Parâmetros de Resistência ao Cisalhamento para Estudos de Encostas e Taludes_ Ensaios de Laboratório

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COBRAE 2013 VI Conferência Brasileira de Encostas 
 Angra dos Reis, 04 a 06 de Outubro de 2013 
 
 
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Parâmetros de Resistência ao Cisalhamento para Estudos de 
Encostas e Taludes: Ensaios de Laboratório 
 
Fernando A. M. Marinho 
Universidade de São Paulo, São Paulo, Brasil, fmarinho@usp.br 
 
RESUMO: A determinação de parâmetros geotécnicos quer por meio de ensaios de campo ou através 
de ensaios de laboratório, enfrenta em geral forte resistência no meio administrativo da engenharia e 
também no meio técnico. O uso da literatura é paradoxalmente sugerido em substituição aos ensaios 
da obra específica. Este artigo aborda aspectos relacionados com a determinação dos parâmetros de 
resistência ao cisalhamento, tecendo considerações sobre amostragem e especificações de ensaios. O 
artigo aborda a determinação dos parâmetros de resistência e as envoltórias associadas aos diversos 
ensaios. Alguns aspectos sobre a determinação dos parâmetros para solos no estado não saturado são 
também apresentados, com o objetivo de desmistificar o uso da abordagem do problema sob a ótica 
da mecânica dos solos não saturados. O objetivo do artigo é apresentar ao leitor uma sugestão de 
como programar, solicitar e interpretar os ensaios de laboratório. 
 
PALAVRAS-CHAVE: Parâmetros geotécnicos, ensaios de laboratório, resistência ao cisalhamento, 
solos não saturados. 
 
1 INTRODUÇÃO 
 
Em uma tradução livre do que escreveu Sir 
Benjamin Baker em 1881, podemos vislumbrar 
o que ainda hoje percebemos: “Autoridades e 
mais autoridades têm simplesmente rejeitado o 
desafio das investigações experimentais 
assumindo que alguns dos elementos que afetam 
a estabilidade de obras de terra são incertos, e 
assim justificam suas rejeições.” 
 Bishop & Bjerrum (1960) enfatizam que em 
geral todas as forças e cargas que atuam em um 
talude são razoavelmente conhecidas. A maior 
incerteza está na resistência ao cisalhamento, 
sendo, portanto, importante se investigar as 
variáveis que controlam a resistência ao 
cisalhamento. Os parâmetros do solo, como 
veremos, podem ser obtidos por meio de ensaios 
adequadamente selecionados e especificados. 
Restará ainda a determinação da mais difícil 
grandeza envolvida que é a pressão da água dos 
poros. Esta grandeza tanto pode ser devida a 
aspectos ambientais (nível de água, variação 
sazonal, fluxo, etc.), ou depende das tensões 
atuantes que geram a instabilização (construção, 
escavação e outros carregamentos). 
 Bishop & Henkel (1962) no seu livro clássico 
sobre ensaios triaxiais, além de citar Baker, 
resalta que: O engenheiro civil no desafio de 
enfrentar problemas práticos surgidos pelo uso 
de solos, tanto como material natural como 
material de construção, se depara com a 
dicotomia entre a necessidade de realizar 
cuidadosas investigações experimentais e a 
necessidade de simplificar. A decisão dependerá 
da própria experiência do engenheiro e da 
magnitude, ou novidade, do problema 
específico. A dificuldade em atingir a decisão 
aumenta com a incerteza de qual procedimento 
de ensaio é o mais apropriado e factível em cada 
caso. Mais recentemente Duncan & Wrigth 
(2005) destacaram que para uma análise de 
estabilidade de taludes (ou encosta) ter utilidade 
ela requer: domínio dos princípios da mecânica 
dos solos, conhecimento da geologia do local e 
suas condições de campo e o conhecimento das 
propriedades dos solos in situ. 
 Existem três maneiras de se definir as 
propriedades dos solos: experimentalmente por 
meio de ensaios de campo, por meio de ensaios 
de laboratório e utilizando formulações 
empíricas. Levando em conta que a última delas 
necessita de acúmulo de conhecimento, é 
razoável assumir que este procedimento exigiu 
algum experimento seja de campo ou de 
laboratório, associado a observações de 
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situações de obras e problemas, ou seja, a 
experiência do profissional. 
 O fato é que o que nos interessa (como 
engenheiros e cidadãos) é manter a integridade 
dos taludes e encostas de forma econômica. Um 
aspecto simples e fundamental para entendermos 
o problema é olharmos para o peso das coisas. 
Mas antes disto a massa. Quando nos referimos 
a pesar algum objeto estamos de fato 
determinando sua massa. Isto acontece tanto 
quando usamos uma balança como a usada por 
Anubis na pesagem dos corações, ilustrada na 
Figura 1, como quando usamos uma balança 
digital que é calibrada no local do seu uso e, 
portanto determinando a massa. 
 Em laboratório a balança é fundamental 
desde os ensaios de granulometria até os 
triaxiais. No segmento da curva granulométrica 
no qual fazemos uso da equação de Stokes é 
necessária a determinação da massa específica 
dos grãos (NBR 6508). Cabe aqui uma 
observação relativa ao uso de picnômetros de 
1000 ml para determinação de massa específica 
de solos argilosos. Nestes solos a remoção do ar 
é muito difícil e o uso de picnômetros de 50 ml é 
mais recomendado, como sugere a norma 
britânica (BS.1377 – part 2). 
 
