RESISTENCIA AO CISALHAMENTO DE UM SOLO TROPICAL NAO SATURADO

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Resistência ao cisalhamento de um solo tropical não saturado 
 
Vinícius de Oliveira Kühn 
Universidade Federal de Goiás, Goiânia, Brasil, viniciusok87@gmail.com 
 
Gilson de F. N. Gitirana Jr. 
Universidade Federal de Goiás, Goiânia, Brasil, gilsongitirana@gmail.com 
 
RESUMO: Neste trabalho é abordada a resistência ao cisalhamento de um solo tropical compactado 
em condições saturadas e não saturadas. O material estudado é um solo típico da região Centro-
oeste do Brasil, encontrado em uma área de empréstimo da Barragem João Leite. O solo estudado 
foi compactado nas condições correspondentes ao Proctor Normal, porém utilizando um método de 
compactação semi-estático, para assim obter melhor controle de qualidade e constância das 
propriedades dos corpos de prova. Foi planejada uma campanha de investigações experimentais que 
incluem ensaios triaxiais saturados, do tipo CDsat em trajetórias não convencionais, e ensaios 
triaxiais não saturados, do tipo CDnsat em trajetórias convencionais. Durante os ensaios triaxiais não 
saturados foi avaliado o comportamento volumétrico do solo por meio de um sistema de medição de 
volume total desenvolvido na Universidade de Ciência e Tecnologia de Hong Kong. O material 
estudado apresentou comportamento normalmente adensado para altas tensões confinantes e pré-
adensado para baixas tensões, tanto para o caso saturado quanto para o caso não saturado. Os 
resultados dos ensaios sugerem que a envoltória do solo em estudo não é linear para as sucções em 
enstudo, com queda de ϕb ao aumento das sucções e com leve queda de ϕ’ ao aumento das tensões. 
O método de medição de volume total foi considerado satisfatório. 
 
PALAVRAS-CHAVE: Resistência ao Cisalhamento, Solos Não Saturados, Solos Tropicais. 
 
 
1 INTRODUÇÃO 
 
Muitos dos problemas geotécnicos encontrados 
na prática da engenharia estão relacionados à 
resistência ao cisalhamento do solo, por 
exemplo: fundações rasas e profundas, 
capacidade de carga, empuxo de terra e 
estabilidade de taludes. Esses problemas são 
solucionados em sua grande maioria baseando-
se na resistência ao cisalhamento e utilizando-se 
do conceito que os solos estejam na condição 
saturada. No entanto, muitos solos na natureza 
se encontram em condições não saturadas, 
principalmente em regiões áridas e semiáridas do 
globo terrestre. Como ocorre em grande parte 
do território brasileiro. A suposição de que o 
solo se encontra em condições saturadas pode 
acarretar no superdimensionamento das 
estruturas. 
 A resistência ao cisalhamento dos solos 
saturados é bem estabelecida pela envoltória de 
ruptura de Mohr-Coulomb, utilizando o 
conceito de tensão efetiva proposto por 
Terzaghi (1936). Porém, para os solos não 
saturados, diversos modelos de comportamento 
foram desenvolvidos ao longo dos anos para 
interpretar, prever ou estimar a resistência ao 
cisalhamento, dentre estes estão: Fredlund, 
Morgenstern e Widger (1978), Vanapalli et al. 
(1996), Vilar (2006), dentre outros que também 
propõem abordagens e considerações acerca da 
resistência ao cisalhamento dos solos não 
saturados. 
 A resistência ao cisalhamento dos solos está 
atrelada às variáveis de estado tensão, sendo que 
as variáveis de estado tensão geralmente 
utilizadas em solos não saturados são a tensão 
normal líquida 
)( an u
 e a sucção matricial 
)( wa uu 
. 
 O objetivo principal dessa pesquisa é avaliar 
o comportamento mecânico saturado e não 
saturado de um solo tropical compactado por 
meio de ensaios laboratoriais. Como objetivo 
secundário tem-se: avaliar o comportamento 
volumétrico através de um sistema de medição 
de volume total desenvolvido na Universidade 
de Ciência e Tecnologia de Hong Kong. 
 
