Maria Esther Soares Marques_D

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INFLUÊNCIA DA VISCOSIDADE NO COMPORTAMENTO DE LABORATÓRIO
E DE CAMPO DE SOLOS ARGILOSOS
Maria Esther Soares Marques
TESE SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DA COORDENAÇÃO DOS
PROGRAMAS DE PÓS-GRADUAÇÃO DE ENGENHARIA DA UNIVERSIDADE
FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS
NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE DOUTOR EM CIÊNCIAS
EM ENGENHARIA CIVIL.
Aprovada por:
________________________________________________
Prof. Márcio de Souza Soares de Almeida, Ph.D.
________________________________________________
Prof. Ian Schumann Marques Martins, D.Sc.
________________________________________________
Prof. Serge Leroueil, Ph.D.
________________________________________________
Prof. Willy Alvarenga Lacerda, Ph.D.
________________________________________________
Prof. Roberto Quental Coutinho, D.Sc.
________________________________________________
Prof. Fernando Schnaid, Ph.D.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
MARÇO DE 2001
1.
2. Ensaios de laboratório
MARQUES, MARIA ESTHER SOARES
Influência da viscosidade no comporta-
mento de laboratório e de campo de solos
argilosos [Rio de Janeiro] 2001
XV, 320 p. 29,7 cm (COPPE/UFRJ,
D.Sc., Engenharia Civil, 2001)
Tese - Universidade Federal do Rio de
Janeiro, COPPE
1. Comportamento viscoso
2. Ensaios de laboratório
3. Précarregamento por vácuo
4. Instrumentação
I. COPPE/UFRJ II. Título ( série )
Resumo da Tese apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários
para a obtenção do grau de Doutor em Ciências (D.Sc.)
INFLUÊNCIA DA VISCOSIDADE NO COMPORTAMENTO DE LABORATÓRIO
E DE CAMPO DE SOLOS ARGILOSOS
Maria Esther Soares Marques
Março/2001
Orientadores: Márcio de Souza Soares de Almeida
Ian Schumann Marques Martins
Serge Leroueil
Programa: Engenharia Civil
Neste estudo foi analisado o comportamento viscoso do depósito argiloso de
Saint-Roch-de-l'Achigan, situado na província de Québec, Canadá. Avaliou-se o
comportamento da argila intacta frente a variações de temperatura e velocidade de
deformação a partir de ensaios de laboratório : oedométricos convencionais e CRS,
triaxiais CIU e CAU e oedométricos especiais com controle de temperatura; e ensaios
de campo : piezocones e palhetas. Em campo, foram também instalados piezômetros e
executadas amostragens com o amostrador Laval. Instalou-se um sítio experimental
neste local, com dois aterros de 13 x 13 m cada, para avaliar o comportamento in situ do
depósito argiloso, quando submetido a précarregamentos por vácuo e por vácuo e
aquecimento do depósito argiloso até 7.5 m de profundidade. Estes aterros foram
instrumentados com : piezômetros, tassômetros, termistores e inclinômetros. Elaborou-
se uma análise comparativa destes resultados com os resultados de laboratório e os de
um aterro convencional instrumentado existente ao lado do sítio. Foram executados
ensaios de campo e laboratório em amostras coletadas após os précarregamentos in situ,
para análise do comportamento da argila antes e após os précarregamentos.
Abstract of Thesis presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Doctor of Science (D.Sc.)
LABORATORY AND FIELD VISCOUS BEHAVIOUR OF CLAYEY SOILS
Maria Esther Soares Marques
March/2001
Advisors: Márcio de Souza Soares de Almeida
Ian Schumann Marques Martins
Serge Leroueil
Departement : Civil Engeneering
This study carries out an analysis of the viscous behaviour of Saint-Roch-de-
l'Achigan clay deposit, at Quebec, Canada. The intact clay behaviour was analised
under temperature and strain rate variation based on laboratory tests: conventional and
CRS oedometer tests, CIU and CAU triaxial tests and special oedometer tests, all under
controlled temperature; field tests: CPTU and vane tests. Piezometers were also
installed and sampling with Laval sampler was carried out. An experimental site was
installed, with two 13 x 13 m fills, in order to obtain the in situ behaviour of the clay
deposit, when submited to vacuum and vacuum and heating preloadings of the clay
deposit till 7.5 m depth. Field instrumentation was also installed: piezometers,
tassometers, inclinometers and thermistances. Field results were compared with
laboratory results and those of a conventional fill, with instrumentation also, close to the
experimental site. The clay behaviour before and after preloadings was analysed based
on laboratory tests carried out on specimens sampled after preloadings and field tests.
i
AGRADECIMENTOS
Agradeço às pessoas que diretamente ou indiretamente contribuiram para a elaboração
desta tese :
Aos colegas e amigos da UFRJ e da Université Laval, o carinho e amizade;
Aos meus orientadores Serge, Márcio e Ian, o apoio em todas as etapas e em todas as
dificuldades;
À equipe técnica da Université Laval, o acompanhamento e orientação durante todos os
trabalhos de campo e laboratório. Agradeço também as aulas informais de francês;
À equipe técnica das empresas Menard, Geopac e HVAC, o apoio na instalação do sítio
experimental;
Aos órgãos financiadores, que me auxiliaram com bolsas de estudos : CNPq, CAPES e
FAPERJ;
Ao Ministério dos Transportes de Québec (MTQ) e sua equipe técnica, o financiamento
e auxílio na instalação do sítio experimental;
Em especial a minha família, a paciência e o apoio cotidiano.
ii
ÍNDICE
1. INTRODUÇÃO ...................................................................................................... 1
1.1 RELEVÂNCIA DO ESTUDO .............................................................................. 1
1.2 OBJETIVOS DO ESTUDO .................................................................................. 2
1.3 DESCRIÇÃO DOS CAPÍTULOS......................................................................... 3
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.............................................................................. 5
2.1 INFLUÊNCIA DA VISCOSIDADE NO COMPORTAMENTO DE SOLOS
ARGILOSOS ............................................................................................................... 5
2.1.1 COMPORTAMENTO UNIDIMENSIONAL E ISOTRÓPICO .................. 5
2.1.2 EFEITO DA VELOCIDADE DE DEFORMAÇÃO.................................... 6
2.1.3 EFEITO DA TEMPERATURA ................................................................. 10
2.1.4 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA E DA VELOCIDADE DE
DEFORMAÇÃO.................................................................................................... 13
2.1.5 ESTADO LIMITE ...................................................................................... 17
2.1.6 FLUÊNCIA................................................................................................. 19
2.1.7 ESTRUTURAÇÃO E DESESTRUTURAÇÃO DE ARGILAS
NATURAIS............................................................................................................ 22
2.1.8 PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA......................................................... 27
2.1.9 ESTADOS CRÍTICOS ............................................................................... 32
2.1.10 RELAXAÇÃO DE TENSÕES................................................................... 34
2.1.11 RESUMO DOS ESTUDOS APRESENTADOS........................................ 35
2.2 PRÉCARREGAMENTO POR VÁCUO ............................................................ 36
2.3 PRÉCARREGAMENTO POR AQUECIMENTO ............................................. 41
3 SELEÇÃO DO SÍTIO EXPERIMENTAL E CARACTERÍSTICAS
GEOTÉCNICAS GERAIS........................................................................................ 45
3.1 DESCRIÇÃO GERAL DO SÍTIO EXPERIMENTAL....................................... 45
iii
3.2 PROGRAMA DE INVESTIGAÇÃO GEOTÉCNICA DE 1996........................48
3.2.1 ENSAIOS DE PIEZOCONE ...................................................................... 48
3.2.2 AMOSTRAGEM ........................................................................................ 51
3.2.3 ENSAIO DE PALHETA ............................................................................ 52
3.2.4 LEITURAS PIEZOMÉTRICAS................................................................. 54
3.2.5 ENSAIOS DE LABORATÓRIO................................................................ 55
3.2.5.1 ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO.................................................... 55
3.2.5.2 ENSAIOS OEDOMÉTRICOS ............................................................... 57
3.2.6 ENSAIOS TRIAXIAIS DE COMPRESSÃO ISOTRÓPICA .................... 63
3.2.7 CONCLUSÕES SOBRE AS INVESTIGAÇÕES GEOTÉCNICAS DE
1996 .................................................................................................................... 65
4 ESTUDO DO COMPORTAMENTO VISCOSO DA ARGILA DE SAINT-
ROCH-DE-L'ACHIGAN .......................................................................................... 67
4.1 COMPORTAMENTO VISCOSO DA ARGILA DE SAINT-ROCH-DE-
L'ACHIGAN EM CONDIÇÕES UNIDIMENSIONAIS .......................................... 67
4.1.1 PROGRAMA DOS ENSAIOS................................................................... 67
4.1.2 EFEITO DA VELOCIDADE DE DEFORMAÇÃO.................................. 68
4.1.3 EFEITO DA TEMPERATURA ................................................................. 76
4.1.3.1 CURVAS DE COMPRESSÃO .............................................................. 76
4.1.3.2 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA ..................................................... 80
4.1.3.3 TENSÕES DE SOBREADENSAMENTO ............................................ 84
4.1.4 RESULTADOS DOS ENSAIOS OEDOMÉTRICOS À TEMPERATURA
CONTROLADA .................................................................................................... 89
4.1.5 CONCLUSÕES DO ITEM 4.1................................................................... 96
4.2 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA SOBRE O COMPORTAMENTO
GERAL DA ARGILA DE SAINT-ROCH-DE-L’ACHIGAN.................................. 98
4.2.1 ENSAIOS DE COMPRESSÃO À K CONSTANTE ................................. 98
4.2.2 CURVAS DE ESTADO LIMITE............................................................. 103
4.2.3 PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA....................................................... 107
iv
4.2.3.1 DOMÍNIO SOBREADENSADO......................................................... 107
4.2.3.2 DOMÍNIO NORMALMENTE ADENSADO...................................... 111
4.2.4 LINHAS DE ESTADOS CRÍTICOS ....................................................... 115
4.2.5 CONCLUSÕES DO CAPÍTULO 4.2....................................................... 117
4.3 PREVISÃO DO COMPORTAMENTO DOS PRÉCARREGAMENTOS COM
BASE NOS RESULTADOS DOS ENSAIOS DE LABORATÓRIO..................... 118
5 ATERROS EXPERIMENTAIS DE PRÉCARREGAMENTO POR VÁCUO
E POR VÁCUO E AQUECIMENTO .................................................................... 120
5.1 DESCRIÇÃO GERAL DO SÍTIO E DOS ATERROS EXPERIMENTAIS.... 120
5.2 PRÉCAREGAMENTO POR VÁCUO - ATERRO A...................................... 120
5.3 PRÉCARREGAMENTO POR VÁCUO E AQUECIMENTO - ATERRO B.. 128
