para 
captação e escoamento das águas e também com a possibilidade sobre esta, de se 
executar um aterro temporário de sobrecarga. 
Este sistema promove o fluxo das águas no sentido horizontal, conduzindo-as aos 
geodrenos que as absorvem e as conduzem verticalmente ao colchão drenante no qual 
gera o adensamento do solo pela redução das poropressões, aumentando a resistência 
ao cisalhamento e, portanto, criando uma condição de estabilidade para receber as 
cargas definitivas da superfície. 
 
 
 
 ESTIMATIVA DE RECALQUES 
 
RECALQUES POR ADENSAMENTO PRIMÁRIO 
 
Cabe ressaltar que foram fornecidos apenas os dados de resultados dos ensaios de 
SPT com medidas de umidade, e desta forma todos os parâmetros utilizados no 
presente relatório foram adotados a partir de correlações com umidade e com o OCR 
das subcamadas. Para projetos de construção sobre solos moles é imprescindível a 
realização de ensaios de palheta (Vane test), e ensaios de cone com medidas de 
poropressão (CPTU). Estes ensaios servem para obtenção de parâmetros 
fundamentais, como por exemplo, a resistência não drenada (Su) e o coeficiente de 
adensamento horizontal (ch), além da determinação da estratigrafia do terreno. 
A Tabela 1 apresenta os dados de cada subcamada. A camada de argila foi dividida em 
5 subcamadas de 2 metros e os coeficientes de compressão e recompressão foram 
estimados a partir da umidade de cada subcamada. Observa-se também que a argila 
apresenta superficialmente uma camada altamente sobreadensada de 
aproximadamente 1,5 metros de profundidade. Abaixo da camada altamente 
sobreadensada, a argila apresenta camadas levemente sobreadensadas (OCR=1,5). 
 
Tabela 1 – Parâmetros das subcamadas argilosas 
CAMADA H1 (m) Z (m) OCR W (%) Cc Cs 
10,00 m 
2 1 7,50 195,00 2,54 0,38 
2 3 2,50 185,00 2,41 0,36 
2 5 1,50 175,00 2,28 0,34 
2 7 1,50 165,00 2,15 0,32 
2 9 1,50 155,00 2,02 0,30 
 
Onde: H1 = espessura da subcamada, z = profundidade da metade da altura da 
subcamada. 
 
O recalque do aterro deve ser estabilizado em uma cota fixa de + 2,50 metros. Desta 
forma, os recalques foram estimados utilizando os conceitos de cota fixa de aterro, e 
também o efeito da submersão do aterro. Estes cálculos são realizados de forma 
iterativa até que haja convergência das iterações, ou seja, até que o recalque da 
iteração atual (Δhi+1) coincida com o recalque da iteração anterior (Δhi). 
A formula utilizada para cálculo dos recalques por adensamento primário em um solo 
sobreadensado é apresentada a seguir: 
 
 
 
O acréscimo de carga Δσv é calculado em função de uma parcela da espessura do 
aterro que não está submersa e de outra parcela da espessura do aterro que está 
submersa, conforme equação abaixo: 
 
 
 
Onde: I =fator de influência a partir do ábaco (Figura 1) de Osterberg (Poulos, Davis, 
1974). 
 
Figura 1 – Ábaco de Osterberg 
 
Adotando um talude 3:1, pode-se estima o valor do parâmetro ‘a’ para cálculo do Fator 
de influência I. Os dados utilizados para estimativa dos recalques são apresentados 
na Tabela 2. 
 
Tabela 2: Dados do aterro e da argila mole 
DADOS 
LARGURA 
ATERRO 
10,00 m 
Z (CAMADA) 10,00 m 
ATERRO 1:3 
b 5,00 m 
a 7,50 m 
H. ATERRO 2,50 m 
ɣ ATERRO = 18,00 KN/m³ 
ɣ ARGILA = 14,00 KN/m³ 
ɣ AGUA = 10,00 KN/m³ 
COTA FIXA 2,50 m 
 