 
2 RESISTÊNCIA AO CISALHAMENTO 
DE SOLOS NÃO SATURADOS 
 
Historicamente, a resistência ao cisalhamento 
dos solos saturados é descrita através da 
envoltória de ruptura de Mohr-Coulomb, 
utilizando o conceito de tensão efetiva 
propostos por Terzaghi (1936) citado por 
Fredlund e Rahardjo (1993). A envoltória de 
ruptura representa a resistência ao cisalhamento 
do solo relacionada a uma determinada tensão 
efetiva, obtida plotando vários círculos de Mohr. 
A inclinação da reta corresponde ao ângulo de 
atrito efetivo, ϕ', e a resistência a uma tensão 
nula é denominado coesão efetiva, c'. 
fwf u )( 
 é a tensão normal efetiva na ruptura 
e 
ff
 a tensão cisalhante na ruptura, conforme 
Equação 1. 
 
'tan)('  fwfff uc 
 (1) 
 
 Fredlund, Morgenstern e Widger (1978) 
propuseram uma equação de resistência ao 
cisalhamento para os solos não saturados 
(Equação 2), fazendo uso das variáveis de 
estado estabelecidas anteriormente por Fredlund 
e Morgenstern (1977), a tensão normal líquida, 
)( an u
 e a sucção matricial, 
)( wa uu 
, sendo 
aplicadas separadamente. 
 
b
fwafafff uuuc  tan)('tan)(' 
 (2) 
 
b
fwa uucc tan)(' 
 (3) 
 
 O ângulo de atrito efetivo, ϕ', é associado 
com a contribuição à resistência ao cisalhamento 
da tensão normal líquida. Outro ângulo, ϕb, foi 
introduzido e está relacionado com a 
contribuição da sucção matricial à resistência ao 
cisalhamento, e c é denominada coesão total. A 
envoltória de ruptura estendida para os solos 
não saturados (Figura 1) pode ser plotada 
tridimensionalmente, tendo como abcissas as 
duas variáveis de tensão 
)( an u
 e 
)( wa uu 
 e 
como ordenada, a tensão cisalhante τ. Quando a 
sucção matricial tende a zero, a equação 
proposta se torna a equação para solos 
saturados e a envoltória de ruptura estendida 
retorna a envoltória de Mohr-Coulomb. 
 
 
Figura 1. Envoltória de resistência ao cisalhamento 
estendida para os solos não saturados (FREDLUND; 
RAHARDJO, 1993 – modificado). 
 
 O comportamento do solo também pode ser 
representado em termos dos pontos máximos do 
circulo de Mohr na condição de ruptura 
(FREDLUND; RAHARDJO, 1993). Nesta 
configuração são utilizadas as variáveis p e q. A 
envoltória de pontos de tensão pode ser 
relacionada com a envoltória de ruptura Mohr-
Coulomb, utilizando relações trigonométricas 
adequadas. 
 Vanapalli et al. (1996) avançou no sentido de 
incluir a não linearidade do aumento de 
resistência com acréscimo da sucção nas 
equações de resistência ao cisalhamento dos 
solos não saturados. Este fenômeno foi 
observado em diversos ensaios realizados em 
solos não saturados por Escario e Sáez (1986) e 
Gan, Fredlund e Rahardjo (1988). Ao longo dos 
anos, diversos modelos de comportamento da 
resistência ao cisalhamento dos solos não 
saturados foram desenvolvidos e diferentes 
abordagens consideradas. 
 
 
3 PROPRIEDADES DO SOLO 
 
Para a realização dos ensaios foi selecionado um 
solo tropical típico da região centro-oeste do 
país. Este solo foi coletado no platô de jusante, 
situado na ombreira esquerda da Barragem do 
Ribeirão João Leite. Apenas amostras 
deformadas, coletadas diretamente da área de 
empréstimo foram empregadas nesta pesquisa. 
Trata-se do mesmo local do estudo de Angelim 
(2011). 
 A Tabela 1 apresenta os índices físicos do 
material em um perfil de solo compactado da 
barragem. O perfil aparenta ser razoavelmente 
homogêneo quanto aos seus índices físicos, uma 
vez que este é um perfil de solo compactado. 
 