5.4 INSTRUMENTAÇÃO...................................................................................... 134
5.4.1 TASSÔMETROS...................................................................................... 137
5.4.2 PIEZÔMETROS....................................................................................... 141
5.4.3 TERMISTORES ....................................................................................... 141
5.4.4 INCLINÔMETROS.................................................................................. 145
5.4.5 PLACAS DE RECALQUES .................................................................... 149
5.4.6 VEDAÇÃO DA MEMBRANA EM PVC EM TORNO DA
INSTRUMENTAÇÃO......................................................................................... 149
5.5 CRONOGRAMAS E ETAPAS DOS TRABALHOS DE CAMPO................. 151
5.6 ESTABELECIMENTO DAS CONDIÇÕES INICIAIS ................................... 162
5.6.1 PORO-PRESSÕES ................................................................................... 162
5.6.2 TEMPERATURAS................................................................................... 164
5.6.3 DEFORMAÇÕES VERTICAIS............................................................... 166
6 RESULTADOS DAS MEDIÇÕES E COMPORTAMENTO DE CAMPO. 169
6.1 TEMPERATURA.............................................................................................. 169
6.1.1 FASES DE AQUECIMENTO E DE RESFRIAMENTO ........................ 169
v
6.2 APLICAÇÃO DO VÁCUO............................................................................... 172
6.3 PORO-PRESSÕES............................................................................................ 173
6.3.1 FASE DE AQUECIMENTO .................................................................... 173
6.3.2 FASE DE APLICAÇÃO DO VÁCUO..................................................... 174
6.3.2.1 VARIAÇÃO DAS PORO-PRESSÕES ENTRE OS DRENOS........... 177
6.3.2.2 VARIAÇÕES DAS PORO-PRESSÕES COM O TEMPO.................. 178
6.3.2.3 PERFIS DE PORO-PRESSÃO ............................................................ 188
6.3.2.4 DESEMPENHO DOS PIEZÔMETROS .............................................. 190
6.4 DESLOCAMENTOS VERTICAIS E DEFORMAÇÕES ................................ 192
6.4.1 MÉTODO DE CÁLCULO ....................................................................... 192
6.4.2 FASE DE AQUECIMENTO .................................................................... 193
6.4.3 FASE DE APLICAÇÃO DO VÁCUO..................................................... 195
6.5 RELAÇÕES TENSÃO EFETIVA - DEFORMAÇÃO..................................... 206
6.5.1 MÉTODO DE CÁLCULO ....................................................................... 206
6.5.2 CURVAS DE COMPRESSÃO DOS ATERROS A E B......................... 209
6.6 DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS ............................................................ 214
6.7 ESTADO LIMITE E CAMINHO DE TENSÕES ............................................ 214
6.8 VELOCIDADES DE DEFORMAÇÃO............................................................ 223
7 DESEMPENHO DOS ATERROS DE PRÉCARREGAMENTO ................. 228
7.1 COMPORTAMENTO IN SITU APÓS OS ENSAIOS DE
PRÉCARREGAMENTO POR VÁCUO E POR VÁCUO E AQUECIMENTO.... 228
7.1.1 AMOSTRAGEM ...................................................................................... 228
7.1.2 RESISTÊNCIAS MEDIDAS NOS ENSAIOS DE PALHETA E DE
PIEZOCONE........................................................................................................ 229
7.2 ENSAIOS DE LABORATÓRIO - ATERROS A E B...................................... 232
7.2.1 ENSAIOS OEDOMÉTRICOS CONVENCIONAIS ............................... 232
7.2.2 ENSAIOS TRIAXIAIS............................................................................. 240
vi
7.3 COMPORTAMENTO GERAL APÓS OS ENSAIOS DE
PRÉCARREGAMENTO IN SITU........................................................................... 247
8 CONCLUSÕES .................................................................................................. 249
8.1 CONCLUSÕES DOS ESTUDOS GEOTÉCNICOS DE CAMPO E
LABORATÓRIO (1996/1997) ................................................................................ 249
8.1.1 EFEITOS DE VELOCIDADE DE DEFORMAÇÃO E DE
TEMPERATURA ................................................................................................ 249
8.1.2 ESTADO LIMITE,ESTADO CRÍTICO E RUPTURA .......................... 250
8.2 RECOMENDAÇÕES PARA A APLICAÇÃO DO VÁCUO .......................... 251
8.2.1 PERFIL GEOTÉCNICO........................................................................... 251
8.2.2 LENÇOL FREÁTICO E PERFIL DE PORO-PRESSÕES NATURAL IN
SITU .................................................................................................................. 252
8.2.3 EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VÁCUO E VARIAÇÃO DAS
TENSÕES ............................................................................................................ 253
8.2.4 CRONOGRAMAS DE OBRAS............................................................... 253
8.2.5 INSTRUMENTAÇÃO ............................................................................. 254
8.2.6 RECALQUES DIFERENCIAIS E DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS .
.................................................................................................................. 255
8.2.7 INSTALAÇÃO DO SISTEMA DE APLICAÇÃO DE VÁCUO NO
QUÉBEC E PERSPECTIVA DE UTILIZAÇÃO NO BRASIL.......................... 256
8.3 PRÉCARREGAMENTO POR AQUECIMENTO ........................................... 257
8.4 DESEMPENHO DOS ATERROS DE PRÉCARREGAMENTO .................... 257
8.4.1 PRÉCARREGAMENTO POR VÁCUO - ATERRO A........................... 257
8.4.2 PRÉCARREGAMENTO POR VÁCUO E POR AQUECIMENTO -
ATERRO B .......................................................................................................... 259
8.5 PROPOSTAS PARA PESQUISAS FUTURAS ............................................... 261
9 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................................. 262
vii
ANEXOS
ANEXO I - RESULTADOS DOS ENSAIOS DA CAMPANHA DE 1996................ 272
ANEXO II - ESTUDO DO COMPORTAMENTO VISCOSO ................................... 281
ANEXO III – MONITORAMENTO DAS TEMPERATURAS DO SÍTIO
EXPERIMENTAL................................................................................................ 291
ANEXO IV - CÁLCULO DA DISTRIBUIÇÃO DE TENSÕES IN SITU.................. 298
ANEXO V - RESULTADOS DA INSTRUMENTAÇÃO DO ATERRO
CONVENCIONAL DO MTQ .............................................................................. 306
viii
LISTA DE SÍMBOLOS
BM Ponto de referência - Bench Mark;
CAU ensaio adensado anisotropicamente em célula triaxial e cisalhado em condições
não drenadas;
Cc coeficiente de compressão;
CIU ensaio adensado isotropicamente em célula triaxial e cisalhado em condições
não drenadas;
Ckv relação Δe / Δlog kv
CRS ensaio de compressão oedométrica executado a uma velocidade de deformação
vertical constante;
Cs coeficiente de recompressão;
Cu resistência intacta medida no cone sueco;
Cur resistência amolgada medida no cone sueco;
Cv coeficiente de adensamento;
Cαe coeficiente de compressão secundária = Δe / Δlog σ'
e índice de vazios;
e± velocidade de variação do índice de vazios;
eo índice de vazios inicial do solo;
F furos de amostragem;
G densidade real do grãos;
IL índice de liquidez;
IP índice de plasticidade;
k condutividade hidráulica;
K relação σ'3 / σ'1;
k0 condutividade hidráulica inicial do solo;
K0 relação σ'3 / σ'1 em compressão unidimensional;
ix
K0nc relação σ'3 / σ'1 em compressão unidimensional no domínio normalmente
adensado;
LAI linha de adensamento isotrópico (NCL - normally consolidated line);
LEC linha de estados críticos (CSL - critical state line);
mv coeficiente de compressibilidade volumétrica (Δ e / Δ log σ'v);
p' tensão efetiva média (σ'1 + 2σ'3) / 3;
PR piezômetro;
PZ piezocone;
q tensão desviadora (σ'1 - σ'3);
qc resistência de ponta, medida no ensaio de piezocone;
qt resistência de ponta corrigida, medida no ensaio de piezocone;
qε =15% tensão desviadora (σ'1 - σ'3), para deformação de 15%;
qεf tensão desviadora (σ'1 - σ'3), na ruptura;
s' tensão média efetiva - M.I.T. = (σ'1 + σ'3) / 2;
s'f tensão média efetiva - M.I.T. = (σ'1 + σ'3) / 2, na ruptura;
s'L tensão média efetiva - M.I.T. = (σ'1 + σ'3) / 2, no estado limite;
St sensibilidade;
Su resistência ao cisalhamento não drenada, obtida a partir de ensaio de palheta;
T temperatura;
t tempo;
t tensão desviadora / 2 - M.I.T. = (σ'1 - σ'3) / 2;
tf tensão desviadora / 2 - M.I.T. = (σ'1 - σ'3) / 2, na ruptura;
u poro-pressão;
ub poro-pressão gerada, medida na base da amostra;
uf poro-pressão gerada, medida na ruptura;
uo contrapressão;
x
upte poro-pressão medida no ensaio de piezocone;
V ensaio de palheta;
v volume específico;
wam umidade natural da amostra amolgada;
wL limite de liquidez;
wn umidade natural da amostra intacta;
wP limite de plasticidade;
ε
± 1 velocidade de deformação vertical axial;
ε
± v velocidade de deformação volumétrica;
ε1 deformação vertical axial;
ε1f deformação vertical axial na ruptura;
εv deformação volumétrica ou deformação vertical específica em ensaios
oedométricos;
φ' ângulo de atrito interno do solo;
φ'ec ângulo de atrito interno do solo medido no estado crítico;
φ'gd ângulo de atrito interno do solo medido a grande deformação;
φ'picnc ângulo de atrito interno do solo medido no pico em ensaios de cisalhamento
executados no domínio normalmente adensado;
γw peso específico da água, na temperatura do ensaio;
μ viscosidade do fluido;
σ'1 tensão principal maior efetiva;
σ'1f tensão principal maior efetiva na ruptura;
σ'3 tensão principal menor efetiva;
σ'3f tensão principal menor efetiva na ruptura;
σ'c tensão confinante isotrópica do ensaio CIU;
σ'h tensão horizontal efetiva;
xi
σ'p tensão de sobreadensamento;
σ'ppiezocone tensão de sobreadensamento deduzida a partir de ensaios de piezocone;
σ'pCRS tensão de sobreadensamento obtida a partir de ensaios de adensamento
oedométricos CRS;
σ'pi tensão de sobreadensamento, obtida a partir de ensaios de compressão
isotrópica;
σ'poed tensão de sobreadensamento obtida a partir de ensaios de adensamento
oedométricos convencionais;
σ'v tensão vertical efetiva obtida em ensaios CRS;
σv tensão vertical total;
σ'vmédia tensão vertical efetiva média;
σ'VEL tensão de sobreadensamento obtida a partir das curvas de compressão dos
ensaios de précarregamento in situ;
σvo tensão total inicial;
σ'vo tensão vertical efetiva inicial;
1
1. INTRODUÇÃO
1.1 RELEVÂNCIA DO ESTUDO
Os fenômenos viscosos foram objeto de vários estudos desde o início da Mecânica dos
Solos, entretanto, ainda hoje, são negligenciados em projetos convencionais de
Geotecnia. Pode-se citar como exemplo, a influência da temperatura e da velocidade de
deformação vertical sobre a curva de compressão, para a avaliação de recalques in situ a
partir de curvas de compressão obtidas em laboratório. O comportamento dito
"inesperado" de fundações de aterros construídos sobre solos moles, é muitas vezes, o
reflexo da desconsideração destes fenômenos nas previsões de recalques.
