Apostila SOLOS 2

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	ÍNDICE
	
	
1. INTRODUÇÃO	1
2. SOLUÇÕES TÍPICAS E FATORES QUE AFETAM A ESCOLHA DA SOLUÇÃO	3
	2.1 Introdução	3
 2.2 Soluções típicas	3
	 2.1.1 Remoção da camada compressível	3
(A) Por escavação mecânica	3
(B) Por bombas de sucção	5
(C) Por deslocamento pelo peso do aterro	5
(D) Deslocamento por explosões	5
 2.2.2 Transferência de carga parcial ou total	6
(A) Estacas convencionais	6
(B) Estacas de alívio	6
(C) Colunas compactadas areia / brita	6
 2.2.3. Aterros reforçados sobre solos moles	7
	 (A) Aterros sobre solos moles reforçados com geossintéticos	7
 (A.1) Etapas de cálculo	8
 (B) Aterros sobre estacas e capitéis reforçados com geossintéticos	9
 (B.1) Etapas de cálculo	10
2.3 Fatores que afetam a escolha da solução	12
 2.3.1 Dimensões do aterro	12
 2.3.2 Características do material de fundação	12
 2.3.3 Materiais disponíveis para construção	13
 2.3.4 Programa de construção	13
 2.3.5 Localização do aterro	13
 2.3.6 Finalidade do aterro ou da superestrutura	13
3. PLANEJAMENTO / INVESTIGAÇÃO DE CAMPO	14
	3.1 Planejamento......................	14
	3.2 Investigação de campo	15
	3.2.1 Investigação preliminar	16
	3.2.2 Investigação geotécnica inicial	16
	3.2.3 Investigação geotécnica detalhada	16
	
4. ARGILAS MOLES / RECIFE	18
 4.1 Síntese da caracterização geológica das argilas moles do Recife	18
 4.1.1 Perfis típicos	19
	4.1.2 Índices físicos	20
	4.1.3 Matéria orgânica	22
	4.1.4 História de Tensões	24
	4.1.5 Compressibilidade	26
	4.1.6 Resistência não drenada	31
	4.1.7 Sensibilidade	32
	4.1.8 Correlação de ensaio in situ	34
5. ATERRO CONSTRUÍDO SOBRE SOLOS MOLES	35
	5.1 Modelos de análise do comportamento	35
	5.1.1 Abordagem tradicional – SKEMPTOM (1948)	35
	5.1.2 Modelo Ylight – TAVENAS E LEROUEIL (1980)	35
 5.2 Análise da estabilidade	36
	5.2.1 Significado da análise de estabilidade	36
	5.2.2 Método de cálculo	37
	(A) Método de Bishop Simplificado para superfícies circulares	38
	(B) Método de Janbu Simplificado	43
	(C) Método de Spencer	44
5.2.3 Análise de estabilidade através de métodos expeditos	45
	(A) Determinação da altura crítica do aterro e/ou do FS através da formulação da capacidade de carga	45
	(B) Método das Cunhas Deslizantes	46
	(C) Análise da estabilidade empregando ábacos simples	47
	(C.1) Ábacos de Pillot e Moreau (1973)	47
	(C.2) Ábacos de Pinto	48
5.2.4 Consideração de fissuramento do aterro	50
5.2.5 Obtenção de Su	50
	(A) Ensaio de palheta de campo	51
	(B) Ensaios triaxiais	55
	5.3 Análise de deslocamentos	60
5.3.1 Introdução	60
5.3.2 Requerimento para uma análise de recalque	60
	(A) Determinação do perfil do subsolo	60
	(B) Análise das pressões	60
	(C) Seleção dos parâmetros do solo (MV, CC, C( , (’VO, (’P, K, EU, K0, A, CV, CH)	60
	(D) Estimativa do recalque e da poro-pressão	62
5.3.3 Recalque imediato (não-drenado)	63
5.3.4 Recalque a longo prazo	64
	(A) Adensamento primário	64
	(B) Adensamento secundário	64
5.3.5 Recalque com o tempo	65
	(A) Algumas dificuldades de aplicação da teoria	69
	(B) Exemplos de cálculo	69
	(B.1) Solução para o caso “A”	69
	(B.2) Solução para o caso “B”	70
	(B.3) Solução para o caso “C”	70
5.3.6 Carregamento dependente do tempo	70
5.3.7 Cálculo de acréscimo de pressão	72
	(A) Carregamento de aterro (carga trapezoidal)	72
6. SOLUÇÕES TÍPICAS: CONSTRUÇÃO DIRETA DO ATERRO 	74
6.1 Introdução	74
6.2 Construção sem estabilização	74
 6.2.1 Construção por etapas	74
 (A) Etapas de cálculo	75
	 6.2.2 Uso de bermas de equilíbrio	76
 (A) Etapas de cálculo	77
6.3 Construção com estabilização	79
	 6.3.1 Sobrecarga temporária	79
 6.3.1.1 Etapas de cálculo	79
	(A) Sobrecarga para compensar o recalque de adensamento primário	79
	 (B) Sobrecarga para compensar parte do adensamento secundário	80
 6.3.1 Drenos de areia	81
 (A) Etapas de cálculo	83
7. TÓPICOS DE INTERAÇÃO ATERRO – FUNDAÇÃO SOBRE SOLOS MOLES	86
7.1 Problema de encontro de pontes	86
	(A) Método de Tschebotariof (1973)	86
7.2 Atrito negativo	86
7.3 Efeito de superposição de pressões em obras vizinhas	87
8. INSTRUMENTAÇÃO	88
8.1 Objetivos da instrumentação	88
8.2 Seleção dos instrumentos	88
8.2.1 Medição de deslocamentos verticais	88
8.2.2 Medição de deslocamentos horizontais	89
8.2.3 Observação de poro-pressões	95
8.3 Locação e quantidade de instrumentos	97
8.3.1 Medidores de recalques	97
8.3.2 Piezômetros	98
8.3.3 Tubos de inclinômetro	99
8.4 Freqüência das medidas	99
9. PROBLEMA RESOLVIDO DE ATERRO SOBRE SOLOS MOLES	102
BIBLIOGRAFIA RECOMENDADA / CONSULTADA	120
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LISTA DE FIGURAS
Figura 1. 	Fluxograma das soluções típicas para construção em trechos de aterros sobre solos moles.
Figura 2. 	Remoção da camada compressível por deslocamento pelo peso do aterro
Figura 3. 	Estacas convencionais – Esquema de transferência de carga
Figura 4. 	Estacas de alívio – Esquema de transferência de carga.
Figura 5. 	Colunas compactadas de areia / brita – Esquema de transferência de carga.
Figura 6. 	Contribuição da presença de reforço geossintético para a estabilidade de aterros altos sobre solos moles (PALMEIRA, 1999)
Figura 7. 	Análise de estabilidade de aterros reforçados sobre solos moles (PALMEIRA, 1999)
Figura 8. 	Suporte de cargas verticais através do efeito membrana (PALMEIRA, 1999)
Figura 9. 	Contenção do empuxo lateral do talude (PALMEIRA, 1999)
Figura 10. 	Aterros reforçados estaqueados sobre solos moles. 
Figura 11. 	Aterros reforçados - arqueamento no solo do aterro.
Figura 12. 	Requerimentos para construção de aterros sobre solos moles.
Figura 13. 	Localização Recife – PE e locação das investigações.
 	 Perfis Geotécnico típicos – Planície Recife.
Figura 14. 	Perfis geotécnicos típicos; (a) Planície do Recife (BELLO,2004).
Figura 15.	Carta de Plasticidade – Resultados de solos moles de Recife e de Juturnaíba (COUTINHO et al. 1998a).
Figura 16. 	Resultados de ensaios de caracterização com a profundidade – Clube Internacional e SESI-Ibura (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997).
Figura 17. 	Curvas W,δ, G e IP vs. TMO (COUTINHO, 1986)
Figura 18. 	Perfil geotécnico com resultados de teor de matéria orgânica Clube Internacional e SESI-Ibura (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997). 
Figura 19. 	Resultados de σ’vo, σ’vp e OCR vs. profundidade Clube Internacional e SESI-Ibura (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997).
Figura 20. 	Resultados de σ’vo, σ’vp e OCR vs. profundidade – Boa Viagem e Cajueiro (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997).
Figura 21. 	Correlações estatísticas: (a) Cc vs. W (%), (b) eo vs. W(%).(COUTINHO et al. 1998a).
Figura 22. 	Resultados de umidade natural obtidas em amostras de laboratorio e in situ (SPT). a) SESI-Ibura; b) Trabalho prático – Recife. (COUTINHO et al., 2004)
Figura 23. 	Parâmetros de compressibilidade eo, Cc, Cs vs. profundidade - Clube Internacional e SESI-Ibura (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997).
Figura 24. 	Parâmetros de compressibilidade eo, Cc, Cs vs. profundidade – Boa Viagem e Cajueiro (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997).
Figura 25.	 Comparação entre umidades do Shelby e das amostras do SPT – SESI – Ibura (Coutinho et al. 1998a)
Figura 26. 	Cv versus ’v (Coutinho et al, 1998c)
Figura 27. 	Curvas típicas e versus log ’v – ensaios oedométricos. (Coutinho et al., 2000)
Figura 28. 	C versus ’v (Coutinho e Ferreira, 1988)
Figura 29. 	Perfis de Su obtidos a partir de EPC, Ensaios UU-C, CIU-C, CPTU e DMT para as argilas moles de Recife (a partir de OLIVEIRA, 2000).
Figura 30. 	Perfis de St obtidos a partir do ensaio de palheta de campo (OLIVEIRA, 2000).
Figura 31.	Modelo de análise e comportamento de aterros sobre solos moles comumente adotados na prática,propostos por SKEMPTON, 1948. (TAVENAS e LEROUEIL, 1980).
Figura 32. 	Variação nas tensões cisalhalhantes, poro-pressão e fator de segurança durante e após a construção de um aterro (BISHOP e BJERRUM, 1960).
Figura 33. 	Análise de estabilidade de superfícies circulares pelo Método de Bishop Simplificado.
Figura 34. 	Exemplo de cálculo pelo Método de Bishop Simplificado (DNER/IPR, 1990). 
Figura 35.	Análise de estabilidade de superfícies não circulares pelo Método de Janbu Simplificado.
Figura 36. 	Exemplo de análise de estabilidade pelo método de Janbu Simplificado (DNER/IPR, 1990).
Figura 37. 	Análise de estabilidade pelo Método de Spencer.
Figura 38. 	Ábaco para cálculo de altura crítica de aterros (TERZAGHI, 1943).
Figura 39. 	Análise de estabilidade de aterros sobre argila mole – Método das Cunhas Deslizantes.
Figura 40. 	Ábaco para análise de estabilidade de aterro sobre depósito com resistência constante com a profundidade (PILLOT e MOREAU, 1973).
Figura 41. 	Ábaco de Pinto para aterros sobre solos moles (PINTO, 1994).
Figura 42. 	Procedimento utilizado para a consideração do fissuramento do aterro (BELLO, 2004).
Figura 43. 	Solicitações no terreno por efeito de carregamento na superfície e velocidade de deformação.
Figura 44. 	Esquema geral do equipamento de palheta de campo (NASCIMENTO, 1998 e OLIVEIRA, 2000).
Figura 45. 	Curvas torque vs. rotação em ensaio de palheta in situ em material indeformado e amolgado (BELLO, 2004).
Figura 46. 	Fator de segurança, teórico na ruptura de aterros sobre solos moles (BJERRUM, 1972).
Figura 47. 	Propostas de correção de Su para ensaio de palheta de campo, com pontos obtidos a partir da retroanálise de aterros rompidos em argilas moles brasileiras (COUTINHO, 2000 e BELLO, 2004).
Figura 48. 	Modelo do parelho de ensaio de compressão triaxial.
Figura 49. 	Esquemas de procedimento dos ensaios triaxiais UU e CU.
Figura 50. 	Geometria adotada na análise de estabilidade em tensões totais – Método de Bishop – Programa Bispo (COUTINHO, 1986).
Figura 51. 	Resultados da análise de estabilidade em tensões totais considerando resistência integral do aterro (COUTINHO, 1986).
Figura 52. 	Comparação de valores de Su vs. Profundidade ensaios triaxiais UU, CIU
 Ensaios de palheta de campo (COUTINHO, 1986).
Figura 53. 	Resumo dos resultados da análise de estabilidade – tensões totais – estudo FSmín
	Su médio ensaios de palheta de campo (COUTINHO, 1986).
Figura 54. 	Resultados de ensaios de laboratório para obtenção de parâmetros de compressibilidade.
Figura 55. 	Determinação do ator de influência para cálculo do recalque imediato.
Figura 56. 	Grau de adensamento em função da profundidade e do fator tempo (PINTO, 2002).
Figura 57.	Curva de Adensamento (porcentagem de recalque em função do fator tempo).
Figura 58. 	Curva tempo x recalque para o tempo de construção – Método de TERZAGHI-GILBOY.
Figura 59.	Recalque previsto e medido com o tempo (COUTINHO et al., 1994).
Figura 60. Ábaco OSTERBERG (1957)
Figura 61. 	Posição do ponto de interesse para cálculo do acréscimo de pressão (GRAY, 1936).
Figura 62. 	Considerações sobre a forma do aterro e bermas de equilíbrio para o cálculo de tensões verticais de Osterberg.
Figura 63. 	Ilustração da construção de aterro sob solos moles por etapas.
Figura 64. 	Aumento de resistência não drenada do solo de fundação a partir da construção de aterro por etapas.
Figura 65. 	Ilustração de bermas de equilíbrio.
Figura 66. 	Dimensionamento de bermas de equilíbrio – Método de Jakobson.
Figura 67. 	Sobrecarga temporária (STANLEY JOHNSON, 1970)
Figura 68. 	Sobrecarga para compensar o recalque de adensamento primário.
Figura 69. 	Grau de adensamento na linha central da camada compressível.
Figura 70. 	Sobrecarga para compensar também parte do adensamento secundário.
Figura 71. 	Espaçamento diâmetro particular do dreno necessário para se obter uma dada percentagem média de adensamento.
Figura 72. 	Métodos de instalação de drenos de areia (KRIZEK e KRUGMANN, 1972).
Figura 73. 	Fuste da estacas submetido a pressões horizontais com distribuição triangular segundo TSCHEBOTARIOFF (1973).
Figura 74. 	Ilustração do atrito negativo no fuste de uma fundação profunda. 
Figura 75. 	Efeito de superposição de pressões em obras vizinhas.
Figura 76. 	Locação de medição de deslocamentos verticais.
Figura 77. 	Detalhe do marco superficial (COUTINHO, 1986).
Figura 78. 	Extensômetro magnético vertical – detalhes (COUTINHO, 1986).
Figura 79. 	Perfilômetro (COUTINHO, 1986).
Figura 80. 	Esquema de funcionamento
 	extensômetro magnético horizontal (COUTINHO, 1986).
Figura 81.	 Inclinômetro - esquema de funcionamento (COUTINHO, 1986).
Figura 82. 	Referência de nível profunda 
 	detalhes – (“BENCH – MARK”) (COUTINHO, 1986).
Figura 83. 	Piezômetro do tipo Casagrande.
Figura 84. 	Piezômetros pneumáticos
 	esquema de instalação.
Figura 85. 	Modelo de instrumentação de deslocamento vertical e poro-pressão em um aterro sob solo mole.
	