Tabela 1. Índices físicos das amostras indeformadas 
(ANGELIM, 2011 - modificado). 
Prof. 
(m) 
e s 
(kN/m3) 
w 
(%) 
d 
(kN/m3) 
0,25 0,69 27,55 19,9 16,32 
1,15 0,70 27,38 20,6 16,09 
2,45 0,80 27,34 21,715,20 
3,15 0,66 27,11 20,2 16,28 
4,15 0,75 27,40 19,9 15,69 
5,15 0,71 27,13 20,7 15,84 
7,15 0,60 26,96 20,0 16,90 
Média 0,70 27,33 20,4 16,04 
 
A partir das análises das difratometrias de 
Raios-X, Angelim (2011) observou que se trata 
de um solo laterítico, profundamente 
intemperizado. Apresenta como principal 
mineral a gibbsita, presente tanto na fração 
argila, quanto formando agregados das frações 
pedregulho, areia e silte do solo. O quartzo, 
proveniente da rocha-mãe, esteve presente em 
todas as amostras. 
O limite de liquidez variou de 43% a 47% e o 
de limite de plasticidade de 25% a 29%. Este 
solo foi classificado de acordo com o sistema 
Unificado como argila de baixa plasticidade 
(CL). A umidade ótima média é de 20,1% e 
massa específica seca máxima média de 16,57 
kN/m³ (ANGELIM, 2011). 
 
 
4 PROGRAMA DE ENSAIOS 
 
4.1 Preparação de amostras 
 
As amostras deformadas e coletadas diretamente 
da área de empréstimo foram reunidas e 
homogeneizadas, formando um único material. 
Todas as amostras foram preparadas a partir 
desse material de origem. 
Tendo em vista a importância de padronizar 
os ensaios a serem realizados, fez-se necessário 
estabelecer um método para preparação das 
amostras que permita a maior homogeneidade 
possível. Devido a maior trabalhabilidade de 
amostras compactadas, optou-se pela utilização 
de corpos de prova compactados estaticamente 
em todos os ensaios. 
 Como a metodologia para compactação dos 
corpos de prova (CP’s) estaticamente não 
possui normatização e varia bastante de autor 
para autor, para fins práticos, considerou-se 
como metodologia base o estudo de Rahardjo et 
al. (2004), sendo as únicas diferenças o tamanho 
do CP, 38 x 76 mm e o número de camadas (7). 
Segundo Rahardjo et al. (2004) a amostra 
produzida por este método apresentou-se 
bastante uniforme e as interfaces entre as 
camadas apenas aparentes. 
 Durante a compactação foram retiradas 
amostras para verificação da umidade. O critério 
para aceitação foi de wot ± 0,5%, adotado 
conforme Rahardjo et al. (2004). Os CP’s após 
a compactação possuem o índice de vazios de 
0,63 ± 0,2 e sucção média de 100 kPa. Os 
mesmos são acondicionados adequadamente 
para posterior uso. 
 
4.2 Equipamento triaxial 
 
Os ensaios triaxiais saturados e não saturados 
foram realizados utilizando um mesmo sistema 
triaxial GDS. O equipamento é formado 
basicamente por: 
• Câmara triaxial; 
• Anel de extensão - para ensaios não 
saturados; 
• HKUST – Célula interna e transdutor 
diferencial de pressão; 
• 4 controladores de pressão/volume - para 
confinamento da câmara triaxial, para pressão na 
base do CP, para topo do CP e para 
deslocamento da base. 
• Transdutor de poropressão, transdutor de 
deslocamento, célula de carga; 
• Serial Pad - receptor dos sinais de 
transdutores e envio ao PC; 
• Controlador pneumático - para ensaios 
não saturados, aplicação de pressões confinante 
de ar e poropressão de ar, recebe uma pressão 
de ar da rede e é responsável por equalizar as 
pressões de ar disponíveis na rede. 
• PC - para recepção e análise dos dados. 
 Nos ensaios não saturados é utilizado o anel 
de extensão no qual são conecatados os 
controladores e inserida a célula interna para 
medição de volume total. 
 Para a medição da variação volumétrica, o 
aparelho utiliza do método HKUST (Hong 
Kong University of Science and Technology) 
desenvolvido por Ng, Zhan e Cui (2002). 
 A medição de volume total é de fundamental 
importância em um ensaio não saturado. Em um 
ensaio saturado a variação de volume total é 
igual à variação do volume de água, no qual se 
assume que a água é incompressível. Para os 
solos não saturados, ocorrem variações tanto no 
volume de ar quanto no de água, e o ar não 
pode ser considerado incompressível. Torna-se, 
portanto, necessário avaliar a variação de 
volume total de maneira direta. 
 O esquema de conexões para os ensaios não 
saturados pode ser melhor entendido pela Figura 
2. As conexões A e D são conectadas ao 
transdutor diferencial de pressão, sendo que 
possuem um nível interno de água, que varia 
com a deformação do CP. A conexão H é 
responsável pelo confinamento de ar. As 
conexões C e E são ligadas a base da cerâmica 
de alto valor de entrada de ar. Pela conexão F 
aplica-se a poropressão de ar. 
 