Adotou-se que nas duas primeiras camadas o efeito da recompressão seria 
considerável na estimativa dos recalques devido ao alto valor do OCR (>2) obtido. 
Porém, como as subcamadas inferiores são levemente sobreadensadas (OCR≤2), não 
foi considerada a recompressão na estimativa dos recalques. 
Normalmente, os recalques por recompressão acontecem tão rapidamente em argilas 
moles, que estes não são considerados nas estimativas, pois é praticamente impossível 
medi-los em campo. Desta forma para as subcamadas inferiores utilizou-se a seguinte 
equação para estimativa dos recalques por adensamento primário: 
 
 
 
A Tabela 3 apresenta os resultados do procedimento
iterativo até a convergência dos 
recalques. Apresenta-se também uma estimativa do índice de vazios de cada 
subcamada a partir da equação de índices físicos: 𝑺. 𝒆 = 𝑮𝒔 .𝒘. Adotou-se um valor de 
𝑮𝒔 = 2,7; comum para solos argilosos, e como a camada argilosa encontrava-se 
saturada, 𝑺 = 1. 
 
 
 
Tabela 3 – Recalque por adensamento primário 
 COTA FIXA 
Hi 
(m) Z (m) 
σ'v0 
(kPa 
) 
σ'vm 
(kPa 
) 
σ'vf 
(kPa 
) Gs e0 It 1 It 2 It 3 It 4 It 5 a/z b/z I 2I 
2 1 4,0 30,0 49,0 2,70 5,27 0,28 0,35 0,36 0,36 0,36 7,50 5,00 0,50 1,00 
2 3 12,0 30,0 57,0 2,70 5,00 0,25 0,32 0,33 0,33 0,33 2,50 1,67 0,47 0,94 
2 5 20,0 30,0 65,0 2,70 4,73 0,36 0,42 0,42 0,42 0,42 1,50 1,00 0,41 0,82 
2 7 28,0 42,0 73,0 2,70 4,46 0,26 0,32 0,32 0,32 0,32 1,07 0,71 0,36 0,72 
2 9 36,0 54,0 81,0 2,70 4,19 0,19 0,25 0,25 0,25 0,25 0,83 0,56 0,31 0,62 
 
RECALQ 
UE 1,35 m 1,65 m 1,68 m 1,68 m 1,68 m 
 
 
 
 
Portanto, após a convergência dos valores, o recalque primário obtido foi de 1,68 
metros. A convergência dos valores de recalque pode ser analisada através do gráfico 
recalque x iteração (Figura 2), onde nota-se um evidente aumento na segunda iteração 
quando é considerado os efeitos de cota fixa e submersão do aterro. Após a segunda 
iteração os valores de recalque tendem a se aproximar até a convergência. Em seguida, 
devemos estimar os recalques por compressão secundária para conhecer a magnitude 
dos recalques totais. 
 
 
Iteração 
 
Figura 2 – Recalque x iteração 
 
 
 
 
RECALQUES POR COMPRESSÃO SECUNDÁRIA 
 
Às “deformações que ocorrem principalmente ao fim do adensamento primário e que 
não podem ser atribuídas à dissipação dos excessos de poropressão (pequenos), ainda 
remanescentes no corpo de prova, dá-se o nome de adensamento secundário” (Martins, 
2005). Porém, considerando-se que o fenômeno do adensamento primário está 
relacionado à dissipação de poropressões, mas o mesmo não ocorre com a 
“compressão secundária”, será utilizado esta última denominação em vez de 
adensamento secundário (Almeida e Marques, 2014). 
Neste relatório, as previsões dos recalques por compressão secundária serão 
realizados baseados nos experimentos laboratoriais de Martins (2005). O autor propõe 
que o recalque máximo por adensamento secundário é aquele que corresponde a 
variação de deformação vertical da condição de fim do primário (OCR=1) para a reta 
OCR = 1,5, para uma dada tensão efetiva vertical (σ’vf) atuante na argila mole. Os 
recalques por compressão secundária podem ser estimados a partir da equação 
subsequente: 
 
 
1 ,30 m 
1 ,40 m 
1 ,50 m 
1 ,60 m 
1 ,70 m 
1 ,80 m 
1 2 3 4 5 
 
Onde: Razão de compressão, CR = Cc/1+e0. 
 
A Tabela 4 apresenta a previsão dos recalques por compressão secundária. Observa-
se que o valor do recalque foi de aproximadamente 0,60 metros, confirmando a 
importância dos recalques por compressão secundária. 
 