Figura 86. 	Modelo de instrumentação de deslocamento horizontal – inclinômetro.
Figura 87. 	Esquema de instrumentação para casos típicos.
Figura 88. 	Instrumentação do aterro experimental de Sarapuí-RJ (ORTIGÃO, 1983)
Figura 89. 	Instrumentação do aterro experimental de Juturnaíba-RJ (COUTINHO,1986)
LISTA DE TABELAS
Tabela 1. 	Exemplos de Trabalhos no Tema sob a Responsabilidade ou Co-Responsabilidade do GEGEP/UFPE (COUTINHO e BELLO, 2004)
Tabela 2. 	Vantagens e desvantagens dos ensaios de laboratório e de campo aplicados a argilas moles (ALMEIDA, 1996).
Tabela 3. 	Procedimentos recomendados na bibliografia para determinação de parâmetros de argilas moles (COUTINHO e BELLO, 2004). 
Tabela 4. 	Perfis Típicos da Planície do Recife (FERREIRA et al., 1986).
Tabela 5. 	Correlações estatísticas – solos orgânicos e argilas moles / médias – Recife (COUTINHO et al. 1998a).
Tabela 6. 	Valores de Supalheta, IP e umidade natural para argila/solos orgânicos brasileiros (COUTINHO et al., 2000; OLIVEIRA, 2000).
Tabela 7. 	Sensibilidade de argilas mole Brasileiras (COUTINHO et al., 2000; OLIVEIRA, 2000).
Tabela 8. 	Estudo comparativo entre resultados de correlações de ensaios de campo (COUTINHO et al. 2000a).
Tabela 9. 	Parâmetros de resistência adotados para um aterro sobre solos moles.
Tabela 10. 	Planilha de cálculo utilizada na análise de estabilidade.
Tabela 11. 	Equações utilizadas no cálculo de recalques (COUTINHO e BELLO, 2004).
Tabela 12. Fator Tempo em função da Percentagem de Recalque para adensamento pela Teoria de Terzaghi.
Tabela 13. 	Relações aproximadas U = f(Tv)
Tabela 14. 	Distribuição do excesso inicial de pressão neutra.
Tabela 15. 	Construção da curva teórica para o cálculo de recalque.
Tabela 16. 	Adensamento radial, valores de Tr em função de U (t)r e n (R/rw)
(solução para a hipótese de deformações verticais iguais)
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	01
	INTRODUÇÃO
	
	
	Quando solos fracos e muitos compressíveis são encontrados sob um proposto aterro de terra, o engenheiro tem basicamente quatro alternativas:
Evitar o solo mole através da relocação do aterro ou do uso de estrutura elevada (viadutos);
Remover o solo mole e substituí-lo por material adequado;
Tratar o solo melhorando suas propriedades;
Projetar o aterro de acordo com o solo fraco.
A solução mais satisfatória e econômica depende de uma cuidadosa avaliação de vários fatores. As duas últimas alternativas aumentam de importância com a tendência de escassez de terrenos e materiais adequados.
A construção do aterro sobre solos moles deverá então atender aosseguintes requisitos fundamentais:
Apresentar fator de segurança adequado quanto à possibilidade de ruptura do solo de fundação durante e após construção;
Apresentar deslocamentos totais ou diferenciais, no fim ou após a construção, compatíveis com o tipo de obra;
Evitar danos a estruturas adjacentes ou enterradas.
Para atender aos requisitos acima é necessário o emprego de estudos e métodos para prever o comportamento da obra e com isso adotar uma solução adequada na fase de projeto.
A eficácia de uma previsão está aliada não só a perfeição do método de análise empregado, mas também na determinação dos parâmetros do solo a utilizar nessa análise. No caso em questão, a maior dificuldade estará ligada à determinação dos parâmetros do depósito de argila ou solos orgânicos moles.
Aterros experimentais têm sido utilizados para aumentar a compreensão do comportamento de aterros sobre solos moles, assim como apoio a projetos em que os procedimentos convencionais de estudos não parecem suficientes para a previsão adequada do comportamento. O emprego de aterros experimentais em geotecnia foi objeto de discussão detalhada por BISHOP e GREEN (1973) e mais recentemente por MAGNAN e MIEUSSENS (1980).
A instrumentação é uma ferramenta para acompanhamento da construção de aterros através de medições de poro-pressões, deslocamentos verticais e horizontais, etc. A sua utilização de forma adequada pode fornecer resultados bastante satisfatórios.
Métodos para construção e tratamento de solos de fundação sob o aterro têm sido descritos em detalhe em alguns trabalhos da literatura.
No sentido de registrar a experiência de estudo / pesquisa local, a qual busca contribuir com o aperfeiçoamento da tecnologia regional, a Tabela 1 apresenta uma síntese dos trabalhos principais no tema desenvolvidos sob a responsabilidade ou co-responsabilidade do GEGEP / UFPE. 
Tabela 1. Exemplos de Trabalhos no Tema sob a Responsabilidade ou Co-Responsabilidade do GEGEP/UFPE (COUTINHO e BELLO, 2004)
	TIPO
	TÍTULO
	AUTOR
	INSTI-
TUIÇÃO
	OBSERVAÇÃO
	Teses Mestrado / Doutorado
	ATERRO EXPERIMENTAL INSTRUMENTADO LEVADO À RUPTURA SOBRE SOLOS ORGÂNICOS–ARGILAS MOLES DA BARRAGEM DE JUTURNAÍBA
	COUTINHO, R. Q. (1986)
	COPPE - UFRJ
	Doutorado
Orientação:
Willy A. Lacerda
	
	ANÁLISE DO ADENSAMENTO DA FUNDAÇÃO DA BARRAGEM DE JUTURNAÍBA
	BORGES, J. B. (1991)
	COPPE -UFRJ
	Mestrado
Orientação:
Marcio Almeida
Roberto Coutinho
	
	ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DA FUNDAÇÃO DA BARRAGEM DE JUTURNAÍBA (trechos III-2 e V)
	LUCENA, M. H. L. A. (1997)
	DEC -UFPE
	Mestrado
Orientação:
Roberto Coutinho
	