 
Figura 2. Esquema das conexões em um ensaios triaxial 
não saturado. 
4.3 Procedimento de ensaios triaxiais 
 
 Os ensaios triaxiais saturados CDsat foram 
realizados conforme a norma americana D7181 - 
11 (ASTM, 2011), com ligeiras adaptações. A 
saturação dos CP’s foi garantida pela percolação 
por um período de 1 a 2 dias, com carga 
hidráulica de 10 kPa. A contra pressão foi 
realizada até que as pressões fossem elevadas 
até no mínimo 500 kPa. A saturação foi 
considerada completa quando o parâmetro B 
atingiu um valor de 0,98. A consolidação foi 
realizada por um período mínimo de 24 horas ou 
até que não houvesse variações perceptíveis de 
volume através controlador, obtendo o trecho 
reto na curva V x t. A ruptura foi realizada 
em trajetórias não convencionais, na qual a 
tensão confinante não foi mantida constante. As 
tensões confinantes iniciais foram, 20kPa, 150 
kPa, 300 kPa e 500 kPa. Para obtenção da taxa 
de deformação adequada, utilizou-se o 
procedimento prescrito na norma britânica BS – 
1377: Part 8 (1990), obtendo uma taxa de 
0,0053 mm/min que corresponde a uma 
deformação média de 1,15 x 10-4 %/s. 
 Nos ensaios triaxiais não saturados com 
sucção controlada (CDnsat), a metodologia 
constitui essencialmente de duas fases: fase de 
equalização e adensamento (simultâneos) e fase 
de cisalhamento (FREDLUND e RAHARDJO, 
1993; PEREIRA, 2006; RAMPINO et al., 1999, 
RAHARDJO et al., 2004). 
 Previamente é realizada a saturação da 
cerâmica de alto valor de entrada de ar, com 
uma pressão interna de 20 kPa por um período 
mínimo de 12 horas. Após esse período é 
realizada a montagem do ensaio juntamente com 
a célula interna para medição de volume. Toma-
se a precaução de utilizar apenas água deaerada 
em todas as conexões. Na fase de adensamento 
é aplicanda uma tensão externa confinante, e 
posteriormente é induzida uma sucção matricial 
desejada, de modo que a pressão interna não 
seja maior que externa. 
 As sucções matriciais 
)( wa uu 
estudadas 
foram 100 e 200 kPa. A tensões líquidas 
)( an u
 utilizadas foram 20 kPa e 150 kPa 
para as duas sucções. E mais uma terceira 
tensão, 290 kPa para a sucção de 100 kPa, e 
230 kPa para a sucção de 200 kPa. O valor da 
terceira tensão foi escolhido mediante a máxima 
pressão de ar a ser aplicada pelo controlador 
penumático (450 kPa), conforme pressão de ar 
disponível na rede. 
 O processo de adensamento e equalização foi 
realizado durante um período de 3 dias. 
Posteriormente, inicia-se a ruptura com uma 
taxa de 0,00396 mm/min, obtida para uma 
ruptura em 2 dias e deformação de 15%. O flush 
do sistema foi realizado diariamente para 
remoção de bolhas de ar por ventura existentes 
por meio do caça bolhas (Figura 2). 
 
 
4 ANÁLISE DOS RESULTADOS 
 
A seguir são apresentados os resultados dos 
ensaios triaxiais saturados e não saturados, 
ambos adensados e drenados. 
 
4.1 Resultados ensaios CDsat 
 
Os ensaios triaxiais saturados tipo CDsat foram 
realizados conforme metologia explicitada. As 
figuras 3, 4, e 5 apresentam os resultados 
obtidos. A Figura 3 apresenta a deformação 
axialversus a tensão desviadora durante a 
ruptura. Observa-se que com o aumento da 
tensão confinante aplicada houve um acréscimo 
na resistência. O material apresentou 
comportamento bastante rígido, atingindo a 
resistência máxima até de 3% de deformação 
para todas as tensões, com módulos de 
elasticidada bastante semelhantes. 
 
 
Figura 3. Deformação axial (%) x q para os ensaios 
CDsat. 
 A Figura 4 apresenta a deformação 
volumétrica durante o cisalhamento, obtida pela 
variação de volume do controlador de 
pressão/volume. Para as tensões confinantes de 
300 e 500 kPa foi observado apenas 
compressão. Para a tensão confinante de 150 
kPa, observa-se uma pequena compreesão 
acompanhado de uma leve expansão. Com a 
tensão confinante de 20 kPa (praticamente nula) 
foi observada um grande expansão do material 
sem nenhuma compreessão inicial. 
 