Tabela 4 – Previsão dos recalques por compressão secundária 
CAMADA 
H1 
(m) 
Z 
(CENTRO) OCR 
W 
(%) Cc e0 CR 
Recalque 
(m) 
10,00 m 
2 1 7,50 195,00 2,54 5,27 0,40 0,121 
2 3 2,50 185,00 2,41 5,00 0,40 0,120 
2 5 1,50 175,00 2,28 4,73 0,40 0,119 
2 7 1,50 165,00 2,15 4,46 0,39 0,118 
2 9 1,50 155,00 2,02 4,19 0,39 0,116 
RECALQUE 
 SECUNDÁRIO 0,59 m 
RECALQUE TOTAL 
 
A magnitude dos recalques totais sofridos pela camada de argila mole é igual ao 
somatório entre os recalques por adensamento primário e por compressão secundária, 
como apresentado na Tabela 5. O valor estimado do recalque total foi de 2,28 metros. 
 
Tabela 5 – Recalques totais estimados na camada de argila mole 
ADENSAMENTO PRIMÁRIO - 
COTA FIXA 
1,68 m 
COMPRESSÃO SECUNDÁRIA 0,59 m 
TOTAL 2,28 m 
 
 VARIAÇÃO DO RECALQUE POR ADENSAMENTO PRIMÁRIO COM O TEMPO 
 
O cálculo da variação dos recalques por adensamento primário com o tempo, é a etapa 
posterior a ser realizada. Este cálculo pode ser realizado para duas condições de 
drenagem: drenagem unidimensional e drenagem radial. Será primeiramente 
apresentado o cálculo da drenagem unidimensional, para posteriormente, na seção de 
soluções para aceleração dos recalques, apresentar o cálculo para drenagem radial. 
O cálculo do recalque x tempo, para casos de drenagem vertical é baseado na Teoria 
de Terzaghi (Terzaghi,1943). Multiplica-se o recalque por adensamento primário pela 
porcentagem média de adensamento vertical Uv, conforme apresentado abaixo: 
 
 
 
Onde: Uv é função do fator tempo Tv, conforme apresentado na Tabela 6. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Tabela 6 – Valores da porcentagem de adensamento 
 
 
Conhecendo-se o fator tempo, o coeficiente de adensamento (cv) e a distância de 
drenagem (hd), pode-se estimar os tempos necessários para atingir as porcentagens 
de adensamento, a partir da equação a seguir: 
 
 
 
A Tabela 7 apresenta os resultados do adensamento em função do tempo. Adotou-se 
uma condição de dupla drenagem, ou seja, hd = harg/2. O coeficiente de adensamento 
vertical foi fornecido, sendo igual a 4x10-8 m²/s. 
 
Tabela 7 – Adensamento e recalques em função do tempo 
U% Tv t 
(meses) 
t 
(anos) 
Δh (t) 
0 0 0,00 0,00 0,00 
10 0,0078 1,88 0,16 0,17 
20 0,031 7,47 0,62 0,34 
30 0,071 17,12 1,43 0,50 
40 0,126 30,38 2,53 0,67 
50 0,197 47,50 3,96 0,84 
60 0,287 69,20 5,77 1,01 
70 0,403 97,17 8,10 1,18 
80 0,567 136,72 11,39 1,35 
90 0,848 204,48 17,04 1,51 
95 1,128 271,99 22,67 1,60 
 
Nota-se que para atingir um grau de 95% do adensamento primário foi necessário um 
tempo igual a 272 meses, aproximadamente 23 anos. A Figura 3 apresenta a variação 
dos recalques por adensamento primário ao longo do tempo. 
No entanto, o cliente necessita que a obra seja concluída no prazo máximo de 24 
meses, 2 anos, com o aterro estabilizado na cota +2,50 metros. Devido a isto, será 
necessário a utilização de técnicas que acelerem os recalques. Serão estudados a 
seguir a utilização de drenos verticais, sobrecarga temporária, e ambas as técnicas 
combinadas. 
 