A construção de aterros em uma só etapa, devido à baixa resistência das argilas de
fundação, é um problema freqüente em regiões de depósitos de argilas moles e muito
moles, muito compressíveis. Várias soluções podem ser utilizadas para a execução
destes aterros e a mais usual é construí-los em etapas, uma solução que demanda muito
tempo e que é às vezes incompatível com os cronogramas de construção.
Uma outra solução também bastante utilizada é a execução de parte do aterro com
materiais de baixo peso específico. Materiais leves, tais como isopor, entre outros,
substituem parte do solo, diminuindo os valores das tensões, num processo que é às
vezes associado a um précarregamento convencional, para diminuir os valores dos
recalques após a execução do aterro até a cota de projeto. Entretanto, esta éuma solução
muito dispendiosa, e que apresenta desvantagens: o aterro em isopor tem que ser
executado manualmente e o isopor se deteriora quando em contato com gasolina. Por
isto procura-se soluções alternativas, adequadas técnica e economicamente, para a
execução de aterros sobre argila moles. Neste estudo foi analisado o desempenho das
técnicas de précarregamento por vácuo (préadensamento atmosférico) e por vácuo e
aquecimento, como solução para este problema.
A técnica de précarregamento por vácuo consiste em se fazer o vácuo dentro de uma
camada de solo compressível ao se bombear a água de drenos verticais sob uma sucção
de aproximadamente 75 kPa. A pressão atmosférica atua como uma sobrecarga
equivalente a um aterro convencional de cerca de 4.5 m de altura.
2
A aplicação do vácuo pode ser associada à execução de um aterro de précarregamento
convencional, para se obter um précarregamento no mesmo nível de tensões da cota
final de projeto. Neste caso, após o fim do précarregamento por vácuo, o aterro seria
completado até a cota final, sem a ocorrência de recalques significativos.
Por outro lado, o aquecimento do solo causa uma queda da viscosidade da água
intersticial, um aumento da condutividade hidráulica e em conseqüência, a redução do
tempo de adensamento. Além disto, a tensão de sobreadensamento de uma argila, assim
como os recalques devido ao carregamento e a velocidade de deformação vertical
dependem da temperatura, justificando o interesse em se aquecer o solo.
1.2 OBJETIVOS DO ESTUDO
Num fluido em movimento, as forças tangenciais opostas a este movimento são função
da velocidade do fluido e da temperatura, que atua diretamente no coeficiente de
viscosidade. No solo, o mecanismo das forças que atuam sobre as partículas e fluidos é
muito mais complexo, pois há o fluido adsorvido e o fluido livre.
Nesta dissertação propõe-se o estudo do comportamento viscoso de uma argila natural,
de Saint-Roch-de-l'Achigan, na Província de Québec, Canadá, com base nos resultados
de ensaios de campo e laboratório, a partir de observação da variação dos dois fatores
que influenciam o comportamento viscoso : a velocidade de deformação e a
temperatura. Será discutido também o comportamento do sítio experimental de
précarregamento por vácuo e por vácuo e aquecimento, instalado neste depósito
argiloso. Uma análise comparativa dos comportamentos de campo e in situ será objeto
de discussão nos capítulos subsequentes.
Visando subsidiar o projeto de précarregamento com a aplicação do vácuo e
aquecimento, foi executada uma série de estudos geotécnicos para a caracterização do
depósito argiloso e um estudo do comportamento viscoso dessa argila. Esta fase de
estudos que foi efetuada durante um período de dois anos (1996-1997), compreendia a
execução de investigações geotécnicas de campo e laboratório e a elaboração do projeto
de précarregamento por vácuo e por aquecimento.
O sítio experimental de Saint-Roch-de-l'Achigan foi o primeiro canteiro de aplicação de
vácuo instalado em Québec, assim como a primeira vez em que o précarregamento por
3
vácuo foi associado ao aquecimento do solo. Como estas técnicas nunca foram
utilizadas sobre as argilas do Québec, o Ministério dos Transportes de Québec (MTQ)
contratou a equipe de Geotecnia da Université Laval (ULAVAL) para examinar a sua
aplicabilidade dentro do contexto geotécnico e climático local. A COPPE atuou no
projeto através do acordo de cooperação existente entre a UFRJ e a ULAVAL, que
permitiu a atuação desta aluna de D. Sc. durante todas as fases do projeto de pesquisa de
laboratório e in situ.
Não faz parte do escopo destes estudos análises numéricas, com base em modelos
conhecidos nem a proposição de novos modelos de comportamento. O objetivo
principal é observar o comportamento em campo e laboratório e obter-se conclusões
com base nestas observações. Entretanto, prevê-se a elaboração de estudos neste
sentido, utilizando-se o banco de dados obtidos em laboratório e campo.
1.3 DESCRIÇÃO DOS CAPÍTULOS
No capítulo 2 apresenta-se uma revisão bibliográfica, onde estão descritos: estudos
realizados sobre o comportamento viscoso de solos argilosos, que podem ser
comparados aos estudos executados em Saint-Roch-de-l'Achigan descritos na
dissertação; a técnica de précarregamento por vácuo e estudos realizados em sítios
experimentais de aquecimento de solo.
O programa de investigações geotécnicas de 1996 consistiu de execução de ensaios de
piezocones, ensaio de palheta, coleta de amostras e instalação de piezômetros do tipo
Casagrande. Nesta fase foram ainda executados os seguintes ensaios nos laboratórios de
Geotecnia da Université Laval: ensaios de caracterização, ensaios oedométricos e
ensaios triaxiais CIU ao longo da profundidade. Os resultados destes estudos estão
apresentados no capítulo 3 e no anexo I.
Para o estudo detalhado do comportamento viscoso da argila de Saint-Roch-de-
l'Achigan foram executados ensaios oedométricos CRS, ensaios oedométricos de grande
diâmetro (d = 15 cm) e ensaios triaxiais CAU e CIU, todos executados sob temperatura
controlada, cujas descrições e resultados estão apresentados no capítulo 4 e no anexo II.
Na segunda fase de estudos, foi executado o précarregamento por vácuo e por
aquecimento (1998 - 1999). A instalação do sítio experimental iniciou-se em fins de
4
junho de 1998 e os précarregamentos por vácuo e por aquecimento foram executados de
agosto de 1998 até março de 1999. No capítulo 5 estão descritos os aterros de ensaio de
précarregamento e a instrumentação.
No capítulo 6 estão apresentados os resultados de campo, onde se discute o
comportamento das fundações destes aterros quando sob vácuo e aquecimento. Nos
anexos III e IV estão apresentados resultados da instrumentação de campo e
detalhamento da memória de cálculo das tensões consideradas para o carregamento in
situ.
Numa terceira fase de estudos, de junho a dezembro de 1999, após o término da
aplicação dos précarregamentos, foram executados ensaios de campo: vane tests,
piezocones, amostragens com o amostrador Laval, bem como ensaios de laboratório:
oedométricos convencionais e ensaios triaxiais. Com estes ensaios foi possível
comparar o comportamento antes e após os précarregamentos in situ, bem como avaliar
o desempenho das técnicas de précarregamento. Estes resultados são discutidos no
capítulo 7.