 
 
Figura 1 – Pesagem do coração feita por Anubis 
(Metropolitan Museum of Art) 
 No interessante livro de Cherman & 
Mendonça (2010) pode-se ter uma dimensão do 
por que as coisas caem, e isto vai muito além dos 
fatos relacionados com estabilidade de encosta, 
mas ao mesmo tempo todos os fenômenos estão 
intimamente relacionados. No caso especifico de 
taludes e encostas as coisas caem por um 
conjunto de fatores e as causas nem sempre 
podem ser atribuídas a um único elemento ou 
fenômeno. Para nos precaver de problemas 
relacionados com responsabilidade técnica é 
prudente realizar investigações 
geológico/geotécnicas nas áreas de estudo. Uma 
parte desta investigação é feita em laboratório 
com amostras representativas de todos os solos 
que podem participar do mecanismo de 
comportamento previsto. 
 Este artigo aborda aspectos relacionados com 
ensaios de laboratório e sugere procedimentos de 
interpretação para ensaios não saturados. Não é 
objetivo deste trabalho apresentar procedimentos 
que não possam ser usados pela maioria dos 
laboratórios comerciais. Exceção aos ensaios 
com solos não saturados que serão apresentados 
com o objetivo de desmistificar a sua execução, 
interpretação e uso. 
 
2 QUALIDADE DA AMOSTRAGEM 
 
Não pode haver retirada de amostras sem uma 
prévia investigação de campo. Isto vale tanto 
para amostras deformadas (aquelas que não 
mantêm a estrutura do solo) como para as 
indeformadas (as que mantêm a estrutura e teor 
de umidade do solo no momento da retirada). A 
falta de cuidado no processo de retirada de 
blocos indeformados é uma das causas da 
inutilidade de muitos resultados. Além deste 
aspecto o transporte e a estocagem do bloco em 
laboratório exigem procedimentos rigorosos. É 
lugar comum enfatizar que o transporte deve ser 
feito sem vibrações ou trancos. A armazenagem 
do bloco no laboratório no entanto está associada 
a um mito. É o mito da câmera úmida. Blocos 
indeformados de solo não precisam de câmera 
úmida. O que é necessário é um local com 
temperatura constante. A boa proteção do bloco 
com o uso de filme plástico, filme de alumínio e 
tela ou gaze de amarração e posterior parafina 
garantem o isolamento com o meio externo. A 
eventual movimentação de água dentro do bloco 
pode acontecer apenas por variação de 
temperatura. 
 
3 AMOSTRAS REPRESENTATIVAS 
 
Como disse George Bernad Shaw, com uma 
certa ironia: “nenhuma questão é tão difícil de 
ser respondida como aquela para a qual a 
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resposta é obvia”. 
 Não tem sentido realizar ensaios em materiais 
que não representem aqueles que serão ou 
estejam envolvidos no problema. Todas as 
amostras devem ser representativas do problema 
associado ao local de sua retirada, 
independentemente de ser deformada ou 
indeformada. Uma amostra não representativa 
não tem interesse técnico para o projeto ou para 
o estudo. A representatividade da amostra deve 
ser avaliada por um engenheiro geotécnico, de 
preferência com o acompanhamento de um 
geólogo de engenharia. 
 A especificação de ensaios em solos 
residuais, argilas fissuradas ou solos com 
heterogeneidades, não é uma tarefa fácil. Não 
menos difícil será a interpretação do resultado 
obtido. Desta forma deve-se compreender bem o 
significado e a importância, em cada caso, da 
estrutura e do grau de heterogeneidade. 
Eventualmente pode-se optar por amostras 
remoldadas ou reconstituídas, optando-se assim 
por parâmetros residuais. Neste caso o fator de 
segurança a ser adotado para a análise de 
equilíbrio limite deve ser reavaliado. 
 