	USO DE UM EQUIPAMENTO ELÉTRICO DE PALHETA EM ARGILAS DO RECIFE
	OLIVEIRA, A. T. J. (2000)
	DEC - UFPE
	Mestrado
Orientação:
Roberto Coutinho
	
	ANÁLISE DE COMPORTAMENTO DE ATERROS SOBRE SOLOS MOLES: ATERROS DE ENCONTRO DA PONTE SOBRE O RIO JITITUBA-AL
	CAVALCANTE , S. P. P. (2001)
	DEC -UFPE
	Mestrado
Orientação: Roberto Coutinho
Co-orientação:
Alexandre Gusmão
	
	INFLUÊNCIA NA QUALIDADE DA AMOSTRAGEM NO COMPORTAMENTO TENSÃO-DEFORMAÇÃO-TEMPO DAS ARGILAS MOLES
	OLIVEIRA, J. T. R. (2002)
	COPPE –UFRJ; DEC-UFPE
	Doutorado
Orientação:
Fernando Danziger
Roberto Coutinho
	
	ESTUDO DE RUPTURA EM ATERROS SOBRE SOLOS MOLES – ATERRO DO GALPÃO LOCALIZADO NA BR-101-PE
	BELLO, M. I. M. C. (2004)
	DEC -
UFPE
	Mestrado
Orientação: Roberto Coutinho
Co-orientação:
Alexandre Gusmão
	Artigos Técnicos
	ANALYSIS OF THE JUTURNAÍBA EMBANKMENT DAM BUILT ON NA SOFT CLAY”, VERTICAL AND HORIZONTAL DEFORMATIONS OF FOUNDATIONS AND EMBANKMENTS
	COUTINHO, R. Q., ALMEIDA, M. S. S. e BORGES, J. B. (1994)
	DEC – UFPE /
COPPE - UFRJ
	 Proc. of Settlement 94, Texas
	
	PALHETA: EXPERIÊNCIA, TRADIÇÃO E INOVAÇÃO
	COUTINHO, R. Q., OLIVEIRA, A. T. J. e OLIVEIRA, J. T. R. (2000)
	DEC - UFPE
	SEFE IV - Seminário de Engenharia de Fundações Especiais e Geotecnia, São Paulo
	
	OBTENÇÃO DA SU PARA UTILIZAÇÃO NA ANÁLISE DA ESTABILIDADE DA BARRAGEM DE JUTURNAÍBA
	COUTINHO, R. Q., SANTOS, J. L. T., & FRANÇA, A. E. (1998c)
	
	XI COBRAMSEG Geotécnica, Brasília, 
	
	ANALISYS OF BEHAVIOR OF EMBANKMENTS ON SOFT SOILS – ACCES EMBANKMENTS OF THE JITITUBA RIVER BRIDGE
	CAVALCANTE, S. P. P, COUTINHO, R. Q,; GUSMÃO, A. D. (2003)
	DEC - UFPE
	Panamerican Conference on Soil Mechanics and Geotechnical, Boston.
	
	AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE UM ATERRO SOBRE SOLOS MOLES DO METRÔ DO RECIFE - BRASIL
	COUTINHO, R. Q., OLIVEIRA, J. T. R. e CAVALCANTE, S. P. P. (2004)
	DEC - UFPE
	Congresso Luso-Brasileiro de Geotecnia - Aveiro, Portugal.
 
	02
	SOLUÇÕES TÍPICAS E FATORES QUE AFETAM NA ESCOLHA DA SOLUÇÃO
	
	
2.1 INTRODUÇÃO
Neste capítulo será apresentado um conjunto de soluções típicas, junto com informações sucintas correspondentes aos dois primeiros grupos: remoção da camada mole e transferência de carga. Em seguida serão apresentados fatores que são considerados na escolha da solução a ser adotada. Em capítulos posteriores outras soluções serão devidamente apresentadas.
2.2 SOLUÇÕES TÍPICAS
 	 Ao planejar a construção de um aterro sobre solos moles várias são as alternativas. A Figura 1 apresenta soluções típicas que têm sido utilizadas. A escolha da solução a ser adotada em uma obra específica depende de vários fatores, tais como: dimensões do aterro, características do material da fundação (perfil geotécnico, parâmetros geotécnicos, etc), materiais e técnicas disponíveis para a construção, programa de construção, localização e finalidade do aterro. Apresentação e discussão de algumas das alternativas pode ser encontrada, por exemplo, em COUTINHO (1986), DNER / IPR (1990), COUTINHO et al. (1994), MAGNAN (1994), ALMEIDA (1996), CUR (1996), ALMEIDA e MARQUES (2004).
2.2.1 REMOÇÃO E SUBSTITUIÇÃO DA CAMADA COMPRESSÍVEL
	A remoção completa dos solos moles de fundação com a substituição por solos granulares (areia e pedregulhos) constituem um procedimento positivo de construção.
(A) POR ESCAVAÇÃO MECÂNICA
	Para profundidades menores (3 a 4 m), mas têm-se experiências até 10m ou mais.
Quando se dispõe de material de empréstimo suficiente;
Quando se dispõe de local adequado para bota-fora;
Quando se precisa conseguir estabilidade do aterro em curto prazo;
A escavação é feita por meio de escavadeiras munidas de caçambas “DRAGLINE”. Deve ser executada por etapas, seguida cada etapa pela construção do aterro correspondente, a fim de possibilitar a movimentação das máquinas, e evitar o refluxo do material. O solo retirado é geralmente lançado nos taludes laterais do aterro;
Inspeção e controle devem ser efetuados para assegurar resultados adequados;
Material de aterro deve ser granular face à compactação abaixo do nível d'água (é considerado indicado ter menos que 8 a 12% passando na peneira 200);
Considerações ecológica e estética devem ser avaliadas;
A escavação pode ser parcial, em condições particulares quando se tem um solo com resistência crescente e redução de compressibilidade com a profundidade. Entretanto, requer estudos posteriores devido à permanência de solos moles.
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Figura 1. Fluxograma das soluções típicas para construção em trechos de aterros sobre solos moles.�
(B) POR BOMBAS DE SUCÇÃO
Em geral semelhante a anterior;
Bombas montadas em terra ou em barcas (dragas);
Os grandes problemas são: elevados custos e bota-fora.
(C) POR DESLOCAMENTO PELO PESO DO ATERRO
	O solo mole de fundação será deslocado pelas tensões impostas pelo peso do aterro combinado com uma sobrecarga temporária (exemplo: 1 a 2 m).
Para profundidades superiores a 4 metros;
Cuidados devem ser tomados para limitar a intrusão do aterro apenas na área delimitada, assim como em evitar a permanência de bolsões de solo mole;
O deslocamento do materialmole pode ser feito de três maneiras (Figura 2):
Deslocamento Frontal
Deslocamento Lateral Assimétrico
Deslocamento Lateral Simétrico
Figura 2. Remoção da camada compressível por deslocamento pelo peso do aterro
(D) DESLOCAMENTO POR EXPLOSÕES
	É utilizado em conjunto com o procedimento de deslocamento pelo peso do aterro.
Para grandes profundidades;
A massa do solo mole é violentamente dispersa e deformada devido à explosão;
A vibração atua com dupla finalidade: deslocar o solo, deixando o vazio que será ocupado pelo solo do aterro; e destruindo a estrutura reduzindo a resistência do solo compressível;
Método é considerado sensível e difícil para uso apropriado. Pode permanecer bolsões de solo mole.
	Só deve ser usado quando o abalo não puser em perigo as construções vizinhas!!
TRANSFERÊNCIA DE CARGA PARCIAL OU TOTAL
ESTACAS CONVENCIONAS
Transfere a carga total para uma carga firme subjacente (Figura 3). Elimina os problemas dos recalques da camada mole e evita perturbação considerável no solo mole durante a construção.
O método é de alto custo e no caso de construção de estradas tem sido utilizado em situações especiais. Tem sido adotada mais comumente para pisos de edifícios industriais (área de menos dimensão e estrutura / maquinaria em geral muito sensíveis a recalques).
Figura 3. Estacas convencionais – Esquema de transferência de carga
ESTACAS DE ALÍVIO
As estacas são projetadas para suportar parte (ou total) da carga que seria imposta para o solo mole (Figura 4).
	
	São utilizadas em países como Suécia e Noruega para resolver problemas de recalque e esforço horizontal de aterros de encontro de pontes. Também são utilizadas para reforço de capacidade de carga (estabilidade) de planície de solos moles. Em geral utilizam-se estacas de madeira. Pode ter ou não uma placa de concreto no topo da estaca e/ou uma camada de areia compacta para assegurar, através de redistribuição de pressões, que as cargas do aterro vão para as estacas. Num caso mais simples, a transferência (parcial) é feita apenas pelo atrito entre solo mole e a estaca.
Figura 4. Estacas de alívio – Esquema de transferência de carga
(C) COLUNAS COMPACTADAS DE AREIA / BRITA
	