No capítulo 8, estão apresentadas as conclusões destes estudos. Como a técnica de
précarregamento por vácuo é relativamente nova, apresentou-se também neste capítulo
algumas recomendações para a utilização da técnica com base na experiência adquirida
no sítio experimental e proposta para pesquisas futuras.
No anexo IV estão apresentadas as hipóteses adotadas para os cálculos das tensões in
situ e no anexo V apresentou-se a comparação dos resultados obtidos no sítio
experimental com os obtidos em um aterro real convencional, instrumentado, executado
pelo MTQ, a cerca de 50 m do sítio experimental, sobre o mesmo depósito argiloso.
5
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 INFLUÊNCIA DA VISCOSIDADE NO COMPORTAMENTO DE SOLOS
ARGILOSOS
2.1.1 COMPORTAMENTO UNIDIMENSIONAL E ISOTRÓPICO
A influência da viscosidade no comportamento unidimensional de solos tem sido objeto
de discussões no meio geotécnico desde o início da Mecânica dos Solos. Ainda hoje
questiona-se a influência da viscosidade sobre o comportamento da argila e duas
hipóteses de comportamento dos solos em compressão foram propostas:
- na hipótese A, considera-se que somente ao final do adensamento primário é que há
o adensamento secundário, e que a curva de compressão em fim de primário (EOP -
end of primary) é única, ou seja, não é função das condições de drenagem. Na
hipótese A não se considera a existênciade fenômenos viscosos durante o
adensamento primário (Jamiolkowski et al. 1985).
- na hipótese B, considera-se que a resistência à compressão de uma argila é função da
viscosidade e da velocidade de deformação vertical. Como a viscosidade é função da
temperatura, a resistência à compressão é também função da temperatura.
Resultados de ensaios de laboratório, assim como uma série de medidas in situ,
testemunharam um comportamento mais em acordo com a hipótese B. Imai & Tang
(1992) executaram ensaios de adensamento em corpos de prova de argila ligados em
série. Estes ensaios simulavam o comportamento de um depósito argiloso dividido em
camadas, ao se medir recalques e poro-pressões destes corpos de prova, quando
submetidos a um mesmo carregamento. Os resultados destes ensaios confirmam a
influência da distância de drenagem, e consequentemente da velocidade de deformação,
sobre a curva de compressão durante o adensamento primário.
Ensaios de compressão com controle de temperatura confirmam também a influência da
viscosidade sobre a curva de compressão (Campanella, 1965). Ou seja, a curva EOP não
é única e depende da temperatura e da distância de drenagem.
Bjerrum (1967) apresentou o efeito do tempo sobre a curva de compressão de argilas
para a avaliação de recalques, e também observou que o tempo necessário para a
6
dissipação de poro-pressões é função da espessura da camada argilosa, da condutividade
hidráulica e das condições de drenagem.
No campo, a instrumentação da seção executada sem drenos verticais do aterro de Olga,
descrito por Leroueil (1996), indicou um aumento das poro-pressões geradas por
fluência (creep) de 15 a 50 dias após o carregamento. O autor relata que devido à
distância maior de drenagem na seção sem drenos, não houve tempo suficiente para que
a poro-pressão gerada pelo carregamento se dissipasse e a poro-pressão continuou a
aumentar graças à fluência parcialmente drenada. Logo, haveria fluência ainda durante a
fase de adensamento primário, isto é, antes da dissipação do excesso de poro-pressão.
Almeida (1984) realizou ensaios de centrífuga simulando a construção de aterro, onde
as velocidades são elevadas e um aumento de poro-pressão devido a fluência seria
pouco significativo. Entretanto, o autor observou um aumento de poro-pressão após a
execução do carregamento e atribuiu este fenômeno a uma redistribuição de tensões de
zonas de maior excesso de poro-pressão para zonas de menor excesso de poro-pressões.
O autor também atribui o fenômeno ao efeito Mandel-Cryer.
Na realidade os comportamentos descritos por Leroueil (1996) e Almeida (1984) são de
difícil quantificação separadamente, quando se fala em efeito Mandel-Creyer, já que a
própria existência de caminhos de drenagem diferenciados alteram a geometria.
Alguns modelos consideram o efeito da viscosidade sobre o comportamento
unidimensional das argilas como por exemplo: o modelo proposto por Taylor (1942),
que já considerava o efeito da velocidade de deformação na resistência (teoria B); o
modelo proposto por Lowe (1974), com uma análise de recalques a partir da teoria de
Terzaghi modificada, onde a velocidade de deformação vertical foi incluída; o modelo
proposto por Martins (1992), que considera que uma parcela da resistência de solos
argilosos é devida à viscosidade.
2.1.2 EFEITO DA VELOCIDADE DE DEFORMAÇÃO
Leroueil et al. (1985) propuseram que o comportamento unidimensional de solos
argilosos é dado por uma relação única tensão - deformação vertical - velocidade de
deformação vertical (σ'v, εv, ε
± v) e seu comportamento reológico é dado por:
7
σ'p = f (ε
± v) (2-1)
σ'v / σ'p(ε
± v) = g (εv) (2-2)
Segundo esta abordagem, a tensão vertical efetiva do ponto A, apresentado na Figura 2 -
1, do ensaio de adensamento CRS executado sob velocidade de deformação vertical ε± v,
pode ser normalizada com relação à tensão de sobreadensamento deduzida da curva de
compressão obtida sob esta velocidade. Ou seja, pode-se normalizar todos os pontos
(σ'v, εv, ε
± v) das curvas de compressão de uma argila. Para cada velocidade de
deformação vertical ( ε± 1 , ε
± 2 , ε
± 3 ), os pontos são normalizados com relação à tensão de
sobreadensamento (σ'p (ε
± v)), obtida nos ensaios executados sob estas velocidades.
Obtém-se então, uma só curva de compressão normalizada ((σ'v / σ'p (ε
± v)), x εv). É
importante notar que a utilização da deformação vertical e não do índice de vazios é
possível em casos de amostras que possuam um mesmo índice de vazios inicial.
Ao comparar-se as curvas de compressão de uma argila, obtidas em ensaios
oedométricos executados a diferentes velocidades de deformação vertical, Leroueil et al.
(1985) observaram que sob uma determinada tensão vertical, as deformações verticais
são maiores quanto menor é a velocidade de deformação empregada. Este
comportamento foi observado ao executarem ensaios de compressão oedométrica do
Figura 2 - 1 - Comportamento unidimensional proposto por Leroueil et al. (1985).
8
tipo CRS (constant rate of strain), oedométricos convencionais, CGT (controlled
gradient tests), MSL (multiple stage tests) em várias argilas do leste do Canadá e
também em argilas de outras origens. Os autores observaram também que a tensão de
sobreadensamento obtida nestes ensaios aumenta, em geral, 10% por ciclo logarítmico
de velocidade de deformação vertical. Na realidade, a relação log σ'p-log ε
± v é
aproximadamente retilínea, descrita como:
log σ'p = A + (1/m') log ε
± v (2-3)
onde os valores de A e m' são constantes para cada argila, sob uma mesma temperatura.
A relação (σ'v, εv, ε
± v) ou (σ'v, e, e
± ) é válida seja para o adensamento primário ou para o
adensamento secundário (fluência drenada). Discutindo esta hipótese, Leroueil &
Marques (1996) analisaram os resultados dos ensaios de adensamento isotrópico
apresentados por Mesri et al. (1995), executados na argila de St-Hilaire (argila da região
de Champlain) e mostrados na Figura 2 - 2 - a. Os ensaios foram efetuados sobre quatro
corpos de prova (cp) de 125 mm de altura, ligados em série, com drenagem
unidimensional, cujo sentido está indicado na figura por setas saindo dos cp. Os quatro
cp foram submetidos a um mesmo carregamento e as poro-pressões foram medidas na
base dos quatro cp, onde o cp 1 é o mais próximo da camada drenante e o cp 4 é o mais
distante (Figura 2 - 2 - a).
Estes ensaios tiveram como objetivo simular o comportamento de camadas de argila, ao
se medir as deformações e as poro-pressões geradas para cada corpo de prova. Na figura
estão apresentadas as curvas de compressão obtidas para os quatro sub-elementos (cp).
Durante o adensamento primário o solo apresentou um comportamento em
conformidade com as equações (2-1) e (2-2). No início, os elementos de solo mais
próximos da camada drenante apresentaram velocidades de deformação vertical e tensão
de sobreadensamento maiores (Figura 2 - 2 - a). Entretanto, à medida que houve
dissipação da poro-pressão, os sub-elementos que foram submetidos a uma mesma
tensão, caminharam para um mesmo índice de vazios e para uma mesma velocidade de
deformação vertical, ou seja, um valor único de (σ'v, εv, ε
± v). Segundo estas observações,
foi a distância de drenagem quem controlou as velocidades de deformação durante o
adensamento primário, enquanto as poro-pressões geradas pelo carregamento ainda não
tinham se dissipado.
9
Mesri & Godlewski (1977) propuseram que o comportamento em compressão de um
determinado solo seja descrito pela relação Cαe / Cc = constante, onde o coeficiente de
adensamento secundário é dado por Cαe = Δe / Δlog t. Para diversos tipos de solos
Figura 2 - 2 - Adensamento da argila de St-Hilaire para tensões aplicadas de 97 a 138
kPa. (a) Abordagem(σ',e ,e± ). (b) Abordagem Cαe / Cc. Leroueil & Marques (1996).
σ' (kPa)
σ' (kPa)
e
e
Adensamento
secundário
EOP
Adensamento
secundário
Adensamento
primário
Adensamento secundário
nos sub-elementos
Nota : as curvas σ' - e durante o adensamento primário e valores de Cc / Cα são de
Mesri et al. (1995).
10
analisados, os autores obtiveram uma relação Cαe / Cc = constante, com uma faixa
estreita de valores e para as argilas do leste do Canadá, Cαe / Cc é da ordem de 0.03
(Mesri et al., 1995).