 
4 OS ENSAIOS E OS PARÂMETROS 
 
A redução da resistência ao cisalhamento ou o 
aumento das solicitações são os principais 
responsáveis pela instabilização de encostas e 
taludes. Contudo nenhum deles acontece por si 
só, e dependem de vários tipos de ações e 
fenômenos. As ações deliberadas são antrópicas 
e os fenômenos de origem natural. 
Individualmente ou conjugados criam as 
condições para a ruptura. É fundamental 
compreender a fenomenologia das rupturas para 
que se possa agir ou prevenir acidentes. Vários 
autores estudaram especificamente estes 
fenômenos (e.g. Popescu, 2001; Hungr et al., 
2001, entre outros). 
 O uso de ensaios de caracterização de solos é 
fundamental para qualquer programação de 
ensaios que envolvam a determinação de 
parâmetros mecânicos, hidráulicos ou de 
deformabilidade. Os aspectos de natureza e 
estado do solo permitem uma definição mais 
adequada do tipo de ensaio possibilitando ainda 
uma melhor especificação para o mesmo. 
 Os parâmetros mais importantes nas análises 
de estabilidade são os de resistência ao 
cisalhamento. Em geral se utiliza o critério de 
Mohr-Coulomb, que nos fornece dois 
parâmetros: a coesão e o ângulo de atrito. 
 Um dos ensaios mais utilizados, e de acordo 
com Schofield (2005) menos compreendido, é o 
que determina o limite de liquidez do solo O 
ensaio, realizado no aparelho de Casagrande 
nada mais é do que a simulação da ruptura de um 
talude. Esta ruptura, induzida de forma não 
drenada, reflete a resistência do material nesta 
condição de drenagem. Dos estudos 
apresentados por Skempton & Northey (1953) 
observa-se que o aumento da resistência não 
drenada de um solo normalmente adensado é de 
aproximadamente 100 vezes quando ele sai do 
teor de umidade no limite de liquidez para o 
limite de plasticidade. Deste exemplo pode-se 
perceber que a análise cuidadosa, de ensaios bem 
executados e simples pode-se extrair 
informações valiosas. No caso de solos residuais 
é necessária uma interpretação cuidadosa. 
 Como é destacado por Duncan (1996) é 
fundamental para analise de estabilidade a 
definição da condição de drenagem do material. 
O uso do fator tempo T pode ser usado para esta 
finalidade, ou na ausência de parâmetros que 
permitam isto, pode-se usar a condutividade 
hidráulica do solo. A tabela 1 apresenta as 
sugestões de Duncan (1996). 
 
Tabela 1. Parâmetros para avaliação do processo de 
ruptura quanto a drenagem. 
Parâmetro Condição de drenagem 
T > 3 Drenado 
3 > T > 0.01 Ambas as condições são possíveis 
T < 0.01 Não drenado 
K > 10-6 m/s Drenado 
K < 10-9 m/s Não drenado 
 
As análises de condições drenadas são feitas 
usando-se parâmetros efetivos, determinados 
tanto em ensaios drenados como em ensaios não 
drenados com medição de pressão da água. 
Salienta-se que ensaios em argilas em geral são 
realizados de forma não drenada com medição de 
pressão de água tendo em vista o tempo de ensaio 
que está associado à condutividade hidráulica do 
material. 
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 As análises em condições não drenadas, 
realizadas em termos de tensões totais, não 
requerem a estimativa das pressões de água. 
Assim, o uso de parâmetros obtidos na condição 
não drenada se aplica. 
 Quando se trata de solos não saturados o 
aumento da coesão que é fruto da sucção. A 
condição de drenagem do carregamento em solos 
não saturados pode levar ao desenvolvimento de 
pressões positiva, embora solos residuais 
compactados apresentam elevada pressão de 
positivação (passagem da condição de sucção 
para poro pressão positiva). A solicitação em 
solos não saturados é em muitos casos sem 
variação de teor de umidade. 
 