	Providenciam suporte para as cargas da estrutura e / ou do aterro e funcionam como dreno para o solo mole (Figura 5). Podem também ser utilizado para resistir aos esforços cisalhantes no talude, aumentando a estabilidade.
Figura 5. Colunas compactadas de areia / brita – Esquema de transferência de carga
ATERROS REFORÇADOS SOBRE SOLOS MOLES
(A) ATERROS SOBRE SOLOS MOLES REFORÇADOS COM GEOSSINTÉTICOS
	A técnica do solo reforçado com geossintéticos consiste na inclusão destes materiais na interface aterro-fundação de argila mole visando a obtenção de um material composto mais resistente e menos deformável que o solo isolado. Os tipos mais comuns de reforço utilizados na interface aterro-solo mole são os geotêxteis e geogrelhas, entretanto há outros tipos, como as tiras metálicas. Podem ser citados como aspectos relevantes na escolha de um reforço geossintético:
Resistência à tração;
Rigidez à tração;
Aderência entre os solos e o geossintético;
Características de fluência;
Resistência do geossintético a esforços de instalação;
Durabilidade.
A presença de camada de reforço na base provê uma força estabilizadora, que se opõe ao mecanismo de ruptura, com conseqüente aumento no fator de segurança da obra, conforme esquematizado na Figura 6. Isto é particularmente importante em situações em que a espessura do solo mole é pequena em relação à largura da base do aterro. Nestas obras é também importante a utilização de reforços com elevados valores de rigidez à tração, e que estes sejam instalados na base do aterro, ou o mais próximo possível da base, de modo a maximizar o efeito do reforço na estabilidade da obra (aumento do braço de alavanca da força no reforço em métodos de análise de estabilidade, por exemplo).
Figura 6. Contribuição da presença de reforço geossintético para a estabilidade de aterros altos sobre solos moles (PALMEIRA, 1999)
O emprego do reforço geossintético na base de aterros traz os seguintes benefícios:
Distribuição de tensões no solo mole mais favoráveis à estabilidade;
Diminuição de recalques diferenciais ao longo da base do aterro;
Diminuição de perdas de material de aterro;
Aumento do fator de segurança do conjunto;
Permite a utilização de taludes mais íngremes;
Permite a construção mais rápida da obra.
Quando os reforços são utilizados em conjunto com geocompostos para drenagem vertical, obtém-se também uma aceleração no tempo de recalque do solo mole.
(A.1) ETAPAS DE CÁLCULO
O dimensionamento de aterros reforçados com geossintéticos é usualmente feito com a utilização de programas computacionais de estabilidade de taludes que permitam a incorporação do efeito estabilizante da força mobilizada no reforço. Em casos em que superfícies de deslizamento circulares podem ser empregadas, é comum a utilização do método de Bishop Modificado para o cálculo do fator de segurança da obra. Neste caso, a equação de equilíbrio do aterro reforçado para uma determinada superfície circular é, dada por (Figura 7):
Figura 7. Análise de estabilidade de aterros reforçados sobre solos moles (PALMEIRA, 1999)
 (01)
onde:
Mr = somatório dos momentos das forças de resistência ao cisalhamento dos solos em relação ao centro do círculo;
FSr = fator de segurança do aterro reforçado;
Tproj = esforço de tração mobilizado no reforço;
dT = braço de alavanca de Tproj em relação ao centro do círculo;
Ma = somatório dos momentos das forças que auxiliam o deslizamento, em relação ao centro do círculo.
O procedimento de dimensionamento é arbitrar o valor de FSr e, através da resolução da Equação 1 para várias superfícies circulares, se determinar a superfície crítica para a qual o valor de Tproj requerido no reforço é máximo.
A utilização combinada de reforço geossintético e bermas de equilíbrio pode permitir a otimização de projetos, com a adoção de reforços de maior resistência e bermas de menor extensão, ou vice-versa.
(B) ATERROS SOBRE ESTACAS E CAPITÉIS REFORÇADOS COM GEOSSINTÉTICOS
O reforço geossintético também pode ser extremamente útil no caso da sua utilização em aterros sobre solos moles estaqueados. Neste caso, a presença das estacas visa minimizar os recalques do aterro devido ao adensamento do solo mole. A presença da camada de reforço permite uma melhor distribuição das cargas para as estacas, otimizando a utilização destes elementos de fundação (Figura 8), evitando a necessidade da utilização de uma laje contínua de concreto.
Figura 8. Suporte de cargas verticais através do efeito membrana (PALMEIRA, 1999)
Nas regiões abertas entre os capitéis (peças pré-moldadas sobre as estacas), o geossintético suporta as cargas verticais do aterro através do mecanismo conhecido como efeito membrana, complementado o efeito de arco observado em camadas granulares. O arqueamento de solo provoca a transferência lateral de cargas de compressão (para as estacas) com redução de tensão vertical na região que sofreu afundamento (superfície do solo mole).
O reforço geossintético atua também no sentido de conter o deslocamento lateral dos taludes do aterro, em substituição à cravação de estacas inclinadas nessa região (Figura 9).
Figura 9. Contenção do empuxo lateral do talude (PALMEIRA, 1999)
Por se tratarem de situações onde, em geral, estão envolvidos elevados níveis de carregamento e são exigidos baixos níveis de deformação ao longo do tempo, este tipo de aplicação requer reforços de grande resistência à tração, de alta tenacidade e baixa fluência.São especialmente interessantes quando não se dispõe de períodos de espera para a consolidação do solo mole durante a execução da obra e / ou em projetos onde baixos níveis de deformação são exigidos. 
(B.1) ETAPAS DE CÁLCULO
Figura 10. Aterros reforçados estaqueados sobre solos moles. 
Espaçamento máximo entre estacas:
 (02)
onde Q é a carga admissível na estaca.
Tensão vertical sobre o capitel:
 (03)
com 
onde Cc = coeficiente de arqueamento do solo, que é função da altura do aterro, largura do capitel e rigidez da estaca.
Para estacas de aço ou concreto com ponta em camada incompressível:
 (04)
Para estacas resistindo por atrito lateral, estacas de brita, etc:
 (05)
Para se garantir que ocorrerá arqueamento no solo do aterro, deve-se ter:
 (06)
Com reforço:
Figura 11. Aterros reforçados - arqueamento no solo do aterro.
Carga distribuída sobre o reforço:
Se 
 (07)
com 
Se 
 (08)
Esforço de tração no reforço:
 (09)
 (10)
onde: TRP é o esforço de tração no reforço;
d é a deflexão máxima no reforço e
 é a deformação no reforço.
Combinando-se as equações acima, tem-se:
Como TRP = J
Onde J é a rigidez à tração do reforço.
A equação para determinação de TRP deve ser resolvida iterativamente.
Recomenda-se que  <= 6% e deformação adicional por fluência menor que 1%.
Deve-se ter:
Onde Td é a resistência à tração de projeto do reforço.
2.3 FATORES QUE AFETAM NA ESCOLHA DA SOLUÇÃO
2.3.1 DIMENSÕES DO ATERRO
	Altura e largura do aterro: quanto mais elevado e / ou mais largo o aterro, maiores as tensões (e / ou os bulbos de pressão) no subsolo.
CARACTERÍSTICAS DO MATERIAL DE FUNDAÇÃO
	Para se avaliar adequadamente o comportamento do aterro é necessário um estudo cuidadoso do material mole, que pode ser: Argilas (orgânicas ou não) e solos orgânicos.
	Deve-se conhecer o perfil do subsolo (espessura e inclinação das camadas moles), N.A. do local e as características geotécnicas (caracterização, compressibilidade e resistência) das camadas moles. São utilizados ensaios de laboratório e ensaios in-situ.
2.3.3 MATERIAIS DISPONÍVEIS PARA A CONSTRUÇÃO
Identificar os materiais disponíveis para: construção do aterro, eventual substituição do solo de fundação, bermas laterais, areia para drenagem e outros necessários.
Para a comparação das alternativas de soluções é necessário avaliar:
Volumes e características dos materiais disponíveis; distância de transporte; custo (escavação, transporte, compactação, etc);
Características do maciço após compactação: peso específico, resistência.
	
A resistência do aterro, quando considerada no cálculo de estabilidade deve ser avaliada através de ensaios de laboratório em corpos de prova moldados em condições semelhantes às previstas para o aterro.
2.3.4 PROGRAMA DE CONSTRUÇÃO
	É importante conhecer: tipo de equipamentos disponíveis; tempo disponível para o projeto, construção do aterro e da superestrutura. Estes fatores podem influenciar bastante a solução a ser adotada.
2.3.5 LOCALIZAÇÃO DO ATERRO
É importante conhecer a topografia do local: condições de drenagem natural; características que oferecem a execução de alguns processos (como deslocamento do material mole, trabalhabilidade das máquinas, etc.);
Condições de construções vizinhas: a presença de edifícios próprios pode vetar algumas soluções; deve-se avaliar possíveis danos nas construções devido, por exemplo, ao adensamento da camada mole de fundação, etc.
2.3.6 FINALIDADE DO ATERRO OU DA SUPERESTRUTURA
	A finalidade do aterro (estrada, barragem, área para construção residencial ou industrial) pode influenciar na solução a ser adotada. Assim como, a finalidade da superestrutura (por exemplo, esta pode ser muito sensível a recalques diferenciais) também pode influenciar na solução a ser adotada.
A escolha da solução a ser adotada no projeto vai requerer o atendimento de etapas de planejamento, investigação, análise técnica de possíveis soluções, comparação de soluções (tempo de construção, custos, riscos, etc) e a realização do projeto da solução final de construção. 
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	03
	PLANEJAMENTO / 
INVESTIGAÇÃO DE CAMPO
	
	
3.1 PLANEJAMENTO
É essencial nos estudos iniciais de planejamento o reconhecimento do impacto da construção de aterros em áreas de solos moles. Um dos fatores principais é a importância do tempo para construção e planejamento de forma que todas as alternativas apropriadas possam ser avaliadas.
	Abaixo é apresentado um fluxograma (Figura 12) introduzindo os requerimentos onde se devem construir aterros sobre solos moles.
		