 
, 17 0 
0 , 34 
0 , 50 
0 , 67 
0 , 84 
1 , 01 
1 , 18 
35 1 , 
51 , 1 
1 , 60 
, 0 00 
0 , 20 
, 0 40 
60 0 , 
0 , 80 
00 , 1 
1 , 20 
40 , 1 
60 , 1 
, 1 80 
0 , 00 50 , 00 100,00 150,00 200,00 250,00 
tempo (meses) 
Figura 3 – Variação dos recalques por adensamento primário ao longo do tempo 
 
 
SOLUÇÕES PARA ACELERAÇÃO DE RECALQUES 
 
 DRENOS VERTICAIS 
 
 DRENOS VERTICAIS – PURAMENTE RADIAL 
 
A utilização de drenos verticais promove a aceleração dos recalques ao diminuir o 
caminho de drenagem dentro da massa de solo compressível para aproximadamente 
metade da distância horizontal entre drenos. Com a instalação de drenos verticais, a 
direção do fluxo de água no interior da massa de solo passa de predominantemente 
vertical para predominantemente horizontal (radial) (Almeida e Marques, 2014). 
Primeiramente, deve-se determinar o diâmetro de influência dos drenos, que é função 
do espaçamento entre os mesmos e de sua disposição em um sistema de malha 
quadrada ou triangular (Figura 5). A malha triangular é mais eficiente que a quadrada, 
pois o espaçamento entre drenos é menor, porém os gastos são mais elevados. No 
projeto será adotado malha triangular com espaçamento entre drenos (𝑙) de 1,5 metros. 
 
 
Figura 4– a) Malha quadrada; b) Malha triangular 
 
Para o caso adotado, malha triangular, o diâmetro de influência pode ser determinado 
a partir da equação abaixo: 
 
 
 
O diâmetro de influência estimado para o projeto foi de aproximadamente 1,58 metros. 
Em seguida, determina-se o diâmetro equivalente do dreno em
função de suas 
dimensões. Em geral, drenos verticais tem formato retangular, com as dimensões a e b 
da ordem de 10 cm e 0,5 cm, respectivamente. Desta forma, o diâmetro equivalente de 
um dreno é representado por: 
 
 
 
No presente projeto, estimou-se o valor de dw = 6,70 cm. 
 
Estimados o diâmetro de influência e o diâmetro equivalente do dreno, pode-se 
determinar o grau de adensamento radial em função do tempo, a partir da solução de 
Barron (1948). O grau de adensamento médio da camada (Uh) é expresso conforme 
equação a seguir: 
 
 
Onde: ch = coeficiente de adensamento horizontal; Th = fator tempo para drenagem 
horizontal; F(n) = uma função da densidade de drenos; estimados conforme equações 
abaixo: 
 
 
 
 
 
 
Hansbo (1981) estudou o efeito do amolgamento ao redor dos drenos devido ao 
processo de cravação no solo. A região amolgada possui permeabilidade menor e desta 
forma a eficiência dos drenos é reduzida quando comparada a um processo ideal (sem 
amolgamento do solo). O amolgamento é função das dimensões do mandril utilizado 
durante a cravação, ou seja, sempre que possível o mandril deve ter a menor área 
possível. Foram adotados para o projeto as dimensões do mandril de 6 cm x 12 cm, 
obtendo uma área externa da ordem de 70 cm². 
Segundo Hansbo (1981), quando se considera o amolgamento, deve-se somar ao valor 
de F(n) o valor de F(s), conforme apresentado abaixo: 
 
 
 
Onde: kh = permeabilidade horizontal; k’h = permeabilidade horizontal da área afetada 
pelo amolgamento; ds = o diâmetro da área afetada pelo amolgamento; dm é o 
diâmetro equivalente do mandril de cravação (Hansbo, 1987), dado por: 
 
 
 
Onde: w e l são as dimensões do mandril. 
 
 Desta forma, o grau de adensamento médio da camada (Uh) pode ser reescrito 
conforme equação a seguir: 
 
 
 
Para o presente projeto, adotou-se as seguintes considerações: ch = 1,5 cv, 
considerando um comportamento anisotrópico, ou seja, ch = 6x10-8 m²/s; espaçamento 
entre geodrenos (s) = 1,5 metros e uma razão de permeabilidade kh/k’h = 2,0 (valor 
dentro da variação sugerida por Coutinho (1976) para argilas moles brasileiras). 
Neste relatório será apresentado a aceleração dos recalques para a condição sem 
amolgamento e com amolgamento (devido a cravação dos drenos verticais). No Anexo 
1 são apresentadas as tabelas de recalque ao longo do tempo para a condição com e 
sem amolgamento. 
Na Figura 6 são apresentados a evolução dos recalques ao longo do tempo para as 
condições sem drenos e para a drenagem puramente radial (com e sem amolgamento). 
A Tabela 8 apresenta a comparação dos tempos necessários para atingir 95 % do grau 
de adensamento primário para as três condições. 
 