 
Figura 4. Deformação axial (%) x deformação 
volumétrica (%) para os ensaios CDsat. 
 
 Ao analisar o comportamento volumétrico do 
solo durante o cisalhamento, sugere-se que as 
tensões de 300 e 500 kPa se encontram no ramo 
normalmente adensado da curva de 
compreessibilidade, nas tensões de 20 e 150 kPa 
no ramo pré-adensado. Observa-se também que 
para as tensões de 150 e 300 kPa a deformação 
volumétrica foi muito pequena (<1%), 
sugerindo a proximidade desses pontos a tensão 
de pré-adensamento. 
 A envoltória de Mohr-Coulomb linear e não 
linear para os pontos de resistência de pico 
foram traçadas (Figura 5). Observa-se um bom 
ajuste linear, no qual o material apresentou 
coesão (c') de 28 kPa e ângulo de atrito (ϕ') de 
33º. Neste caso os parâmetros obtido são 
valores médios. Nos ensaios adensados e 
drenados na condição natural (CDnat) de 
Angelim (2011), obteve-se um ângulo de atrito 
(ϕ') médio de 30°. E um intercepto coesivo (c') 
de 107 kPa, valor bem mais elevado por não ser 
um ensaio saturado. Ressalta-se ainda que 
apesar de ser o memso material, a metodologia 
de preparação das amostras e condição de 
ensaio é diferenciada. 
 Os ajustes lineares convencionais apresentam 
a deficiência de extrapolarem a coesão (c’) e o 
ângulo de atrito (ϕ') como valores médios para 
os níveis de tensões estudados. Os mesmos 
podem não ser a representação mais fiel do 
comportamento do solo, uma vez que o ajuste 
linear é melhor empregado para tensões 
relativamente próximas. Isto ocorre porque com 
o aumento da tensão aplicada ocorre 
naturalmente um aumento não proporcional da 
resistência (LAMBE; WHITMAN, 1969). 
 
 
Figura 5. Envoltória de Mohr-Coulomb para os ensaios 
CDsat e envoltória não linear. 
 
 Considerando uma envoltória não linear, em 
que o ângulo de atrito (ϕ') diminui ao aumento 
das tensões confinantes, observa-se um melhor 
ajuste. Neste caso, o ângulo de atrito para as 
tensões menores é na ordem de 37° e para 
tensões maiores 31°. O ajuste não linear foi 
realizado utilizando uma envoltória hiperbólica, 
semelhente ao proposto por Vilar (2006), e 
escrita da seguinte forma: 
 
'
'
'
ff
ff
ff
ba
c





 (4) 
 
Onde a e b são parâmetros de ajuste e c' o 
intercepto coesivo. 
 Não foram observados aumentos de pressão 
na base do CP durante o processo de 
cisalhamento, confirmando que a taxa de 
deformação utilizada garantiu a drenagem e 
tensões efetivas. 
4.1 Resultados ensaios CDnsat 
 
Os resultados dos ensaios triaxiais não saturados 
são apresentados nas Figuras 6, 7, 8 e 9. A 
nomenclatura apresentada nas figuras, têm-se T 
como a tensão, seguido de S, para a sucção 
matricial, ambas em kPa. A Figura 6 apresenta 
as curvas tensão desvio-deformação. Observa-se 
um comportamento rígido semelhante ao dos 
ensaios saturados. Com o aumento da tensão 
confinante ocorre um aumento de resistência, da 
mesma maneira que se observa com o aumento 
de sucção. 
 Para as tensões confinantes de 20 kPa as 
curvas apresentam um comportamento 
tipicamente pré-adensado e para as outras 
tensões maiores normalmente adensado. Esse 
comportamento é confirmado quando se 
observa a Figura 7. 
 
 
Figura 6. Curvas deformação axial (%) x tensão desvio 
(kPa) dos ensaios CDnsat. 
 