Figura 12. Requerimentos para construção de aterros sobre solos moles.
3.2 INVESTIGAÇÃO DE CAMPO
A primeira etapa de investigação geotécnica consiste no estudo geológico da área através de mapeamento cartográfico, visita ao local e elaboração da descrição geológica do mesmo. A primeira investigação geotécnica propriamente dita realizada no caso de aterros sobre solos moles é, a exemplo da maioria das obras civis, a sondagem à percussão SPT, com o objetivo de classificação preliminar das camadas a serem atravessadas. As fases seguintes, planejadas a partir do ensaio SPT, podem incluir:
Ensaio de palheta in situ;
Ensaio de piezocone ou dilatômetro;
Campanha de retirada de amostras indeformadas
As investigações efetuadas para o projeto corrente de aterros rodoviários sobre solos moles são de dois tipos:
De campo, descritas sumariamente em LOPES E BOGOSSIAN (1990);
De laboratório, descritas sumariamente em ALMEIDA (1990).
A utilização de ensaios de laboratório juntamente com os ensaios de campo para a determinação de parâmetros permite obter informações de diversas técnicas de ensaios permitem a comparação de resultados e obtenção de informações complementares que, embora muitas vezes redundantes, aumentam o grau de confiabilidade dos parâmetros de projeto. 
A Tabela 2 apresenta um comparativo das vantagens e desvantagens dos ensaios de laboratório e de campo aplicados a argilas moles. 
Tabela 2. Vantagens e desvantagens dos ensaios de laboratório e de campo aplicados a argilas moles (ALMEIDA, 1996).
	Tipo de ensaio
	VANTAGENS
	DESVANTAGENS
	Laboratório
	Condições de contorno bem definidas
Condições de drenagem controladas
Trajetória de tensões conhecidas durante o ensaio
Natureza do solo identificável
	Amolgamento em solos argilosos
Pouca representatividade do volume ensaiado
Em condições análogas é, em geral mais caro que os ensaios de campo
	Campo
	Solo ensaiado em seu ambiente natural
Medidas contínuas com a profundidade (CPT, CPTU)
Ensaiado maior volume de solo
Geralmente mais rápido que ensaio de laboratório
	Condiçõesde contorno mal definidas (exceção: pressiômetro auto perfurante)
Condições de drenagem desconhecidas
Modos de deformação e rupturas diferentes da obra
Natureza do solo não identificada.
3.2.1 INVESTIGAÇÃO PRELIMINAR
Compreende uma investigação em documentos existentes:
cartas geológicas e topográficas;
fotografias aéreas;
revisão da literatura e da experiência preexistente na área (visita a locais);
etc.
É investigada a possibilidade da existência de depósitos de solos moles sob as propostas estruturas. É analisada também a experiência preexistente soluções previamente empregadas com sucesso.
3.2.2 INVESTIGAÇÃO GEOTÉCNICA INICIAL
Identificar a extensão e a profundidade das camadas de solos moles nos depósitos;
Identificar o nível do lençol freático ao longo do depósito. A investigação pode ser acompanhada pela obtenção de amostras (pelo menos uma) por camada (shelby D = 60 a 100 mm);
Caracterizar e classificar o depósito de solos moles (umidade, limites de consistência, granulometria, peso específico, etc.);
Ensaios simples de resistência: ensaios de palheta de laboratório, penetrômetro de bolso, ensaio de compressão simples.
Estas informações permitem uma estimativa preliminar dos recalques e da estabilidade do aterro. No final deve-se tomar uma decisão tal como:
A solução é simples e maiores estudos são desnecessários;
Relocação do aterro;
O aterro será substituído por uma estrutura;
Uma investigação maior e mais detalhada é necessária para o projeto do aterro.
3.2.3 INVESTIGAÇÃO GEOTÉCNICA DETALHADA
	Esta etapa pode incluir amostras de alta qualidade para trabalhos especiais em laboratório e/ou ensaio in-situ. O esforço despendido dependerá da importância do projeto, da natureza do solo e dos ensaios envolvidos.
	Devido ao alto custo das amostras em bloco em geral para caso de solos moles, na maioria das vezes, o amostrador de paredes finas com pistão estacionário, tem sido empregado (ou amostrador tipo shelby) com dimensão de:
Diâmetro mais comum - 75 a 125 mm;
Comprimento - 600 a 1000 mm.
	Todos os cuidados devem ser tomados para a obtenção de amostra de boa qualidade. Existem casos nos quais amostras especiais de grande diâmetro têm sido recomendadas (determinação de k, Cv ou Ch, em solos apresentando heterogeneidade estrutural).
Ensaios recomendados de serem realizados:
Laboratório: 
Complementação dos ensaios de caracterização (física, química e mineralógica);
Ensaios de adensamento;
Ensaios triaxiais UU e CU;
Campo: 
Complementação das sondagens;
Ensaios de piezocone ou dilatômetro;
Ensaios de palheta de campo;
Quando adequado, ensaios de permeabilidade “in-situ”.
A Tabela 3 apresentam-se os procedimentos recomendados na bibliografia para determinação de parâmetros de argilas moles. 
Tabela 3. Procedimentos recomendados na bibliografia para determinação de parâmetros de argilas moles (COUTINHO e BELLO, 2004). 
	Parâmetro Geotécnico
	Procedimento Recomendado
	Procedimento Alternativo e Observações
	Perfil geotécnico preliminar (camada, NA, etc)
	SPT – com determinação de umidade natural através do perfil
	Umidade deve ser determinada pelo menos em cada metro (COUTINHO et al., 1998a)
	Estratigrafia
	 Piezocone
	Amostragem integral de pequeno diâmetro (LACERDA e SANDRONI, 1993)
	História de tensões (OCR)
	Ensaios edométrico
	Considerar qualidade de amostragem
	
	
	Palheta de campo -utilização da correlação Su= f (OCR) (COUTINHO et al., 2000)
	
	
	Dilatômetro
	Coeficiente de empuxo em repouso (ko)
	Pressiômetro autocravante (PMT); dilatômetro (DMT)
	Ensaio caro; usar correlação ko=f(OCR) para avaliar resultado do DMT
	Parâmetros de compressibilidade (e0, Cs, Cc)
	Ensaio eodométrico
	Considerar qualidade de amostragem
Estimativa-uso de correlações a partir da umidade natural (COUTINHO et al, 1998a) 
	Coeficiente de adensamento (Cv, Ch)
	Dissipação com piezocone
	Ensaio eodométrico não necessariamente confiável
	Coeficiente de permeabilidade
	Piezocone e/ou permeabilidade in situ
	Ensaio eodométrico para obter k=f (índice de vazios)
	Resistência não drenada (Su)
	Combinação de ensaios de campo (CPTU, Vane) e laboratório (triaxial UU e CIU)
	Ensaio palheta de campo é mais apropriado (LADD e DEGROOT, 2003)
	
	
	Usar correlação Su= f(OCR) para avaliar resultados
	Parâmetros de resistência em tensões efetivas (c’, ’)
	Ensaio traxial adensado não drenado
	-
	Módulo de elasticidade Eu
	Ensaio triaxial adensado não drenado (com escarregamento/recarregamento)
	Considerar qualidade da amostragem; diagramas Eu/Su= f(IP,OCR) podem auxiliar
�
	04
	ARGILAS MOLES / RECIFE
	
4.1 SÍNTESE DA CARACTERIZAÇÃO GEOLÓGICA DAS ARGILAS MOLES DO RECIFE
A cidade do Recife apresenta uma área plana que se formou no período Quaternário com a influência das águas salinas e doces. Os depósitos de argilas moles orgânicas podem ser encontrados em aproximadamente 50% da área da planície do Recife, formada no período Holocênico com uma idade máxima de cerca de 10.000 anos. O nível do solo é próximo do nível do mar e os depósitos de solos moles, em geral, estão quase totalmente abaixo do nível d’água.
 
Devido ao interesse prático, as argilas moles do Recife vem sendo sistematicamente estudadas por vários autores através da elaboração de dissertações de mestrado, tese de doutorado e publicação de artigos técnicos nacionais e internacionais (TEIXEIRA, 1972; AMORIM JR., 1975; FERREIRA, 1982; COUTINHO, 1988; COUTINHO e FERREIRA, 1988; OLIVEIRA, 1991; COUTINHO e OLIVEIRA, 1994 e 1997; PEREIRA, 1997; COUTINHO et al., 1998; COUTINHO et al., 1999; COUTINHO et al., 2000; OLIVEIRA, 2000, OLIVEIRA, 2002).
Em função dos problemas de engenharia dos solos moles e para dar suporte à comunidade geotécnica, um Banco de Dados dos Solos Moles de Recife foi desenvolvido pelo GEGEP-UFPE (Grupo de Engenharia Geotécnica de Encostas e Planície), sob a coordenação do Prof. Roberto Quental Coutinho. Este Banco de Dados contém informações geotécnicas de cerca de 50 locais, incluindo dois locais de pesquisa. Totalizam cerca de 400 linhas que incluem informações geotécnicas de identificação, caracterização, adensamento e resistência. Também estão inclusas correlações estatísticas gerais dos parâmetros geotécnicos dos solos de Recife e dos locais de pesquisa. As informações geotécnicas são geralmente obtidas através de ensaios de laboratório e ensaios de campo realizados pela universidade para pesquisa e projetos práticos de engenharia de fundações e aterros sobre solos moles.
O programa padrão de ensaios de laboratório consiste em caracterização, adensamentos com incrementos de carga e triaxiais de compressão. O perfil de SPT e outras informações são obtidas através de empresas privadas. Nos locais de pesquisa (Clube Internacional e SESI-Ibura) (Figura 13), onde se requer investigações mais detalhadas, são realizados ensaios complementares de laboratório e um programa de ensaios de campo tais como: Piezocone, Dilatômetro de Marchetti, Pressiômetro de Ménard e Palheta de Campo.
O universo do Banco de Dados dos solos de Recife, com dados de ensaios de laboratório e campo, está sendo ampliado através do cadastramento, locação e análise de casos de problemas práticos nos solos moles de Recife. 
Vale salientar que a utilização de procedimentos, como uso de correlações estatísticas locais a partir da umidade de campo obtidas no SPT, já é prática do GEGEP-UFPE, possibilitando a ampliação de problemas práticos, tornando-os trabalhos de pesquisa, através de parcerias firmadas com empresas de engenharia, trazendo aprendizado e experiência profissional local. Pode ser citada a dissertação de mestrado de CAVALCANTE (2001), onde foi realizada uma análise de comportamento de aterros sobre solos moles de encontro de ponte – Alagoas, através de previsão de recalques einstrumentação, e de BELLO (2004), onde realizou-se um estudo da ruptura ocorrida em um aterro sobre solo mole na cidade do Recife, ambas parcerias com Gusmão Engenheiros Associados. 
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Figura 13. Localização Recife – PE e locação das investigações
Perfis Geotécnico típicos – Planície Recife
4.1.1. PERFIS TÍPICOS
FERREIRA et al. (1986) destacam a ocorrência de dois tipos básicos de perfis com presença de argila mole: tipo I e tipo II (ver Tabela 4). COUTINHO e FERREIRA (1988), apresentam e discutem resultados com a profundidade para seis dos depósitos investigados de argilas-solos orgânicos moles do Recife. Os locais estudados correspondem a uma distribuição bastante ampla da área da planície do Recife. 
Tabela 4. Perfis Típicos da Planície do Recife (FERREIRA et al., 1986)
	SOLO
	Perfil tipo IA
	Perfil tipo IB
	SOLO
	Perfil tipo II
	
	Faixa de espessura (m)
	Faixa de espessura (m)
	
	Faixa de espessura (m)
	
	obser-
vada
	mais freq.
	valor médio
	obser-
vada
	mais freq.
	valor médio
	
	obser-
vada
	mais freq.
	valor médio
	Aterro
Areia
	0-2
1-15
	0-1
1-8
	0,7
5,0
	0-1
5-11
	0-1
5-11
	0,4
7,0
	Aterro
Argila
	1-2
13-26
	1-2
13-16
	1
17
	Argila
	2-10
	4-10
	6,0
	15-25
	15-25
	19
	Areia
	Limite de sondagem
	Areia
	Limite de sondagem
	
	
A Figura 14 apresentada por COUTINHO et al. (2000) mostra quatro perfis geotécnicos típicos com solos moles da planície do Recife. Podem ser observadas uma camada superior de aterro / areia, a estratificação dos depósitos de solos moles, e a existência de areias argilosas e/ou solos orgânicos. Em geral, a consistência das argilas é mole, mas camadas com consistência média também ocorrem. O nível d’água normalmente é localizado entre 0 e 2m de profundidade. 
Variação significativa no perfil obtido tem sido observada na planície do Recife em pequenas distâncias. Entretanto, parece existir tendência de que, à medida que se desloca do litoral para o interior a espessura da camada de argila tende a crescer. Os valores do ensaio de SPT obtidos nas sondagens catalogadas apresentam um máximo de 4 e em geral entre 0 e 2 golpes independente do tipo de perfil (COUTINHO et al, 2000)
4.1.2. ÍNDICES FÍSICOS
A Figura 15 apresenta a carta de plasticidade com os resultados de ensaios de laboratório para argilas moles/média e solos orgânicos /turfas do Recife. Resultados do depósito de solos moles de Juturnaíba – RJ são também são mostrados. Os solos foram divididos em quatro grupos: areia, silte, argilas orgânicas, e turfas/solos orgânicos, usando a ferramenta de criação de subgrupo (COUTINHO e LACERDA, 1987). Na carta foram incluídas proposta de intervalos para argilas orgânicas e inorgânicas e turfas.
Pode ser observado nesta carta que os resultados das argilas moles/médias de Recife estão em torno da linha A, com limite de liquidez (WL) variando entre 23% a 235% e o índice de plasticidade (IP) variando entre 5 e 148%. Os resultados dos solos orgânicos de Recife e Juturnaíba estão abaixo da linha A e em torno dos intervalos propostos na literatura. O WL está entre 175 e 235% e IP entre 40 e 120% (Recife). Os valores de umidade natural (WN) encontram-se entre 18 e 215% (argilas moles/médias) e entre 180 e 800% (solos orgânicos /turfas) (COUTINHO et al. 1998a).
 