 
5 RETIRADA DE AMOSTRAS 
 
É importante salientar que a retirada de amostras 
rigorosamente indeformadas é uma situação não 
drenada. Sabemos, no entanto, que esta situação 
não acontece de forma perfeita mesmo quando é 
retirado bloco ou usado amostrador especial. 
Ladd & Lambe (1964) apresentam uma hipotese 
de trajetória de tensões de uma amostragem com 
amostrador. 
 Observa-se na Figura 2 a trajetória de tensões 
do solo da condição in situ (normalmente 
adensado) (ponto A) até o momento do 
cisalhamento em um ensaio triaxial UU (ponto 
G). Observa-se claramente que o ensaio UU não 
irá representar de forma alguma a condição real 
do solo. 
 Ainda não é possível acompanhar os efeitos 
da amostragem com instrumentação desde o 
início do processo. Contudo, para se ter uma 
ideia da “agitação” que um corpo de prova (CP) 
está submetido durante a montagem de um 
ensaio triaxial é apresentado na Figura 3 as 
variações de sucção durante a montagem de um 
CP. Estas medidas foram realizadas com um 
tensiômetro de alta capacidade (TAC) e permite 
uma visualização das oscilações de pressão de 
água. A montagem cuidadosa e as características 
do solo podem possibilitar o retorno da sucção 
ao seu valor inicial. 
 
 
Figura 2 – Trajetória de tensões hipotéticas para uma argila 
normalmente adensada durante amostragem com tubo 
(modificado de Ladd & Lambe (1964). 
 
 
 
Figura 3 – Efeito da montagem do corpo de prova em 
ensaio triaxial (Modificado de Oliveira, 2004). 
 
6 ESPECIFICAÇÃO DE ENSAIOS 
 
O objetivo dos ensaios de resistência realizados 
em laboratório é estudar o comportamento dos 
solos simulando as condições de campo. Desta 
forma pretende-se obter parâmetros a serem 
usados nas análises de estabilidade (e.g. Saada & 
Townsend,1981). 
 A definição de qual ensaio deve ser utilizada 
para obtenção de parâmetros de resistência, e 
como estes devem ser especificado é 
0 20 40 60 80 100
Tensão Efetiva Horizontal
0
20
40
60
80
100
120
T
en
sã
o
 E
fe
ti
va
 V
er
ti
ca
l
A
B
C
D
E
F
G
P
Tensão 
“insitu”
Moldagem e 
montagem 
do CP
AB – Perfuração
BC – Amostragem com tubo
CD – Extrusão do tubo
DE – Cavitação e redistribuição da água
EF – Moldagem e montagem  do CP
FG – Aplicação da pressão confinante 
para ensaio UU
Tensão para a condição 
real de amostragem 
Tensão para uma 
amostragem 
perfeita
0 10 20 30 40 50
Tempo (min.)
0
50
100
150
200
250
S
uc
çã
o 
do
 te
ns
iô
m
et
ro
 (
kP
a)
CDU8
Medida da sucção inicial
Montagem do ensaio
Solo compactado Ramo Úmido
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fundamental para a obtenção de parâmetros que 
possam ser usados no problema em estudo. 
Aliás, é a precisa definição do problema que irá 
condicionar a correta definição dos ensaios e sua 
interpretação. 
 Os ensaios devem permitir a adequada 
definição dos parâmetrosde forma que a análise 
de estabilidade possa refletir o comportamento 
real do solo. No caso de já existirem resultados 
de ensaios de resistência que sejam considerados 
representativos da área do estudo, ainda assim 
devem ser realizados ensaios de caracterização. 
 
6.1 Ensaios de caracterização 
 
Os ensaios que definem a natureza do material 
são fundamentais para uma primeira avaliação 
do solo, bem como para possibilitar a adequada 
definição dos ensaios especiais a serem 
realizados. O engenheiro deve fazer uso de sua 
experiência para interpretar os resultados dos 
ensaios de caracterização, usando inclusive 
empirismos. Correlações entre parâmetros de 
caracterização (e.g. emax, emin, wl) podem ser 
encontrado na literatura (e.g. Skempton, 1964; 
Kanji, 1974; Lupini et al, 1981, Bolton, 1986). 
Salienta-se que Kanji (1974) inclui nos seus 
estudos dados relativos ao contato solo-rocha. As 
correlações são fruto de experiência acumulada 
e refletem aspectos específicos de determinados 
solos sob condições particulares. No caso de 
solos residuais aspectos relacionados com a 
rocha, formação e consequente estrutura tornam 
o uso de correlações ainda mais complexo. Em 
todos os casos não se pode levar uma avaliação 
realizada com base em correlações para o projeto 
final sem uma justificativa sólida. 
 