Na Figura 2 - 2 - b apresenta-se a análise de resultados dos ensaios executados sobre a
argila de Saint-Hilaire partir do modelo Cαe / Cc = constante, de Mesri et al. (1995).
Observa-se que durante o adensamento primário, as curvas de compressão de cada
elemento são diferentes, em função da distância de drenagem, logo, em caso de
depósitos argilosos reais as curvas de compressão seriam diferentes para cada camada,
devido às diferentes distâncias de drenagem.
Concluindo, a relação Cαe / Cc não é constante e o modelo não é válido para a fase de
adensamento primário, ou seja, o modelo Cαe / Cc = constante não representa o
comportamento da argila ao longo das fases de adensamento, enquanto que a
abordagem (σ'v, εv, ε
± v) representa o comportamento em compressão para qualquer fase
do adensamento, no domínio normalmente adensado.
2.1.3 EFEITO DA TEMPERATURA
Estudos do efeito da temperatura sobre a curva de compressão unidimensional foram
realizados nos anos 60, principalmente por Campanella (1965), que executou ensaios
oedométricos convencionais à temperatura controlada sobre amostras de ilita preparadas
em laboratório com mesmo índice de vazios inicial.
Ao contrário do que se observa com os materiais em geral, uma amostra de solo argiloso
sob tensão, no domínio normalmente adensado, sofre uma diminuição de volume,
graças ao aumento da temperatura. O aumento da temperatura causa uma perda da
resistência e logo há uma deformação associada a esta queda de resistência. Além disto,
o aumento da temperatura causa uma queda da viscosidade do fluido intersticial (em
geral a água) e consequentemente um aumento da condutividade hidráulica. Em um solo
que está sob carregamento, a dissipação das poro-pressões geradas ocorrerá mais
rapidamente, quanto maior a temperatura a que o solo está sendo submetido.
Este comportamento foi observado também para argilas naturais quando submetidas a
um aumento de temperatura durante ensaios oedométricos (Eriksson, 1989; Tidfors &
11
Sällfors, 1989; Boudali et al. 1994; Moritz, 1995; Marques, 1996). Eriksson (1989)
executou ensaios oedométricos convencionais sobre a argila de Luleå, à temperatura
controlada, cujas curvas de compressão estão apresentadas na Figura 2 - 3-a. Estes
ensaios foram executados com o objetivo de estudar o efeito da temperatura sobre a
curva de compressão e sobre a tensão de sobreadensamento.
As curvas de compressão das séries de ensaios executados sob temperaturas variando de
5 e 45oC eram homotéticas, com um valor de Cc constante com a temperatura. A tensão
de sobreadensamento diminuiu com o aumento da temperatura, mas a relação Δσ'p/ΔT
Figura 2 - 3 - Influência da temperatura sobre a curva de compressão da argila de Luleå.
Eriksson (1989).
σ'p (kPa)
ε1 (%)
σ'v (kPa)
Temperatura (oC)
12
não é constante e nos ensaios executados a temperaturas superiores a 45oC, a tensão de
sobreadensamento variou pouco com o aumento da temperatura (Figura 2 - 3 - b).
A análise da variação das deformações volumétricas devido a variação de temperatura
foi bem descrita por Campanella (1965) para argilas com porosidade elevada, onde a
água intersticial livre é fator importante no comportamento da argila. Segundo Baldi et
al. (1988), para argilas de baixa porosidade é a água intersticial adsorvida que influi no
comportamento e a expansão térmica da água intersticial adsorvida é muito menor e é
mais controlada pelas interações eletroquímicas e elétricas das partículas.
Ao se aquecer uma amostra sob uma determinada tensão há uma variação do índice de
vazios. Esta variação é composta de duas parcelas: uma parcela reversível que simularia
um comportamento elástico e uma parcela irreversível que simularia um comportamento
plástico (Δest). Um maior valor de Δest refletiria uma maior sensibilidade do solo à
variação da temperatura.
Demars & Charles (1982) mostraram que os solos de maior plasticidade são mais
sensíveis à variação da temperatura. Os autores executaram ensaios de adensamento
isotrópico com variação cíclica da temperatura, executados no trecho normalmente
adensado de amostras com diferentes índices de plasticidade. Os resultados indicaram
que para um IP inicial maior da amostra, existe uma redução irreversível maior do índice
de vazios das amostras (Δest). Para areias esta redução não foi observada, mas em solos
com mesma plasticidade, o valor de Δest é maior à medida que a temperatura aumenta.
A influência da temperatura sobre a deformação é também função do OCR (razão de
sobreadensamento) da argila, pois é possível ocorrer contração ou expansão devido ao
aumento da temperatura, em função do valor do OCR. Para argilas com um OCR maior,
o valor de Δest é menor, em acordo com as observações feitas por Plum & Esrig (1969),
Burghignoli et al. (1992, 2000), Baldi et al. (1988) e Hueckel & Baldi (1990) para
argilas de diferentes origens.
Concluindo, o comportamento de uma argila quando submetida a uma variação de
temperatura depende de suas propriedades físicas iniciais, tais como IP e porosidade,
bem como seu estado de tensões, isto é, o comportamento depende se a argila é
sobreadensada ou não, e do valor de sua razão de sobreadensamento.
13
2.1.4 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA E DA VELOCIDADE DE
DEFORMAÇÃO
De forma inversa à velocidade de deformação, o aumento da temperatura provoca uma
redução da tensão de sobreadensamento e um aumento das deformações, para tensões
no domínio normalmente adensado. Marques (1996) executou ensaios de adensamento
CRS à temperatura controlada sobre a argila de Saint-Polycarpe, que é uma argila do
mar de Champlain e cujas curvas de compressão estão apresentadas na Figura 2 - 4.
Na Figura 2 - 4 - a, as duas curvas dos ensaios executados a 20oC sob velocidades
maiores são homotéticas, mas a curva de compressão do ensaio executado à velocidade
menor, 1.7 x 10-7 s-1, quando sob deformações maiores, aproximou-se da curva de
compressão do ensaio a 2 x 10-6 s-1. Este fenômeno foi também observado por Leroueil
et al. (1985), para ensaios CRS, executados a baixas velocidades sobre a argila de
Batiscan. Aparentemente, houve uma estruturação da argila quando ela foi comprimida
a baixas velocidades de deformação vertical.
Para os ensaios CRS executados com variação de temperatura de 5 - 20oC (ensaio A) e
de 50 - 20oC (ensaio B), sob uma velocidade de deformação constante de 2 x 10-6s-1,
apresentados na Figura 2 - 4 - b, observou-se que as curvas de compressão de 20oC são
Figura 2 - 4 - Efeito da temperatura e da velocidade de deformação sobre a compressão
unidimensional da argila de Saint-Polycarpe. Marques (1996).
εεεε
±
 v
εεεε
±
 vTemperatura
Ensaio B
Ensaio A
14
coincidentes para os dois ensaios.
Marques (1996) estudou também o efeito da velocidade de deformação vertical e da
temperatura sobre a tensão de sobreadensamento. Na Figura 2 - 5 - a apresenta-se a
variação da tensão de sobreadensamento em função da velocidade de deformação e da
temperatura para a argila de Saint-Polycarpe. A relação log σ'p - log ε
± v é retilínea, dentro
da faixa de valores de temperatura e de velocidade utilizadas e o valor de m' (eq. 2-3)
situa-se entre 22 e 35. O efeito da temperatura sobre a tensão de sobreadensamentofoi
mais acentuado para baixos valores de T, isto é, de 5 até 20oC o efeito foi maior do que
de 20 até 50oC.
Eriksson (1989) também observou que o efeito da temperatura sobre a tensão de
sobreadensamento é mais pronunciada para temperaturas menores. A Figura 2 - 6
apresenta, para várias argilas ensaiadas, a variação da tensão de sobreadensamento
normalizada com relação a tensão de sobreadensamento obtida nos ensaios executados a
20oC, em função da temperatura. A tensão de sobreadensamento sempre diminui com o
aumento da temperatura, para a faixa de temperatura dos ensaios, entretanto a relação
Δσ'p / ΔT diminui à medida que a temperatura aumenta, isto é, a influência da
temperatura sobre a tensão de sobreadensamento é mais acentuada para temperaturas
menores. Observa-se que nesta figura alguns ensaios foram normalizados a partir de
valores médios de σ'p(T=20C), por isto há valores de σ'p /σ'p(T=20C) diferentes de 1 para a
Figura 2 - 5 - Efeito da velocidade de deformação vertical e da temperatura sobre a
tensão de sobreadensamento - ensaios CRS - argila de Saint-Polycarpe. Marques (1996).
1E-7 1E-6 1E-5
εv (s
-1 )
.
100
lo
g 
σ
' p 
(k
Pa
)
100
0 20 40 60
T(oC)
200 200
150
120
εv = 1.7 x 10
-5 s-1 .
εv = 2 x 10-6 s-1 
.
εv = 1.7 x 10-7 s-1 
.
5oC
20oC
50oC
15
temperatura de 20oC.
Como na abordagem de Leroueil et al. (1985) as curvas de compressão das argilas
podem ser normalizadas com relação às tensões de sobreadensamento obtida em função
da velocidade de deformação e da temperatura (σ'p (ε
± v, T)). Boudali et al. (1994)
incluíram o efeito da temperatura nesta abordagem, ficando:
σ'p = f (ε
± v, T) (2-4)
σ'v / σ'p (ε
± v, T) = g (εv) (2-5)
Para verificação deste comportamento, Boudali (1995) executou ensaios oedométricos
CRS sob temperatura controlada sobre a argila de Berthierville. As curvas de
compressão normalizadas com relação a tensão de sobreadensamento, apresentadas na
Figura 2 - 7, estão dentro de uma faixa de valores bastante estreita. Entretanto, observa-
se que a curva de compressão do ensaio executado a baixa velocidade e a alta
temperatura encontra-se um pouco acima da curva normalizada, ou seja, apresenta
deformações menores que a curva normalizada, o que pode ser uma indicação de
estruturação da argila para estas velocidade e temperatura.