 A Figura 7 apresenta a relação deformação 
axial versus deformação volumétrica, obtida por 
meio da medição de volume total pelo método 
HKUST. Para as tensões mais baixas ocorre 
uma compressão inicial e posteriormente 
dilatação. Para as tensões maiores apenas 
compressão. As magnitudes das variações 
volumétricas são semelhantes entre as mesmas 
tensões, apesar da dificuldade de distinção 
devido a dispersão nos dados. 
 Comparando essas variações com as 
variações dos ensaios saturados, observa-se que 
as magnitudes das variações foram menores para 
as tensões confinantes de 20 kPa, conforme o 
esperado, uma vez que espera-se uma menor 
compressão de um CP com maior sucção. 
Porém, para os ensaios com 150 kPa ou mais, as 
variações de volume dos ensaios não saturados 
foram na mesma ordem de magnitude dos 
ensaios saturados. Uma explicação para esse 
comportamento é que a medição de volume 
total se dá pela variação de volume externa do 
CP, e isso inclui deslocamento da membrana e 
compressão de pequenas bolhas de ar, o que não 
ocorre na medição de volume de um ensaio 
saturado. 
 
 
Figura 7. Curvas deformação axial (%) x deformação 
volumétrica (%) dos ensaios CDnsat. 
 
 Em termos de comportamento volumétrico 
não saturado, espera-se que um aumento na 
sucção ocasione um aumento na atração das 
partículas de solo, diminuindo a dilatação. Por 
outro lado, a sucção pode aumentar os grumos 
de solo, o que provocaria mais dilatação em um 
solo pré-adensado. 
 A Figura 8 apresenta os gráficos p’ x q dos 
ensaios triaxais saturados e não saturados. Esse 
tipo de gráfico é interessante pois representa o 
ponto máximo dos círculos de Mohr. Observa-
se que houve boa correlação entre os ensaios de 
mesma sucção. Para as diferentes sucções (0, 
100 e 200 kPa) a inclinação das retas se mantêm 
praticamente paralelas, monstrando que o 
ângulo de atrito foi pouco afetado com os 
acréscimos de sucção, gerando apenas 
acréscimos de coesão total. 
 Os dados experimentais de aumento de 
coesão total com acréscimos de sucção matricial 
são apresentados na Figura 9. Ressalta-se que 
estes são valores correspondentes a 
extrapolação da envoltória linear para tensão 
zero, e portanto valores médios. É apresentado 
ainda na mesma figura o ajuste, realizado pelo 
método proposto por Vilar (2006). 
 
 
Figura 8. Gráficos p’ x q dos ensaios triaxiais saturados e 
não saturados. 
 
 O ângulo ϕb foi obtido ligando-se as sucções 
matriciais de interesse através de uma reta 
secante. Para as sucções de 0 e 100 kPa obteve-
se um valor médio de ϕb de 37°, para as sucções 
100 e 200 kPa o valor de ϕb cai para 16°. Este 
fato, juntamente com o ajuste não linear 
realizado, ratifica que a envoltória do solo é não 
linear para as sucções em estudo. Vale enfatizar 
que o ângulo de atrito, ϕ’, foi da ordem de 37°, 
para baixas tensões, apontando assim um ângulo 
ϕb praticamente igual a ϕ’, de acordo com a 
teoria de solos não saturados (FREDLUND e 
RAHARDJO, 1993; VANAPALLI et al., 1996). 
 
 
Figura 9. Coesão total versus sucção matricial. 
5 CONCLUSÕES 
 
Foi estudado o comportamento mecânico de um 
solo típico da região centro-oeste do país, por 
meio de ensaios triaxiais saturados e não 
saturados. Observou-se um comportamento 
rígido para os dois tipos de ensaios, atingindo aruptura com 3% de deformação. O solo 
apresentou comportamento pré-adensado para 
tensões de 20 kPa e normalmente adensado para 
as tensões maiores, tanto para os ensaios 
saturados quanto não saturados. 
 Um ajuste não linear hiperbólico para os 
ensaios saturados foi considerado mais 
satisfatório que um ajuste linear convencional. 
Mostrando que com o aumento das tensões 
ocorre uma tendência de diminuição do ângulo 
de atrito ϕ’. 
 Com os acréscimos de sucção obervou-se um 
aumento de resistência, essencialmente devido 
aos acréscimos de coesão total. A envoltória foi 
considerada não linear para as sucções matriciais 
em estudo, onde o valor de ϕb é igual a ϕ’ para 
baixas sucções e tensões, com a tendência de 
diminução ao aumento das sucções. 
 Mais estudos devem ser realizados com 
intuito de avaliar os resultados fornecidos pelo 
método HKUST. 
 
 
REFERÊNCIAS 
 
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pressiométricos em aterros compactados de 
barragens de terra na estimativa de parâmetros 
geotécnicos. Tese de Doutorado, Programa de Pós-
Graduação em Geotecnia, Departamento de 
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