6.2 Ensaios de Resistência ao Cisalhamento 
 
Nas análises de estabilidade o conhecimento ou 
não das pressões de água do solo pode definir o 
tipo de análise a ser executada, se em termos de 
tensões totais ou de tensões efetivas. Da mesma 
forma que o comportamento esperado para a 
situação em análise, se drenada ou não drenada. 
A Figura 4 apresenta um fluxograma que ajuda 
na escolha do tipo de ensaio a ser executado para 
solos saturados. É importante salientar que a 
definição do ensaio deve estar associada à 
qualidade da amostra. 
 
 
 
Figura 4 – Diagrama de escolha de ensaios 
 Este aspecto é particularmente importante 
quando se trata de ensaios não drenados (UU e 
mini vane). O mini vane não será discutido neste 
trabalho, mas pode ser uma ferramenta 
interessante para obtenção de parâmetros em 
solos moles. 
 
6.3 Cisalhamento Direto 
Tensões Efetivas Tensões Totais
Pressões de água 
conhecidas
Pressões de água 
desconhecidas
Parâmetros Parâmetros
c’, ’ Su
Ensaios
Triaxial Cisalhamento Direto
CD – Adensado e drenado
CU – Adensado e não drenado
Drenado
Ensaios
Triaxial
UU – Não adensado e não drenado
CU – Adensado e não drenado
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O ensaio de cisalhamento direto induz a ruptura 
em um plano específico dentro da amostra. Em 
geral assume-se que a condição de drenagem é 
plena, devendo-se levar em conta o tipo de 
material a ser testado. Assume-se que a 
distribuição de tensões é uniforme e assim 
conhecemos o estado de tensão em um plano. Ou 
seja, a tensão normal (n) e a tensão cisalhante 
(). Durante o processo de cisalhamento mede-se 
a força cisalhante, o deslocamento horizontal e o 
vertical. 
 
 
 
Figura 4 – Desenho esquemático do equipamento de 
cisalhamento direto. 
 
 O ensaio de cisalhamento direto tradicional 
não permite a medição da pressão da água do 
solo e assim deve ser executado com uma 
velocidade de deslocamento suficientemente 
baixa de modo a garantir a condição plena de 
drenagem. Este ensaio permite a obtenção de 
parâmetros em termos de tensões efetivas. 
 De acordo com a norma para ensaios de 
cisalhamento direto da ASTM (2011) o tempo de 
ensaio deve ser estabelecido da seguinte forma: 
 
50 
Onde: 
tf = é o tempo total para a ruptura (min), 
t50 = é o tempo necessário para que 50% do 
adensamento seja atingido sob a carga aplicada. 
 
 
 Como alternativa pode-se usar a relação: 
 
11.6 
 
t90 = é o tempo necessário para que 90% do 
adensamento seja atingido sob a carga aplicada. 
 
 Estas sugestões são feitas para solos 
normalmente adensados, mas quando o solo 
possui um OCR superior a 2 deve utilizar os 
valores para a condição normalmente adensada 
do mesmo solo. Quando não se possui dados de 
adensamento a ASTM (2011) sugere os tempos 
indicados na Tabela 2. 
 
Tabela 2 – Tempo estimado para ruptura (ASTM, 2011). 
Classificação 
Tempo mínimo 
para a ruptura (tf) 
SW, SP (<5% finos) 10 min. 
SW-SM, SP-SM, SM (>5% finos) 60 min 
MH, CH 24 h 
 
 A velocidade de carregamento pode ser obtida 
dividindo-se o deslocamento esperado para 
ruptura pelo tempo estimado para a ruptura. Em 
geral o deslocamento que leva a ruptura varia de 
5 mm (solos pré-adensados) até 10mm. 
 O ensaio de cisalhamento direto irá fornecer 
curvas tensão cisalhante () versus deslocamento 
(Figura 5a), que são usadas para se obter a 
envoltória de ruptura (Figura 5b). Neste exemplo 
não há a parcela da coesão. 
 
 
 
Figura 5 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto. 
 
 É importante salientar que o ensaio de 
cisalhamento direto não permite a obtenção de 
nenhum parâmetro de deformabilidade. 
 