Figura 2 - 6 - Variação da tensão de sobreadensamento normalizada em função da
temperatura. Leroueil & Marques (1996).
0 20 40 60 80 100
T(oC)
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
1.3
1.4
σ
' p/
σ
' p(
T=
20
o C
)
Boudali et al. (1994)
Despax (1975)
Campanella & Mitchell (1968)
Tidfors & Sallfors (1989)
Eriksson (1989)
Moritz (1995)
Marques (1996)
Akagi & Komiya (1995)
16
Resumindo, o comportamento de uma argila em compressão é função da velocidade de
deformação e da temperatura e, segundo observações de Kabbaj et al. (1988), as curvas
de compressão in situ apresentam deformações maiores que as curvas de compressão
obtidas em laboratório. A diferença entre os dois comportamentos é devido a uma
sobreposição de efeitos:
- a velocidade de deformação in situ é menor que as velocidades usuais de laboratório,
o que implica em deformações maiores no campo;
- a temperatura de amostras ensaiadas em laboratório (≅ 20oC) é maior que a
temperatura do solo in situ, em países de clima frio (≅ 7oC), ou seja, as deformações
medidas em laboratório são maiores que em campo. No Brasil, embora as
temperaturas do solo in situ sejam da ordem de 20oC, é necessário que haja um bom
controle de temperatura no armazenamento das amostras e durante a execução de
ensaios nos laboratórios de geotecnia. Um exemplo disto foram os ensaios de
expansão executados por Feijó (1991) com temperatura de laboratório controlada, em
que uma falha do sistema de refrigeração foi suficiente para aumentar a velocidade
de expansão, ao final de meses de ensaio de expansão;
Figura 2 - 7 - Curvas de compressão normalizadas - argila de Berthierville. Boudali
(1995).
Profundidade : 3.15 - 3.28 m
17
- os caminhos de tensões do campo são diferentes dos caminhos de tensões utilizados
em laboratório durante o adensamento.
Concluindo, considerações de velocidade de deformação e temperatura são
extremamente importantes, seja para o controle das condições de execução dos ensaios
de laboratório, como para a previsão do comportamento de campo.
2.1.5 ESTADO LIMITE
O estado de tensões de um solo no estado limite (no escoamento ou yielding) é também
função do caminho de tensões utilizado, da velocidade de deformação e da temperatura.
Em geral, há uma diferença entre o estado limite obtido in situ e o obtido em
laboratório. No laboratório, por exemplo, durante um ensaio oedométrico, o solo é
submetido a um caminho de tensões Ko (εh = 0), enquanto que in situ, o caminho de
tensões seguido durante um carregamento não é Ko, pois além das deformações
horizontais (εh ≠ 0), há também a drenagem parcial. Além disto, como dito
anteriormente a velocidade de deformação e a temperatura in situ são menores que as
velocidades e temperaturas geralmente utilizadas em laboratório.
Para verificar o efeito da temperatura e da deformação vertical na superfície de estado
limite, Boudali (1995) executou ensaios de compressão anisotrópica K = σ'3 /σ'1 =
constante com temperatura controlada sobre a argila de Berthierville, cujas curvas de
estado limite, no plano p'-q, estão apresentadas na Figura 2 - 8. O autor obteve um valor
da tensão efetiva média no estado limite para a direção da aplicação da tensão e o valor
de K utilizado, em função da velocidade, dado por:
log ( p'y-K) = A' + (1/m') log ε
± v (2-6)
onde A é função de K e da temperatura e (1/m') corresponde à inclinação da relação log
( p'y-K) - log ε
± v, que é constante para os valores de K e de temperatura utilizados em um
ensaio de adensamento.
A velocidade de deformação e a temperatura atuam de forma contrária sobre a curva de
estado limite, pois o aumento da temperatura faz com que a curva se contraia enquanto
que o aumento da velocidade faz com que a curva se expanda. Boudali (1995) obteve
uma variação do estado limite em função da temperatura de 0.9% / oC e de 14% por
ciclo logarítmico de velocidade de deformação, para as faixas de T e ε± v utilizadas.
18
Hueckel & Baldi (1990) executaram ensaios triaxiais drenados sobre a argila de
Pontida, com amostras adensadas até um OCR de 12.5 e cisalhadas a temperaturas
constantes e cujos resultados estão apresentados na Figura 2 - 9.
Como a curva de estado limite se contraiu devido ao aumento de temperatura, o estado
de tensões da amostra ② (95oC) encontrava-se mais próximo do seu estado limite, e por
Figura 2 - 8 - Curvas de estado limite no plano p'-q em função de (a) variação da
velocidade de deformação (b) temperatura. Boudali (1995).
Figura 2 - 9 - Ensaios de cisalhamento drenado sobre a argila de Pontida. Hueckel &
Baldi (1990).
q = σσσσ1 - σσσσ3 (MPa)
εεεε1 (%)
εεεε1 (%)
εεεεv (%)
Tipo de
ensaio
Triaxial
Oedométrico
19
isto o comportamento da amostra ① (23oC) era de um solo com um OCR maior do que
o da amostra ②. Observou-se que a resistência de pico é maior para temperaturas mais
baixas. Este comportamento é interessante pois além de mostrar a importância da
temperatura no comportamento geral da argila, também coloca em questão o conceito
de OCR, que na realidade é uma razão de sobreadensamento que depende da referência,
que é o estado limite, que por sua vez depende dos fatores discutidos anteriormente.
Concluindo, o aumento da velocidade de deformação ou a diminuição da temperatura
causam uma expansão da superfície de estado limite no espaçoe-p'-q, e cada velocidade
ou temperatura correspondem a uma camada da superfície de estado limite, conforme
apresentado de forma esquemática na Figura 2 - 10, apresentada por Boudali (1995). No
plano p'-e, observa-se o efeito sobre as curvas de compressão enquanto que no plano p'-
q observa-se o efeito sobre a curva de estado limite (curva de escoamento ou yield
curve).
2.1.6 FLUÊNCIA
Durante um ensaio de fluência (creep), drenado ou não drenado, a velocidade de
deformação diminui com o tempo. Lacerda (1976) executou ensaios de fluência não
drenados a σ'1 constante, sobre a argila da Baía de São Francisco, cujas curvas log ε
± v -
log t estão apresentadas na Figura 2 - 11. Observou-se que as curvas apresentaram uma
Figura 2 - 10 - Efeito da velocidade de deformação e da temperatura sobre a superfície
de estado limite no espaço e - p' - q. Boudali (1995).
ou
T 1
> T
2
> T
3
20
inclinação constante para a faixa de tempo analisada, mas quando a amostra aproximou-
se da ruptura houve um aumento da velocidade de deformação, como no caso das
amostras CR-1-5 e CR-1-6. Os ensaios de fluência não drenados à temperatura
controlada executados por Campanella (1965), sobre esta argila mostraram que há um
aumento da poro-pressão e da deformação vertical em função do aumento da
temperatura, mas que a relação Δlog ε± v / Δlog t é constante.
Durante a fluência drenada, quando o excesso de poro-pressão devido ao carregamento
já se dissipou, um aumento da temperatura causaria a redução da resistência à
compressão da argila e um aumento da deformação. Durante um ensaio de fluência não
drenada, um aumento da temperatura causará um aumento da poro-pressão, logo a
deformação é causada pela diminuição da tensão efetiva, induzida pelo aumento da
temperatura, ou seja, durante ensaios de fluência drenados e não drenados há um
aumento da velocidade de deformação devido ao aumento da temperatura.
A Figura 2 - 12 mostra as curvas de deformação em função do tempo e em função da
Figura 2 - 11 - Velocidade de deformação vertical em função do tempo - ensaios de
fluência sobre a argila da Baía de São Francisco. Lacerda (1976).
1 10 100 1000 10000
t (min)
1E-5
1E-4
1E-3
1E-2
0.1
1
ε v
(%
/m
in
)
 .
σ'c = 78.5 kPa
CR-1-6 - D = 58.4 kPa
CR-1-5 - D = 55.1 kPa
CR-1-4 - D = 49 kPa
SR-1-2 - D = 42.8 kPa
CR-1-3 - D = 38.8 kPa
SR-1-3 - D = 30.5 kPa
21
velocidade de deformação que Mitchell et al. (1968) obtiveram, a partir de ensaios de
fluência não drenados em células triaxiais, executados à temperatura controlada sobre a
argila da Baía de São Francisco. Inicialmente, foi executado um ensaio a 20oC e após
1000 minutos de fluência, a temperatura foi aumentada para 37oC. Observou-se então,
um aumento da velocidade de deformação vertical da ordem de 10 vezes, para uma
variação de temperatura da ordem de 25oC.
O aumento da temperatura durante um ensaio de fluência não drenado pode também
modificar as condições na ruptura. Na realidade, um aumento da poro-pressão pode ser
suficiente para causar ruptura sob valores de deformação e de velocidade de deformação
menores.
Este comportamento foi observado por Houston et al. (1985), que executaram ensaios
de fluência não drenados em células triaxiais sob temperatura controlada, sobre corpos
de prova de ilita submetidos a uma mesma tensão desviadora, cujas curvas log ε± v - log t
estão apresentadas na Figura 2 - 13. Observou-se que a diferença entre as curvas log ε± v -
log t dos ensaios executados a 4 e a 40oC é pequena, enquanto que para o ensaio
executado a 100oC, há ruptura devido ao grande aumento da poro-pressão.
Concluindo, o aumento da temperatura tem como efeito o aumento das deformações,
das velocidades de deformação e da poro-pressão durante a fluência. No caso de
Figura 2 - 12 - Variação da velocidade de deformação em função da temperatura
durante um ensaio de fluência - argila da Baía de São Francisco. Mitchell et al. (1968).