Figura 15. Carta de Plasticidade – Resultados de solos moles de Recife e de Juturnaíba (COUTINHO et al. 1998a)
A Figura 16 apresenta o perfil geotécnico com os resultados de ensaios de caracterização dos dois depósitos de pesquisa (Clube Internacional e SESI –Ibura). Pode-se verificar um grande número de ensaios realizados nestes locais. No depósito do SESI a umidade natural é bem próxima do limite de liquidez, entretanto no Clube Internacional verificam-se maiores diferenças entre 6-16m de profundidade. Provavelmente, neste local os ensaios de caracterização foram realizados com secagem prévia, já que se trata de uma investigação mais antiga.
 
Figura 16. Resultados de ensaios de caracterização com a profundidade – Clube Internacional e SESI- Ibura (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997)
4.1.3. MATÉRIA ORGÂNICA
A quantidade (teor) e a qualidade (tipo e grau de decomposição) da matéria orgânica condicionam fortemente o comportamento dos solos orgânicos.
A umidade natural dos solos cresce com a presença da matéria orgânica, devido à grande capacidade de absorção de água da matéria orgânica. Esta, quando pouco decomposta (textura fibrosa) apresenta os maiores valores. Os solos denominados normalmente de turfas (solos altamente orgânicos de origem vegetal), quando puras e “saturadas” geralmente tem unidade entre 500 e 1.500%, podendo ocorrer valores maiores e grande variabilidade erraticamente dentro de pequenos comprimentos. 
COUTINHO (1986) em seus estudos no aterro experimental de Juturnaíba, indica que a densidade desses solos orgânicos tem sido observada decrescer hiperbolicamente com o aumento da matéria orgânica, variando entre a densidade do mineral (da ordem de 2,7) e a densidade da matéria orgânica (da ordem de 1,4). Os valores da massa específica são menores que os solos minerais, devido à baixa densidade da MO e a forte presença da água. O índice de vazios dos solos orgânicos podem ser extremamente elevados (3 a 20), tendo a turfa fibrosa os maiores valores. O referido autor correlaciona o teor de matéria orgânica, obtidos pelos métodos químicos e de perda por aquecimento, com o teor de umidade, da massa específica, da densidade dos grãos e do índice de plasticidade (Figura 17).
Na classificação geral do LPC (PERRIN, 1974; MAGNAN, 1968), os solos orgânicos são separados em três grupos: 
1 – solos pouco orgânicos, 3<TMO<10%, incluídos na classe de solos finos;
2 – solos medianamente orgânicos, 10<TMA<30% e;
3 – solos muito orgânicos, TMO>30%. Os dois últimos formando a Classe dos Solos Orgânicos. Os solos normalmente denominados de turfas estariam neste grupo.
MASSAD (1994) comenta que ao longo de toda a costa brasileira tem sido reportados, em argilas moles, baixos teores de MO, entre 3 a 10%, como ocorre no Rio de Janeiro, no Recife e em Vitória – ES.
Perfil geotécnico com resultados de teor de matéria orgânica para o Clube Internacional e SESI-Ibura são apresentados na Figura 18. No depósito do Clube Internacional o TMO foi obtido através do método químico do dicromato de potássio, com resultados na camada 1 entre (1,0±1,5%) e na camada 2 entre (3,7±1,7%). No depósito do SESI, o TMO foi obtido através do método químico do dicromato de potássio e pelo método da queima, com resultados na camada 1 entre (6,9±1,4%) e na camada 2 entre (4,5±1,7%). Os solos dos dois depósitos se enquadraria segundo a classificação geral do LPC como pouco orgânicos. 
Os solos moles do depósito do aterro estudado por BELLO (2004) seriam em princípio, enquadrados de acordo com a classificação acima citada, como solo muito orgânico. Entretanto, como TMO=67% (muito alto) e WN=223%, o solo seria denominado de turfa. Isto indica que particulamente onde o corpo de prova foi retirado no shelby para determinação do TMO, o solo indicou ser turfa. Já no corpo de prova retirado para realização de ensaios triaxiais, a umidade determinada foi cerca de 117% (pequena para ser indicando ser turfa).
Figura 17. Curvas W,δ, G e IP vs. TMO (COUTINHO, 1986)
 
Figura 18 Perfil geotécnico com resultados de teor de matéria orgânica Clube Internacional e SESI-Ibura (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997). 
4.1.4. HISTÓRIA DE TENSÕES
A costa brasileira comporta-se de forma homogênea do nordeste ao sul, sendo possível mostrar relações de afinidade entre os solos nela ocorrentes, desde que se trabalhe com parâmetros adimensionalizados (MASSAD, 1994). O autor comentaque, nesse contexto, a pressão de pré-adensamento apresenta-se como papel decisivo, o que recoloca a origem geológica como questão central.
Resultados de ensaios oedométricos ao longo de diversos estudos evidenciaram que em geral as argilas moles/médias e as turfas/solos orgânicos de Recife são ligeiramente pré-adensadas (OCR<3,0) ou levemente normalmente consolidadas (OCR<1,3). Valores de OCR maiores do que 3,0 podem ser encontrados na crosta ressecada (COUTINHO et al., 1998). 
A Figura 19 apresenta resultados de pressão vertical efetiva inicial (σ’vo), pressão de pré-adensamento (σ’vp) e OCR vs. profundidade dos depósitos representativos de argila do Recife situados no Clube Internacional e SESI-Ibura respectivamente. Pode-se observar que o depósito do Clube Internacional apresenta uma crosta pré-adensada (OCR de 1,3 a 2,9) e é geralmente subdividida em duas ou mais camadas, com tendência de diminuição do OCR com a profundidade até os 11m até tornar-se basicamente normalmente adensada com OCR=1. COUTINHO e OLIVEIRA (1994) comenta que o ressecamento da parte superior do depósito, o efeito do tempo (adensamento secundário) devido ao peso próprio do material e possivelmente a variação do nível d’água freático podem ser causas de pré-adensamento no depósito. A presença eventual de uma camada de aterro bastante antiga entretanto, pode interferir nos resultados anteriores.
 
Figura 19. Resultados de σ’vo, σ’vp e OCR vs. profundidade Clube Internacional e SESI-Ibura (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997)
O depósito do SESI-Ibura apresenta a camada 1 como normalmente adensada e levemente pré-adensada, apresentando valores de OCR, em geral, menores que 3,0. Já a camada 2 apresenta valores de OCR menores que 1. Possíveis causas deste subadensamento observado podem ser a dificuldade na amostragem e/ou acolocação de um aterro recente (últimos 22 – 25 anos), o qual gerou um excesso de poro-pressão, que devido a baixa permeabilidade das camadas argilosas, pode ainda não ter sido totalmente dissipado (OLIVEIRA, 2000).
A Figura 20 apresenta também, de maneira a ampliar os conhecimentos em vários locais de pesquisa na cidade do Recife, resultados de σ’vo, σ’vp e OCR vs. profundidade para os depósitos do Bairro de Boa Viagem e Cajueiro. Em geral esses depósitos são normalmente adensados, conforme tendência geral das argilas moles do Recife, com o segundo local apresentando valores de OCR maiores (1,5 a 3).
Figura 20. Resultados de σ’vo, σ’vp e OCR vs. profundidade – Boa Viagem e Cajueiro (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997)
Mesma tendência nos valores de OCR ocorre no local de estudo. Neste local a camada inicial de solo mole (cerca de 2m) apresenta-se pré-adensada (OCR~3,9), com diminuição do OCR com a profundidade. O aterro antigo com cerca de 6m de altura possivelmente é a causa do pré-adensamento.
4.1.5. COMPRESSIBILIDADE
COUTINHO et al. (1998a) apresenta correlações estatísticas obtidas para as argilas moles de Recife-PE, através da quais podem-se estimar os parâmetros de compressibilidade CC, CS e e0 a partir da umidade natural do solo W (%), utilizando todos os resultados do Banco de Dados para aplicação em pesquisas e problemas práticos. Pode-se observar uma maior dispersão para o subgrupo de solos orgânicos/turfas, o que se deve provavelmente à baixa qualidade de algumas amostras. As Figuras 21 apresentam graficamente duas correlações da Tabela 5.
Figura 21. Correlações estatísticas: (a) Cc vs. W (%), (b) eo vs. W(%).(COUTINHO et al. 1998a).
Tabela 5. Correlações estatísticas – solos orgânicos e argilas moles / médias – Recife (COUTINHO et al. 1998a).
	Solo
	Correlação
	Equação
	r2
	Desvio Padrão
	Argilas / Argilas Orgânicas
W £ 200 %
e0 £ 4.0
	e0 vs. W(%)
	e0 = 0.024 W + 0.1410
	0.98
	0.14
	
	CC vs. W(%)
	CC = 0.014 W - 0.0940
	0.82
	0.26
	
	CC vs. e0
	CC = 0.586 e0 - 0.165
	0.84
	0.25
	
	CS vs. W(%)
	CS = 0.0019 W + 0.0043
	0.80
	0.04
	
	CS vs. e0
	CS = 0.084 e0 - 0.0086
	0.81
	0.04
	Solos Orgânicos / Turfas
W ³ 200%
e0 ³ 4.0
	e0 vs. W(%)
	e0 = 0.012 W + 2.230
	0.88
	0.68
	