 
6.4 Triaxial 
 
O ensaio triaxial é um dos mais utilizados e 
versáteis ensaios geotécnicos de laboratório (e.g. 
Bishop & Bjerrum, 1960). Com ele podemos não 
só obter parâmetros de resistência, mas também 
de adensamento e condutividade hidráulica. A 
Figura 6 ilustra esquematicamente as 
características básicas de um equipamento 
triaxial. 
Força Normal
Cabeçote de transferência de carga
Elemento poroso
Elemento poroso
Corpo de prova
Força Cisalhante
N1
N2
N3

Deslocamento

N3N2

 tann
N1
(a) (b)
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Figura 6 – Desenho esquemático da célula triaxial. 
 
 O conhecimento das pressões de água no solo 
é importante para uma avaliação adequada da 
estabilidade de encostas e taludes. Como já 
mencionado anteriormente, quando não se tem 
conhecimento da distribuição de pressões de 
água (nível de água ou gerada por processo 
construtivo) é importante compreender as 
condições de drenagem do solo no momento da 
análise de estabilidade, de modo a escolher 
adequadamente os parâmetros a serem 
utilizados. 
 Na Figura 7 estão apresentados os círculos de 
Mohr correspondentes a ensaios UU realizados 
com três tensões confinantes e o círculo 
correspondente em termos de tensões efetivas. A 
envoltória efetiva só poderá ser de fato definida 
com mais ensaios obtidos em outras 
profundidades do mesmo material. A realização 
de ensaios UU pressupõe amostras indeformadas 
de elevada qualidade. O ensaio assume que o 
estado efetivo de tensão da amostra é a tensão 
octaédrica de campo. Neste caso esta tensão é 
assumida pela água gerando uma pressão 
negativa no bloco ou amostra. É fácil imaginar 
que ao aplicarmos uma tensão confinante de 
forma não drenada a pressão da água irá a zero 
caso a pressão confinante aplicada seja igual a 
tensão octaédrica. Neste caso o círculo de Mohr 
correspondente será o mesmo círculo de um 
ensaio CU. 
 Como veremos adiante resultados de ensaios 
CU representam uma série de ensaios UU 
executados em amostras retiradas de um perfil 
homogêneo em diversas profundidades. Como 
atualmente os equipamentos triaxiais possuem 
sistemas de medição de pressão de água, o 
Ensaio CU nos permite obter de forma rápida a 
envoltória de tensões efetivas. 
 Para permitir uma melhor compreensão do 
significado, tanto dos ensaios UU quanto dos 
ensaios CU apresenta-se na Figura 8 uma 
interpretação do que seriam ensaios UU 
realizados com amostras indeformadas de alta 
qualidade obtidas de diferentes profundidades. O 
perfil apresentado na Figura 8a representa o 
estado de tensão do perfil onde foram 
arbitrariamente marcados os pontos A eB. A 
Figura 8b apresenta o perfil de resistência não 
drenada obtido por meio do ensaio de palheta 
(Vane test) realizado in situ. A realização de 
ensaios UU nos pontos A e B devem fornecer 
valores de Su (resistência não drenada) seguindo 
o mesmo crescimento com a profundidade. Isto 
se deve ao fato do índice de vazios em B ser 
inferior ao índice de vazios em A. O processo de 
adensamento nestes pontos é fruto do estado de 
tensão do solo. Contudo, ensaios UU realizados 
na mesma profundidade irão apresentar a mesma 
resistência não drenada independentemente da 
confinante aplicada. Em qualquer destes ensaios 
a pressão da água do solo será igual a confinante 
aplicada menos a pressão octaédrica. Desta 
forma haverá apenas uma pressão confinante que 
fornecerá um valor de pressão de água igual a 
zero antes do processo de cisalhamento. Este 
estado de tensão é equivalente ao de um ensaio 
CU realizado com a confinante igual a tensão 
octaédrica. 
Drenagem da água ou 
medição da pressão da 
água dos poros
Controle da pressão 
confinante (3)
águaAnel de vedação
Tubo flexível
Cabeçote
Disco poroso
Amostra 
de solo
Membrana de 
borracha
Carga vertical
Pistão de carregamento
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Figura 7 – Resultados de ensaios UU e o estado efetivo obtido (modificado de Bishop & Bjerrum, 1960). 
 
 
 
Figura 8 – Resultados esquemáticos de ensaios UU em um perfil de argila normalmente adensada. 
 