Mudança de
temperatura
tempo
Mudança de
temperatura
22
fluência não drenada este aumento, causa um decréscimo da resistência, que pode levar
a ruptura, sob menores valores de velocidade de deformação.
2.1.7 ESTRUTURAÇÃO E DESESTRUTURAÇÃO DE ARGILAS NATURAIS
O solo apresenta uma estrutura que se desenvolveu durante a sua formação e que está
associada a suas características físico-químicas e a sua história de tensões. Durante a
amostragem, um solo natural pode se desestruturar por amolgamento e apresentar um
comportamento diferente de um solo intacto, conforme discutido por Leroueil &
Vaughan (1990) e apresentado na Figura 2 - 14.
A desestruturação de uma argila natural devido à amostragem de baixa qualidade
provoca: (a) queda da resistência e da poro-pressão e um aumento da deformação de
pico obtidos em ensaios de cisalhamento triaxial; (b) mudança da forma da curva de
compressão obtida em um ensaio oedométrico, sobretudo nas proximidades da tensão de
sobreadensamento; (c) queda da tensão de sobreadensamento obtida em ensaios
oedométricos e em conseqüência causa uma contração da curva de estado limite. Este
comportamento vem ratificar a necessidade de se obter amostras de boa qualidade, e
atualmente dois amostradores têm-se distinguido como os que apresentaram melhor
Figura 2 - 13 - Efeito da temperatura sobre a fluência não drenada de uma ilita do
Pacífico. Houston et al. (1985).
TEMPO
23
desempenho : o amostrador Laval e o amostrador de Sherbrooke, que tem apresentado
resultados ligeiramente superiores aos de Laval (Clayton et al., 1992).
Durante um ensaio de laboratório a estrutura de um solo argiloso é modificada à medida
que o ensaio vai sendo executado. Observa-se que, sob certas condições, algumas
argilas naturais apresentam uma reestruturação com o tempo e devido a outros fatores e
não somente à variação do índice de vazios e da história de tensões. Este fenômeno é
mais importante para certas argilas e parece ser função da tixotropia, da cimentação e da
fluência drenada (adensamento secundário), pois com o tempo haveria um aumento da
resistência das ligações entre as partículas.
Durante um ensaio de fluência unidimensional há uma diminuição do índice de vazios e
da velocidade de deformação em função do tempo. Se após um período de fluência
houver um recarregamento, a curva de compressão reencontra a curva de compressão do
ensaio de adensamento executado com carregamentos de forma convencional, a cada 24
h. Entretanto, há casos de argilas que apresentam um sobreadensamento maior do que o
esperado, ou seja, um sobreadensamento maior que o causado apenas pela variação do
Figura 2 - 14 - Efeito do amolgamento sobre o comportamento de um solo argiloso.
Leroueil & Vaughan (1990).
Bloco
Amostrador Laval de 200mm
Amostrador de pistão de 50mm
Amostras
d = 85 mm
Amostras
de bloco
Bloco
Tubo de 5cm
24
índice de vazios. Este sobreadensamento é causado pela reestruturação da argila durante
a fluência.
Este comportamento foi descrito por Burland (1990) e foi também observado por Perret
et al. (1995), que executaram ensaios de fluência unidimensional, cujas curvas de
compressão estão apresentadas na Figura 2 - 15. Observou-se um aumento do
sobreadensamento no recarregamento da amostra cujo teor de matéria orgânica (OM =
1.1%) é menor, Figura 2 - 15 - a, enquanto que a amostra com OM maior, Figura 2 - 15
- b, não apresentou um aumento do sobreadensamento com relação a curva de
compressão convencional.
Esse comportamento parece estar relacionado com a tixotropia do solo, pois os solos
tixotrópicos apresentam um aumento da resistência em função do tempo de deposição, e
os solos orgânicos são, em geral, pouco tixotrópicos. Entretanto, observou-se que à
medidaque as deformações ocorrem, na curva de compressão da Figura 2 - 15 - a, há
uma nova desestruturação do solo, e as curvas de compressão são coincidentes de novo.
Graham et al. (1983) executaram ensaios de adensamento oedométricos sobre a argila
de Ottawa e também obtiveram tensões de sobreadensamento maiores que as previstas
pelo modelo de envelhecimento da argila proposto por Bjerrum (1967). Após 20 dias de
Figura 2 - 15 - Efeito da estruturação sobre a curva de compressão das argilas: (a)
turbidita; (b) argila siltosa. Perret et al. (1995).
σσσσ'v (kPa)σσσσ'v (kPa)
ee
25
adensamento sob uma tensão constante seguida de um carregamento, a curva de
compressão obtida a partir dos pontos de 100 minutos após o carregamento não
reencontrava a curva de compressão de 100 minutos extrapolada da fase inicial do
ensaio, ou seja, o mesmo comportamento observado na Figura 2 - 15 - a.
A estruturação também foi observada em amostras da argila de Jonquière preparadas em
laboratório, cuja curva de compressão é apresentada na Figura 2 - 16. A curva de
compressão do ensaio CRS executado a uma velocidade de 10-7 s-1 apresentou valores
de deformações ainda menores que os do ensaio executado a 1.27 x 10-5 s-1, pois no
ensaio mais rápido, a argila não teve tempo para se estruturar. Comparando a curva de
compressão do ensaio CRS com a do ensaio oedométrico, cujas velocidades de
deformação, ao fim de 24 horas, são da ordem de 10-7 s-1, observou-se também
deformações menores para o ensaio CRS. Num ensaio oedométrico convencional, as
velocidades iniciais de cada carregamento são elevadas, e ao se promover um novo
carregamento o solo perde a estrutura que adquiriu no carregamento precedente. Já no
ensaio CRS mais lento, para todas as tensões aplicadas, a velocidade de deformação foi
10-7 s-1, durante um mês necessário para alcançar o final do ensaio.
Este comportamento indica a importância do tempo na estruturação de uma argila, ou
seja, no aumento da resistência das ligações das partículas. A reestruturação de uma
argila durante um ensaio de adensamento executado a baixa velocidade tem um efeito
contrário ao efeito da velocidade, o que não é previsto num comportamento em que a
relação (σ'v, εv, ε
± v), é única para um tipo de solo. No caso de uma relação (σ'v, εv, ε
± v)
única, para qualquer tipo de ensaio e de carregamento as equações (2-1) e (2-2)
representariam o comportamento unidimensional de um solo em compressão, dentro do
domínio normalmente adensado, o que não ocorre quando há estruturação.
A estruturação parece ser menor nas proximidades da tensão de sobreadensamento,
quando as deformações ainda são baixas, pois o solo não teve tempo para se
reestruturar. Entretanto o efeito aumenta com o tempo, à medida que o solo se deforma.
O fenômeno de estruturação da argila foi observado também para velocidades de
deformação pequenas e para temperaturas elevadas por Akagi & Komiya (1995). A
Figura 2 - 17 - a apresenta o efeito da velocidade de deformação sobre a curva de
compressão, segundo os resultados de ensaios CRS realizados à temperatura controlada
26
sobra a argila marinha de Tóquio. Não se observou nestes ensaios o efeito da velocidade
de deformação para altas temperaturas provavelmente devido a estruturação da argila ou
devido ao fato que os ensaios foram executados para uma faixa de velocidade inferior a
um ciclo logarítmico de velocidade.
A diferença entre os valores de tensão de sobreadensamento deveria ser inferior a 10%,
o que dificulta a comparação das curvas de compressão. Além disto, a transição do
domínio sobreadensado - normalmente adensado desta argila, é feita suavemente,
dificultando mais ainda a definição do valor da tensão de sobreadensamento. De 20 para
50oC observa-se o efeito da temperatura sobre a curva de compressão, entretanto para
temperaturas elevadas de 50oC e 80oC (Figura 2 - 17 - b) não se observa o efeito da
temperatura
Concluindo, a temperatura parece ser um fator importante durante a reestruturação,
conforme também observado por Marques (1996) para a argila de Saint-Polycarpe. A
Figura 2 - 16 - Efeito da estrutura sobre a curva de compressão da argila de Jonquière.
Leroueil et al. (1996).
Convencional 24h
εv (%)
σ'v (kPa)
27
reestruturação do solo poderia levar a baixas deformações in situ, ou seja, menores que
as previstas a partir de ensaios de laboratório, mesmo quando se considera o
comportamento viscoso devido às variações de velocidade de deformação e de
temperatura.
2.1.8 PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA
Segundo a teoria dos processos viscosos (Mitchell, (1964); Mitchell et al. (1969) e
Mitchell, (1993)), sob uma temperatura constante, a resistência ao cisalhamento de um
solo cresce com o aumento da velocidade de deformação. Este comportamento é
Figura 2 - 17 - Influência da velocidade de deformação e da temperatura sobre as curvas
de compressão da argila marinha de Tóquio. Akagi & Komiya (1995).
a)Influência da velocidade de deformação
b)Influência da temperatura
28
detalhado na Figura 2 - 18, para caminhos de tensão de ensaios não drenados
executados para velocidades baixas ou elevadas. A partir de amostras sob um mesmo
estado de tensões inicial Ioc e Inc, para estado inicial sobreadensado e normalmente
adensado respectivamente, os ensaios executados a baixas velocidades apresentam um
pico de resistência (q) inferior durante o cisalhamento não drenado. As poro-pressões
geradas neste caso são superiores (pontos Soc e Snc), quando comparadas às dos ensaios
executados a velocidades maiores (pontos Roc e Rnc), o que significa que para baixas
velocidades os valores de p' ou de s' no pico são menores.
A resistência não drenada cresce, em geral, de 5 a 20% por ciclo logarítmico de
velocidade e a magnitude deste aumento é função da plasticidade do solo (Ortigão,
1980; Graham et al., 1983; Coutinho, 1986 e Mitchell, 1993). Além disto, segundo
Graham et al. (1983), o ângulo de atrito no pico (φpicnc) obtido a partir de ensaios de
cisalhamento executados no domínio normalmente adensado é um pouco menor para
velocidades menores, mas segundo os autores o ângulo de atrito obtido à grande
deformação não parece ser função da velocidade de deformação.