 Tabela 8 – Tempo necessário para atingir 95 % do adensamento 
primário 
Condição Tempo 
(meses) 
Sem drenos 272 
Com drenos (amolgamento) 21 
Com drenos (sem 
amolgamento) 
15 
 
Pode-se observar que a utilização dos drenos verticais acelerou o de grau de 
adensamento para um tempo de 21 meses. Caso não ocorresse amolgamento da 
camada ao redor do dreno, este tempo seria de apenas 15 meses. Porém, neste 
relatório todas as análises levarão em consideração o efeito do amolgamento causado 
pelo mandril de cravação. 
 
ESTABILIDADE DO ATERRO 
RUPTURA DA FUNDAÇÃO: ALTURA CRÍTICA DO ATERRO 
 
A ruptura da fundação do aterro é um problema de capacidade de carga. Nesse caso, 
para a estabilidade, o aterro participa apenas como carregamento, mas não com a sua 
resistência. A altura crítica do aterro será estimada a partir de três diferentes 
metodologias: ábacos, equações clássicas e software de computador. 
Todos os métodos são função da resistência não drenada da argila (Su) que neste 
relatório foi determinada a partir da equação abaixo: 
 
 
 
A Tabela 9 apresenta o perfil da resistência não drenada ao longo da profundidade da 
camada argilosa. Nota-se, como já era esperado, que a resistência não drenada 
aumenta com a profundidade. A Figura 5 apresenta o perfil do Su ao longo da 
profundidade utilizando um ajuste linear para a curva. Alguns métodos foram propostos 
para perfis de resistência não drenada constantes, enquanto outros consideram a 
resistência crescente com a profundidade. 
 
 
 
 
Tabela 9 – Variação da resistência não drenada com a profundidade 
Z (m) OCR 
σ'v0 
(kPa) 
Su 
(kPa) 
0,5 15,00 2 6,0 
1 7,50 4 6,7 
1,5 5,00 6 7,1 
2 3,75 8 7,4 
2,5 3,00 10 7,6 
3 2,50 12 7,8 
3,5 2,14 14 8,0 
4 1,88 16 8,2 
4,5 1,67 18 8,3 
5 1,50 20 8,5 
5,5 1,50 22 9,3 
6 1,50 24 10,2 
6,5 1,50 26 11,0 
7 1,50 28 11,9 
7,5 1,50 30 12,7 
8 1,50 32 13,6 
8,5 1,50 34 14,4 
9 1,50 36 15,2 
9,5 1,50 38 16,1 
10 1,50 40 16,9 
 Total 200,9 
 Média 10,0 
 
Su (kPa) 
 
Figura 5 – Perfil da resistência não drenada ao longo da profundidade 
 
 ÁBACO DE PINTO (1966) 
 
Os ábacos desenvolvidos por Pinto (1966) para a resistência crescente com a 
profundidade são de fácil uso. Após determinação da altura crítica, adotou-se um valor 
de 1,3 para o fator de segurança para estimar a altura admissível. 
A Figura 6 introduz o ábaco de Pinto, o qual utiliza de dados de geometria e de 
resistência para determinação do parâmetro Nco. A Tabela 10 apresenta os dados de 
entrada e os resultados do método gráfico. 
 
 
y = 0,84x - 3 , 43 
R² = 0,93 
0 
1 
2 
3 
4 
5 
6 
7 
8 
9 
10 
0 , 0 5 , 0 , 0 10 15 , 0 20 , 0 
 
Figura 6 – Ábaco de Pinto (1966) 
 
 
Tabela 10– Dados de entrada e resultados do ábaco de Pinto (1966) 
q = Nco . co 
Hcrit = Nco . co/ɣ 
c0 4 kPa 
c1 0,84 Kpa/m 
D 10 m 
H 2,5 m 
m 3,6 m 
d 9 m 
c1*D/c0 2,1 
c1*d/c0 1,89 
 
Nc0 9,8 
Hcrit 2,18 m 
Hadm 1,68 m