 
 
Em muitos casos a envoltória de ruptura não é 
linear. A maioria das análises de estabilidade 
assumem retas para a obtenção dos parâmetros 
da envoltória. A interpretação dos dados visando 
à obtenção dos parâmetros c’ e ' deve ser feita 
considerando-se o nível de tensão do problema. 
Quando o ensaio escolhido for UU é necessário 
que se tenha “confiança” que as amostras sejam 
indeformadas. 
 Salienta-se que a heterogeneidade dos 
materiais é um limitador para a definição 
adequada dos parâmetros. Solos residuais, 
argilas fissuradas são exemplos de materiais que 
devem sofrer uma análise cuidadosa quando da 
amostragem. A presença de um engenheiro 
geotécnico no local da amostragem e durante a 
moldagem dos corpos de prova é fundamental. 
 Nas análises de estabilidade as envoltórias de 
ruptura que devem ser usadas são as efetivas (c’ 
e ’) e a não drenada ( = 0). Contudo, é comum 
se fazer uso dos resultados dos ensaios CU em 
termos de tensão total, definindo o que se chama 
de envoltória CU. Bishop & Henkel (1957) e 

' ' 
Tensões Efetivas  (1, 2 e 3)
Tensões Totais
Su
c’
’
u u
1 2 3

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127 
 
 
Bishop & Bjerrum (1960) já chamavam atenção 
para os problemas associados a esta prática. A 
envoltória denominada CU depende da trajetória 
de tensões. A Figura 9 ilustra o problema 
associado ao uso da envoltória CU. Em geral os 
ensaios triaxiais são executados adensando o 
corpo de prova com uma tensão confinante (3 = 
p) e em seguida é induzinda a ruptura sob 
condição não drenada aumentando a tensão 
axial. Nesta condição 3 na ruptura mantêm-se 
constante e igual a p, e a tensão principal maior 
na ruptura vale 1 CU. A envoltória obtida é a 
identificada por CU (ver Figura 9a). Esta 
envoltória, que representa a relação entre a 
tensão cisalhante e a tensão normal total, só pode 
ser usada se houver, no entorno da superfície de 
escorregamento a igualdade imposta no ensaio 
entre a pressão de adensamento e a tensão 
principal menor (Bishop & Bjerrum, 1960). 
Segundo Bishop & Henkel (1957) este é o caso 
de empuxo passivo. Caso a ruptura aconteça de 
modo que 1 se mantenha constante e igual a p, 
e a tensão principal menor 3 seja reduzida a 
resistência não drenada se mantêm igual, mas 
uma envoltória radicalmente diferente será 
obtida, conforme ilustra a Figura 9b. Neste caso 
a relação entre a tensão cisalhante e a tensão total 
normal será semelhante ao estado empuxo ativo. 
Desta forma, muito cuidado deve ser tomado 
quando for adotado este procedimento de 
análise. 
 
 
 
Figura 9 – Ensaio CU em argila normalmente adensada saturada em termos de tensões totais e efetivas (a) ruptura por 
aumento de s1 (b) ruptura por aumento de s3. (modificado de Bishop & Henkel, 1957). 
 
 
 
 
 
 Voltando aos ensaios drenados é interessante 
comentar sobre as diferenças entre resultados 
'
CU

Tensão efetiva – ensaio CU
Tensão total – ensaio CU
'

Tensão  efetiva – ensaio CD
Trajetória de ruptura por aumento de 1
'CU ‘CU= p CU CD

Tensão total – ensaio CU
Trajetória de ruptura por decréscimo de 3 CU

CU 'CU
‘CU
Tensão efetiva – ensaio CU
CD uCU (negativo)
Tensão  efetiva – ensaio CD
(a)
(b)
= p
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128 
 