O efeito da velocidade de deformação sobre a resistência pode ser verificada a partir de
ensaios de cisalhamento executados sobre uma mesma amostra, pois desta forma
evitam-se incoerências nos resultados devido às diferenças das características iniciais
das amostras. Uma das técnicas consiste em se executar os ensaios de cisalhamento com
Figura 2 - 18 - Influência da velocidade de deformação sobre a resistência não drenada.
Leroueil & Marques (1996).
Ensaios não drenados
Ensaios rápidos
Ensaios lentos
Y : curva de
estado limite
29
variação de velocidade de deformação em estágios, durante os quais a velocidade é
modificada durante o cisalhamento, como apresentado na Figura 2 - 19. Os ensaios de
cisalhamento executados sobre a argila de Belfast por Graham et al. (1983),
apresentaram curvas tensão-deformação bem definidas em função da velocidade de
deformação e para os três estágios de velocidade escolhidos, a resistência é maior, para
maior velocidade de cisalhamento utilizada.
Uma outra técnica para verificar o efeito da velocidade de deformação sobre a
resistência consiste em se executar ensaios de relaxação de tensões onde a velocidade de
deformação muda com a deformação (Kenney, 1966). Durante o cisalhamento, a prensa
é desligada e a amostra se deforma sob o efeito da energia acumulada no sistema de
carregamento e à medida que a velocidade de deformação diminui com a deformação, a
resistência ao cisalhamento diminui também. A prensa é em seguida religada e a curva
tensão-deformação reencontra acurva da fase inicial do ensaio.
A curva tensão-deformação obtida na segunda fase deste tipo de ensaio apresenta às
Figura 2 - 19 - Curvas de tensão-deformação dos ensaios de compressão triaxial com
variação de velocidade de deformação e relaxação de tensões. Graham et al. (1983).
Argila de Belfast - 4m
Argila de Winnipeg - 11.5m
εεεε1 (%)
Ensaios de compressão triaxial CAU
Ensaios de relaxação R
30
vezes, um aumento da resistência maior que durante a fase inicial do ensaio, para uma
mesma velocidade. Este aumento foi observado logo após o reinício da segunda fase e
apenas por um curto período de tempo, pois à medida que a compressão prossegue as
duas curvas de tensão-deformação, para uma mesma velocidade, se reencontram. Este
comportamento pode ser também associado à estruturação do solo sob baixas
velocidades.
A influência da velocidade de deformação sobre o cisalhamento de uma argila é
também função do OCR da argila. A partir de resultados de ensaios de compressão não
drenadas sobre a argila de Boston, Sheahan et al. (1996) observaram que para argilas
normalmente adensadas ou levemente sobreadensadas a influência da velocidade de
deformação era bem definida, mas que para valores elevados de OCR a influência da
velocidade sobre a resistência de pico é pequena.
Segundo a teoria dos processos viscosos, a resistência ao cisalhamento é igualmente
função da temperatura. Campanella & Mitchell (1968) observaram que para um
aumento da temperatura sob condição não drenada, há geração de poro-pressão, o que
provoca uma queda da resistência.
Sherif & Burrous (1969) executaram ensaios de cisalhamento a temperatura controlada
sobre caolinita, cujos resultados estão apresentados na Figura 2 - 20. A resistência não
drenada é menor para temperaturas maiores e as envoltórias de resistência em função da
umidade do solo são paralelas à curva de compressão isotrópica.
Houston et al. (1985) executaram ensaios CIU sob temperatura controlada de 4, 40, 100
e 200oC, cujos caminhos de tensões estão apresentados na Figura 2 - 21. O ângulo de
atrito parecia aumentar com a temperatura para os ensaios executados a temperaturas de
100 e 200oC e observou-se a existência de uma coesão. Entretanto, é difícil se obter uma
boa conclusão a partir destes ensaios pois as envoltórias de ruptura foram definidas em
função da temperatura com resultados de apenas dois ensaios, para cada temperatura.
Entretanto, Lingnau et al. (1995) também obtiveram envoltórias de resistência diferentes
no plano p' - q para ensaios executados a 26oC e 100oC.
Concluindo, o aumento da velocidade de deformação implica em aumento da resistência
de pico, mas parece ter pouca influência na envoltória de ruptura. Entretanto o aumento
da temperatura diminui a resistência de pico e pode causar uma variação da envoltória
31
de ruptura. Dependendo da faixa de temperatura em que os ensaios foram executados,
esta variação pode ser significativa ou não.
Figura 2 - 20 - Efeito da temperatura sobre a resistência. Sherif & Burrous (1969).
Figura 2 - 21 - Variação do ângulo de atrito em função da temperatura. Houston et al.
(1985).
Resistência à compressão (psi)
w (%)
Curva de adensamento de ensaios triaxiais
1
a) T = 4oC; φ ‘ = 34.6o
b) T = 40oC; φ ‘ = 35.4o
c) T = 100oC; φ ‘ = 40.7o
d) T = 200oC; φ ‘ = 50.3o
32
2.1.9 ESTADOS CRÍTICOS
O ângulo de atrito obtido a (σ'1 / σ'3)max, de um solo cisalhado no domínio normalmente
adensado não é influenciado pela velocidade de deformação (Sheahan et al., 1996). A
linha de estado crítico no plano p' - q também não parece variar com a velocidade de
deformação, assim como a relação e - log p' no estado crítico, segundo observações
feitas por Badra-Blanchet (1981).
Entretanto a temperatura influencia a relação e - log p' no estado crítico, conforme
esquema apresentado na Figura 2 - 22. Uma argila é adensada isotropicamente até o
domínio normalmente adensado a uma temperatura inicial T1, indicada pelo ponto A no
plano p' - q, e A' no fim do adensamento primário sobre a linha de adensamento
isotrópico, NCL1. A seguir, a partir de A', executa-se um cisalhamento não drenado sob
T1 e o estado de tensões no estado crítico é dado pelos pontos D e D' sobre a linha de
estado crítico CSL1.
Uma segunda amostra é adensada até o ponto A', sob uma temperatura T1 e a seguir
aumenta-se a temperatura até T2, sem permitir drenagem. Há uma expansão da amostra,
um aumento da poro-pressão e uma queda da tensão efetiva e para que o estado de
tensões alcance os pontos B e B' sobre a linha de compressão isotrópica sob T2 (NCL2).
Executa-se então um cisalhamento não drenado sob T2, o estado de tensões no estado
crítico é dado pelos pontos E e E' sobre a linha de estados críticos CSL2. Ou seja,
comparando-se com o caso precedente, haveria uma geração maior de poro-pressão.
Se uma terceira amostra é adensada até o ponto A' e aumenta-se a seguir a temperatura
até T2, com drenagem aberta, há uma deformação e o ponto C' é alcançado sobre a linha
de compressão isotrópica sob T2 (NCL2). Executa-se a seguir um cisalhamento não
drenado sob T2, e o estado de tensões no estado crítico é dado pelos pontos F e F' sobre
a linha de estados críticos. Este comportamento será verificado, nos ensaios triaxiais
apresentados no item 4.2.3.
Lingnau et al. (1995) executaram ensaios triaxiais de cisalhamento não drenados sobre
amostras de ilita a 4 e 100oC e obtiveram uma relação e - log p' no estado crítico como
função da temperatura. Para determinado valor de volume específico, os autores
acharam valores de p' menores com o aumento da temperatura, conforme o esquema da
33
Figura 2 - 22 - b, com linhas NCL e CSL paralelas num gráfico v x p', com p'
representado em escala logarítimica.
Os pontos D, E e F, da Figura 2 - 22, estabelecem uma só curva CSL no espaço e - p' - q
à T1 e T2. Este comportamento é válido para pequenas variações de temperatura pois
segundo os resultados obtidos por Houston et al. (1985), a linha de estados críticos no
plano p'-q parece ser pouco influenciada pela variação da temperatura até 50oC.
Entretanto, para temperaturas mais altas, se obteria diferentes linhas CSL em função da
temperatura, no plano p' - q.
Figura 2 - 22 - Esquema da influência da temperatura sobre a linha de estados críticos.
Leroueil & Marques (1996).
Caminhos de tensão de
ensaios CIU
1 para T1
2 para T2
para T1 < T2
34
2.1.10 RELAXAÇÃO DE TENSÕES
Durante um ensaio de relaxação de tensões, quando a deformação (εv) é impedida, há
uma queda da tensão desviadora. Lacerda (1976) executou ensaios de relaxação de
tensões após ensaios de cisalhamento ou após ensaios de fluência sobre a argila da Baía
de San Francisco. A Figura 2 - 23 apresenta a relação entre a tensão desviadora em
qualquer tempo e a tensão desviadora inicial (q / q0) em função do tempo para a
relaxação executada após cisalhamento.
O corpo de prova foi inicialmente cisalhado a uma velocidade de deformação inicial
constante (ε± v0), e antes de ocorrer a ruptura, o cisalhamento é interrompido a uma tensão
q0, seguido de um ensaio de relaxação de tensões. Após um determinado tempo de
relaxação, o cisalhamento continuou seguido de uma nova fase de relaxação, para um
outro patamar de deformação. A tensão desviadora decresce em função do tempo
segundo a equação:
q/q0 = 1 - s log (t/t0) (2-7)
t0 = tempo para q/q0 = 1;
Figura 2 - 23 - Ensaio de relaxação sobre a argila da Baía de San Francisco. Lacerda
(1976).
0 1 10 100 1000 10000
t (min)
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
q/
q 0
SR-1-5 - σ'c = 78.5 kPa
εv = 0.38% - εv0 = 1.52 %/min
 .
εv = 2.32% - εv0 = 1.52 %/min
 .
εv = 3.90% - εv0 = 1.62 x 10
-2 %/min
 .
εv = 5.25%