	CC vs. W(%)
	CC = 0.0040 W + 1.738
	0.52
	0.54
	
	CC vs. e0
	CC = 0.411 e0 + 0.550
	0.79
	0.45
	
	CS vs. W(%)
	CS = 0.0009 W + 0.1590
	0.53
	0.12
	
	CS vs. e0
	CS = 0.055 e0 - 0.0900
	0.62
	0.10
O valor da umidade é utilizado para esta correlação, por ser este parâmetro facilmente obtido no campo através do ensaio de SPT. A Figura 22 mostra que os resultados de umidade obtidos com o procedimento padrão de laboratório, a partir de amostras de SPT são bem próximos dos resultados a partir de amostras shelby.
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Figura 22. Resultados de umidade natural obtidas em amostras de laboratorio e in situ (SPT). a) SESI-Ibura; b) Trabalho prático – Recife. (COUTINHO et al., 2004)
COUTINHO e FERREIRA (1988) apresenta e comenta os valores de eo, Cc, Cs obtidos nos ensaios oedométricos para 4 depósitos estudados. Os valores de índice de vazios inicial (eo) estão entre 0,5 e 5,25 (argilas moles/médias) e entre 3,45 e 14,4 (turfas/solos). O índice de compressão (Cc) está no intervalo entre 1,0 e 2,8 (argilas moles/médias), e entre 1,4 e 6,8 (turfas/solos orgânicos) que é um valor muito alto. Os valores do índice de recompressão (Cs) estão entre 0,02 e 0,46 (argilas moles/médias) e entre 0,11 e 0,85 (turfas/solos orgânicos). O coeficiente de adensamento vertical (Cv) está entre 20 e 70x10-8 m2/s no trecho pré-consolidado e 10x10-8 m2/s no trecho normalmente consolidado. 
A Figura 23 apresenta os parâmetros de compressibilidade eo, Cc, Cs vs. profundidade para os dois depósitos de estudo (ver também Figura 24 para os depósitos de Boa Viagem e Cajueiro). Pode-se verificar que no depósito do Clube Internacional como no do SESI-Ibura, o índice de vazios inicial (eo), o índice de compressão (Cc) e o índice de compressão (Cs) apresentam valores maiores na primeira camada. O índice de compressão, por exemplo, da camada 1, é em média cerca de 2 vezes o da camada 2.
 
Figura 23. Parâmetros de compressibilidade eo, Cc, Cs vs. profundidade - Clube Internacional e SESI-Ibura (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997)
Figura 24. Parâmetros de compressibilidade eo, Cc, Cs vs. profundidade – Boa Viagem e Cajueiro (COUTINHO e OLIVEIRA, 1997)
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Lambe & Whitman (1979) propuseram uma relação de CR (%) x W(%) na qual os resultados de Juturnaíba estão apresentados. Entretanto, os resultados dos depósitos do Recife estão em geral acima da relação sugerida. A umidade foi escolhida para essa correlação porque se trata de um parâmetro facilmente obtido em ensaios de SPT. A Figura 25 mostra que com o início do procedimento, os resultados de umidade das amostras obtidas no SPT são muito próximos dos resultados obtidos em laboratório em amostras de shelby. 
Figura 25. Comparação entre umidades do Shelby e das amostras do SPT – SESI – Ibura (Coutinho et al. 1998a)
	
As Figuras 26 e 27 mostram resultados do coeficiente de consolidação vertical (Cv) versus tensão vertical efetiva obtida em ensaios oedométricos na área de pesquisa 1 e 2 respectivamente (Clube internacional e SESI – Ibura). Comportamento típico tem sido observado com rápido decréscimo no valor de Cv em torno da tensão de pré consolidação. 
Figura 26. Cv versus σ’v (Coutinho et al, 1998c)
	
Figura 27. Curvas típicas e versus log ’v – ensaios oedométricos. (Coutinho et al., 2000)
Figura 28. C versus ’v (Coutinho e Ferreira, 1988)
4.1.6. RESISTÊNCIA NÃO DRENADA
Resultados de Su obtidos através do ensaio de palheta de campo para outras argilas moles brasileiras, juntamente com os resultados de argilas do Recife, podem ser vistas na Tabela 6. Essa tabela resume também características de umidade natural e índice de plasticidade destes solos.
Em geral as argilas moles brasileiras apresentamresistência não drenada (Su) variando entre 5 a 60 kPa. (faixa típica: 5 a 30 kPa). O depósito de argila mole do Recife situada no Clube internacional apresenta um dos maiores resultados de Su (de 34 a 56 kPa) sendo classificado como de consistência média, em relação ao Su, apesar de ser classificada como mole pelo SPT (N=2 a 4).
Tabela 6. Valores de Supalheta, IP e umidade natural para argila/solos orgânicos brasileiros (COUTINHO et al., 2000; OLIVEIRA, 2000).
	Local
	Faixa
Su(kPa)
	IP
(%)
	WN
(%)
	Referência
	Recife-PE (Clube Intern.) 
	34-56
	33-70
	45-100
	OLIVEIRA (2000)
	Recife-PE (SESI- Ibura) 
	14-37
	53-96
	80-150
	OLIVEIRA e COUTINHO (2000)
	Jurtunaíba-RJ (aterro experimental)
	6-36
	27-100
	46-153
	COUTINHO (1986b)
	Jurtunaíba-RJ (Barragem- 
Trechos II e V.)
	10-30
	27-100
	46-153
	COUTINHO et al. (1988c)
	Jurtunaíba-RJ (Barragem-
Trecho III-2.)
	5-25
	27-100
	46-153
	COUTINHO et al. (1988c)
	Sarapuí-RJ
	7-22
	30-110
	100-170
	ORTIGÃO e COLLET (1986)
	Porto Alegre-RJ
	10-32
	40-80
	50-130
	SOARES (1997)
	Barra da Tijuca-RJ
	6-30
	120-250
	100-500
	LACERDA e ALMEIDA (1995)
	Itaipu-RJ
	8-26
	60-200
	100-475
	SANDRONI et al. (1984)
	Santos-SP
	10-60
	15-90
	90-140
	MASSAD (1988)
	Sergipe
	12-25
	20-70
	40-60
	SANDRONI et al. (1997)
	Enseada Cabritos-BA
	9-17
	50
	65-110
	BAPTISTA e SAYÃO (1998)
	João Pessoa-PB
	13-40
	-
	35-150
	CONCEIÇÃO (1997) a partir de SOARES (1997)
A Figura 29 mostra o perfil de Su obtidos com diferentes ensaios dos dois locais de pesquisa da Área de Geotecnia – DEC/UFPE. É possível observar uma boa concordância, entre esses ensaios, podendo-se assim, obter um perfil médio a ser utilizado na prática de projeto (OLIVEIRA, 2000), com as devidas considerações técnicas adequadas.
Perfis de Su obtidos através de ensaios de palheta de campo para outras argilas brasileiras, assim como comparações com outros perfis obtidos através de ensaios de laboratório (UU-C, CIU-C e método SHANSEP), e outros ensaios de campo (CPTU, DMT e PMT) e de expressões teóricas (estados críticos, Cam-Clay e Cam-Clay Modificado) são apresentados em COUTINHO et al. (2000). Estes autores mostram resultados para argilas de Sarapuí-RJ, Juturnaíba-RJ, Barra de Tijuca – RJ, Porto Alegre – RS e Recife-PE. Os autores comentam que os perfis obtidos pelos diferentes procedimentos são em geral, similares entre si.
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Figura 29. Perfis de Su obtidos a partir de EPC, Ensaios UU-C, CIU-C, CPTU e DMT para as argilas moles de Recife (a partir de OLIVEIRA, 2000).
4.1.7. SENSIBILIDADE
A sensibilidade das argilas é uma característica de grande importância, pois indica que, se a argila vier a sofrer uma ruptura, sua resistência após esta ocorrência é bem menor. PINTO (2000) relata que os solos argilosos orgânicos das baixadas litorâneas brasileiras são exemplo disto. A argila orgânica presente é de tão baixa resistência que só pode suportar aterros com altura máxima de cerca de 1,5m. Tentando-se colocar aterros com maiores alturas, ocorrerá ruptura. A argila, ao longo da superfície de ruptura, ficará amolgada. Como esta argila tem uma sensitividade da ordem de 3 a 4, sua resistência cai a um terço ou a um quarto da inicial. O terreno após rompido não suporta mais do que 0,5m de aterro.
A sensibilidade pode ser atribuída ao arranjo estrutural das partículas, estabelecido durante o processo de sedimentação, arranjo este que pode evoluir ao longo do tempo pela interrelação química das partículas ou pela remoção de sais existentes na água em que o solo se formou pela percolação de águas límpidas (PINTO, 2000).
COUTINHO (1986) encontrou um valor médio de St=10 (sensibilidade alta), com forte dispersão, para argila/solos orgânicos sob o aterro experimental de Juturnaíba. ORTIGÃO (1993) e SCHNAID et al. (1998) comentam que, no Brasil a sensibilidade de depósitos argilosos tem variado entre baixa e média de acordo com a classificação de SKEMPTON e NORTHEY (1952).
COUTINHO et al. (2000) e OLIVEIRA (2000) comenta que as argilas do Recife apresentam-se como uma das mais sensíveis dentre as argilas estudadas no Brasil, apresentando St variando de 4,5 a 15,8 (Tabela 7)
Tabela 7. Sensibilidade de argilas mole Brasileiras (COUTINHO et al., 2000; OLIVEIRA, 2000)
	Local
	Média
	Variação
	Referência
	Recife-PE (Clube Intern.) 
	Cam. 1
	6,4
	4,5-11,8
	OLIVEIRA (2000)
	
	Cam. 2
	13,0
	9,2-15,8
	OLIVEIRA (2000)
	Recife-PE (SESI- Ibura) 
	Cam. 1
	6,1
	4,7-8,2
	OLIVEIRA (2000)
	
	Cam. 2
	10,9
	7,8-14,4
	OLIVEIRA (2000)
	Aracajú, SE
	5,0
	2-8
	ORTIGÃO (1988)*
	João Pessoa, PB
	-
	1-3
	CONCEIÇÃO (1977)**
	Jurtunaíba, RJ (aterro experimental)
	10
	1-19
	COUTINHO (1986b)
	Jurtunaíba, RJ (Barragem-Trechos II, V e III-2)
	-
	4,8
	COUTINHO et al. (1986c)
	Santa Cruz, RJ
	3,4
	-
	ARAGÂO (1975)*
	Sarapuí, RJ
	4,4
	2-8
	ORTIGÃO e COLLET (1986)
	Sepetiba, RJ
	4,0
	-
	MACHADO (1988)*
	Barra da Tijuca, RJ
	5,0
	-
	LACERDA e ALMEIDA (1995)
	Ilha dos Amores-Baixada Santista, SP
	-
	2,3-5,4
	ÁRABE (1986)
	Santos, SP
	-
	4-5
	MASSAD (1988)
	Cubatão, SP
	-
	4-8
	TEIXEIRA (1988)*
	Florianópolis, SC
	3,0
	1-7
	MACCARINI et al. (1988)*
	Porto Alegre, RS
	4,5
	2-8
	SOARES (1997)
	Rio Grande, RS
	2,5
	-
	A partir de LACERDA e ALMEIDA (1995)
*a partir de ORTIGÃO (1993); ** a partir de SOARES (1997)
A sensibilidade da camada 1 do depósito do Clube Internacional (Figura 30) apresenta uma descontinuidade entre os 10 e 11m de profundidade, tendo seus valores decrescente com a profundidade e variando de 4,5 a 11,8. Na camada 2 seus valores são crescentes com a profundidade, apresentando uma faixa típica de 9,2 a 15,8. No SESI o aumenta da sensibilidade é aproximadamente linear com a profundidade na segunda camada. A camada 1 apresenta valores de St variando de 4,7 a 8,2 e a camada 2 de 7,8 a 14,4 (OLIVEIRA, 2000).
Figura 30. Perfis de St obtidos a partir do ensaio de palheta de campo (OLIVEIRA, 2000).
4.1.8. CORRELAÇÕES DE ENSAIOS IN SITU
Estudo comparativo: laboratório vs ensaios in situ
A Tabela 8 apresenta um estudo comparativo realizado nas argilas moles do Recife de correlações de ensaios de campo (CPTU, DMT, PMT, PALHETA DE CAMPO) e resultados de laboratório quando da obtenção de alguns parâmetros geotécnicos. 
Tabela 8. Estudo comparativo entre resultados de correlações de ensaios de campo (COUTINHO et al. 2000a)
	PARÂMETROS
	CPTU 
(piezocone)
	DMT
(dilatômetro)
	PMT
(pressiômetro)
	PALHETA DE CAMPO
	OCR
	SULLY et al. (1988)
(ligeiramente maior)
	LUNNE et al. (1989)
(próximo)
	-
	MAYNE e MITCHELL (1988)
(próximo)
	K0 (triaxial UU-C e CIU-C)
	SULLY e CAMPANELLA (1991)
(próximo)
	LUNNE et al. (1990)
(muito próximo)
	Alta dispersão
(menor)
	-
	SuLAB
	LUNNE et al. (1985)
(próximo)
	MARCHETTI (1980)
(ligeiramente maior / próximo)
	POWELL (1990)
(próximo)
	(próximo)
	SuPALHETA
	TAVENA e LEROUEIL (1987)
(ligeiramente menor)
	MARCHETTI (1980)
(ligeiramente menor / próximo)
	-
	-
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	05
	ATERRO CONSTRUÍDO SOBRE SOLOS MOLES
	
	
5.1 MODELOS DE ANÁLISE DO COMPORTAMENTO
5.1.1 ABORDAGEM TRADICIONAL – SKEMPTON (1948)
O projeto de aterros sobre argilas moles tem sido realizado tradicionalmente considerando o comportamento da fundação em duas fases sucessivas (Skempton, 1948):
Durante a construção, devida à rápida velocidade de aplicação de carga e a baixa permeabilidade das argilas, prevalece uma resposta não drenada;
Após o final de construção, o adensamento desenvolve-se com variações associadas das poro-pressões, tensões efetivas, deslocamentos e resistência disponível.
De acordo com este modelo, o projeto de um aterro consisteem uma análise não-drenada de deslocamentos e condições de estabilidade durante construção, e uma análise drenada, da estabilidade em longo prazo, e também dos recalques devidos ao adensamento (Figura 31).
Figura 31. Modelo de análise e comportamento de aterros sobre solos moles comumente adotados na prática, propostos por SKEMPTON, 1948. (TAVENAS e LEROUEIL, 1980).
MODELO YLIGHT – TAVENAS E LEROUEIL (1980)
Considerando drenagem parcial durante a construção (S. Leroueil; F. Tavenas e outros – 1978 – 1980) revisão casos históricos + modelo YLIGHT (argilas).
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5.2 ANÁLISE DA ESTABILIDADE
5.2.1 SIGNIFICADO DA ANÁLISE DE ESTABILIDADE
O fator de segurança é uma relação entre valores de grandezas, ao longo da superfície potencial de deslizamento, que ocorreriam na ruptura e os valores destas grandezas necessárias ao equilíbrio do talude. A definição mais utilizada para este fator é a relação entre o esforço decorrente da resistência ao cisalhamento disponível do solo e ao esforço de cisalhamento necessário ao equilíbrio do talude, ao longo da superfície potencial de deslizamento.
O comportamento dos solos saturados é determinado pelas tensões efetivas a que estiverem submetidos. As tensões efetivas refletem as forças que se transmitem de grão-a-grão, das quais resultam as deformações do solo e a mobilização da resistência. Esta resulta, principalmente, do atrito entre as partículas e do seu rolamento e re-acomodação, conseqüentes das forças transmitidas de partícula a partícula. 
A análise de estabilidade pode ser realizada através de uma análise em tensões totais ou em tensões efetivas. Para o conhecimento das tensões efetivas, é necessário o conhecimento da pressão da água dos poros (poro-pressões), não só as devido ao nível d’água e a redes de percolação, como também as resultantes do próprio carregamento. Quando as poro-pressões podem ser conhecidas com razoável precisão, como, por exemplo, pela observação do comportamento de obra semelhante, a análise por tensões efetivas é sempre preferível. Entretanto, como a estimativa das poro-pressões pode ser muito difícil, realizam-se, com freqüência, análises de estabilidade em termos de tensões totais atuantes. Neste caso, c = Su, ( é considerado nulo e u é adotado = 0. 
Para análise em termos de tensões totais, realizam-se ensaios não drenados, procurando representar o problema específico, e analisam-se resultados em termos das tensões aplicadas. Admite-se, implicitamente, que as poro-pressões que surgem nestes ensaios são semelhante às poro-pressões que surgiriam no carregamento real no campo. Diversos autores (BISHOP e BJERRUM, 1960; BJERRUM, 1972 e 1973; e LADD e FOOTT, 1974), são partidários da análise da estabilidade em termos de tensões totais, pois esta análise se torna mais precisa por ser mais simples e pelo fato de seus dados serem mais facilmente determináveis. SCHEMERTMANN (1975 e 1977) critica esta posição considerando que a ruptura dos solos é controlada pelas tensões efetivas. ORTIGÃO (1980) e COUTINHO (1986) discutem e apresentam resultados referentes aos dois tipos de análises.
A figura abaixo ilustra o procedimento convencionalmente utilizado para uma análise de estabilidade. Geralmente é assumida uma superfície imaginária de ruptura com forma circular, e a estabilidade é então avaliada por comparação do momento atuante e o momento resistente. O valor do FS será o mínimo no final da construção antes que algum adensamento significativo da argila ocorra. A resistência ao cisalhamento a ser utilizada na análise de estabilidade nesta condição é, então, a resistência ao cisalhamento não-drenada da argila antes da construção.
Figura 32. Variação nas tensões cisalhalhantes, poro-pressão e fator de segurança durante e após a construção de um aterro (BISHOP e BJERRUM, 1960).
	
Para se efetuar a análise da estabilidade em tensões totais de aterro sobre solos moles são necessários os seguintes dados: 
(a) Geometria da fundação e do aterro, incluindo a condição inicial da poro-pressão (hidrostática ou não).
(b) Peso específico aparente e parâmetros de resistência do material do aterro (c’, (’ e ().
(c) Perfil geotécnico da fundação. 
(d) Peso específico aparente total do solo da fundação, valor da resistência não drenada da fundação (Su, (), e sua variação com a profundidade. 
(e) Forma provável da superfície potencial de ruptura, método de cálculo e procedimentos para obtenção do fator de segurança mínimo.
(f) Definição do FSmín a ser adotado no projeto.
 
5.2.2 MÉTODO DE CÁLCULO
	Um número de soluções computacionais tem sido desenvolvido para realizar a análise da estabilidade de aterros sobre solos moles. O método de Bishop Simplificado tem sido objeto de vários estudos sobre a acurácia dos seus resultados, e os erros envolvidos parecem ser, em geral, pequenos, apresentando várias vantagens sobre outros métodos mais sofisticados; por isso tem sido o mais utilizado nos casos onde é provável a ocorrência de uma superfície circular. Entretanto, alguns problemas tem sido identificados, associados com a solução matemática, e devem ser apropriadamente considerados no programa utilizado (ver WHITMAV e BAILEY, 1966; DUNCAN e POULOS, 1977; CHING e FREDLUND, 1983).
	Fatores de segurança adotados na prática são da ordem de 1,5. É recomendado FS real maior que 1,3 para se evitar deformações excessivas. Nos solos muito moles ou quando existem significativas incertezas é recomendado FS>1.5, da ordem de 2.
	No caso de superfícies não circular um dos métodos mais utilizados na prática é o Método de Spencer. Em casos mais simples, o método de Janbu Simplificado tem sido indicado para uso com razoável acurácia.
OBS: CARACTERÍSTICAS DOS MÉTODOS P/ SATISFAZER O EQUILÍBRIO E SOLUÇÃO DO PROBLEMA:
Considerações das formas de superfície de ruptura (circular e não circular)
Hipóteses simplificadoras: posição da força normal na base e definição sobre as forças entre fatias (inclinação, posição, etc.) 
Equações de equilíbrio ((FV , (FH , (MO)
MÉTODO DE BISHOP SIMPLIFICADO PARA SUPERFÍCIES CIRCULARES
A análise de estabilidade de aterros sobre argila mole para o caso genérico de superfície circulares deve ser efetuada pelo método de Bishop Simplificado, no qual o fator de segurança FS é calculado pela Equação 11 cujas variáveis estão definidas na Figura 33.
O método de Bishop Simplificado assumi que a ruptura ocorre por rotação de um bloco de solo em uma superfície cilíndrica de deslizamento centrada no ponto O. Analisando o momento total de equilíbrio em relação ao ponto O, é obtida uma expressão para o fator de segurança. 
 As hipóteses simplificadores consideram que as forças entre fatias são horizontais (( =0) e que a força normal situa-se no centro da base da fatia, não apresentando forças de cisalhamento entre elas. 
Para o caso da ocorrência de acréscimo de poro pressão, têm-se através das condições de equilíbrio:
 (somatório das forças verticais igual a zero) 			 (11)
 (somatório dos momentos igual a zero) 		 	 (12)
Critério de ruptura: 
					 (13)
Resistências mobilizadas: 
		 			 (14)
Equilíbrio de forças: 
, sendo 
.	 (15)
Equilíbrio de momentos: 
					 (16)
Então: 
 (17)
O fator de segurança é estabelecido conforme Equação (18):
 					 (18)
Onde: 
						 (19)
Figura 33. Análise de estabilidade de superfícies circulares pelo Método de Bishop Simplificado.
O fator de segurança adotado na prática deve ser da ordem de 1,5, pois valores menores resultarão em deformações (horizontais e verticais) prejudiciais ao uso da