 
obtidos no ensaio de cisalhamento direto e no 
triaxial. Lee (1970) apresenta dados que indicam 
que a resistência obtida no ensaio de 
cisalhamento direto pode se apresentar maior ou 
menor do que os obtidos nos ensaios triaxiais. 
Taylor (1948) menciona que o nível de tensão 
pode fazer com que o resultado do ensaio de 
cisalhamento direto apresente valores maiores, 
por outro lado a ruptura progressiva observada 
neste ensaio pode também induzir a um menor 
valor para a resistência. O fato do plano de 
ruptura no ensaio de cisalhamento direto ser pré-
estabelecido pode causar importantes diferenças 
em solos com heterogeneidades. 
 O uso do cisalhamento direto ou triaxial 
permite uma adequada definição dos parâmetros 
desde que alguns dos aspectos anteriormente 
mencionados sejam observados, em particular a 
representatividade da amostra e sua qualidade. 
Resultados obtidos por Maccarini (1994), e 
apresentados na Figura 10, ilustram as variações 
obtidas entre ensaios realizados no equipamento 
de cisalhamento direto e no triaxial para um solo 
residual de gnaisse. Pode-se verificar a 
variabilidade dos resultados e a impossibilidade 
de definir a tendência de um ou outro ensaio. 
 A perfeita retirada de amostra e a adequada 
escolha e especificação do ensaio não garantem 
a correta obtenção dos parâmetros se os 
fenômenos associados com o problema não 
forem compreendidos. A título de exemplo 
podemos mencionar o estudo apresentado por 
Skempton (1970) sobre ruptura em argilas pré-
adensadas. A presença de fissuras induz a um 
comportamento associado com o tempo 
(condutividade hidráulica), que não será tratado 
aqui. Do ponto de vista de envoltória de ruptura 
o comportamento do solo é o representado pela 
Figura 11, onde tem-se resultados de ensaios de 
cisalhamento drenados. Este exemplo nos 
permite chamar atenção para a forma de 
obtenção da envoltória. Na Figura 11a tem-se a 
curva tensão deslocamento para uma argila pré-
adensada e outra curva para a mesma argila no 
esatdo normalmente adensado (e.g. 
reconstituída). Na Figura 11b tem-se as 
envoltórias obtidas no caso de se adotar a 
resistência de pico da argila pré-adensada (’p) a 
resistência máxima da argila normalmente 
adensada (’na) e a envoltória residual (’r). 
Skempton chama atenção que a envoltória que se 
deve adotar para argilas pré-adesadas fissuradas 
deve ser aquela igual a da argila normalmente 
adensada e associa este valor com um ponto 
chamado de ponto de amolecimento. Desta 
forma Skempton (1970) sugere que a adoção da 
resistência de pico para a análise de estabilidade 
não é adequada. Este raciocínio, aqui 
apresentado deforma simplificada, nos permite 
concluir que a interpretação dos ensaios 
comanda a ligação entre os ensaios de 
laboratório e sua aplicação prática. 
 
 
 
Figura 10 – Parâmetros de um solo residual de gnaisse 
obtidos por cisalhamento direto e triaxial (dados de 
Maccarini,1994). 
 
 
 
 
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0.5 0.7 0.9 1.1 1.3
C
o
e
sã
o
 (k
P
a)
Índice de vazios
Cisalhamento direto
Triaxial
20
25
30
35
40
0.5 0.7 0.9 1.1 1.3
Â
n
gu
lo
 d
e
 a
tr
it
o
 (o
)
Índice de vazios
Cisalhamento direto
Triaxial
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129 
 
 
 
 
Figura 11 – Resistência ao cisalhamento de argilas pré-adensadas (modificado de Skempton,1970).
 
 
 
7 O SOLO NÃO SATURADO 
 
Em geral os projetos e análises de encostas e 
taludes são realizados com parâmetros do solo 
obtidos na condição saturada. Nesta condição a 
coesão apresenta seu menor valor e desta forma 
tem-se uma condição mais conservadora e 
segura. Contudo em muitas situações a condição 
não saturada é que mantém a encosta ou talude 
estáveis. Sendo assim, é necessário e prudente se 
conhecer a contribuição da sucção para que se 
possa realizar um diagnóstico e intervenção 
corretos. Ensaios com sucção controlada (e.g 
Fredlund et al., 2012) ou com medição de sucção 
(e.g. Oliveira e Marinho, 2010) exigem uma 
maior capacitação dos laboratórios do que se 
observa na maioria dos laboratórios comerciais 
no momento. Contudo, é possível avaliar o efeito 
da não saturação nos parâmetros por meio de 
ensaios simples e/ou aplicando modelos. A 
aplicação de modelos não faz parte do escopo 
deste trabalho e não será abordada. 
 Para podermos avaliar o comportamento do 
solo na condição não saturada o uso da curva de 
retenção de água (CRA) é muito importante. A 
CRA indica a relação entre a quantidade de água 
(em volume ou massa) que o solo retém quando 
sujeito a uma sucção. Pode-se expressar esta 
curva usando o teor de umidade gravimétrico, 
volumétrico ou o grau de saturação. A Figura 12a 
apresenta uma curva de retenção (em termos de 
grau de saturação) esquemática de dois solos. O 
solo 1 é um solo mais fino do que o solo 2. O 
solo 2 possui uma distribuição de poros mais 
uniforme do que o solo 1. Devido a combinação 
destes fatores o solo 1 apresenta uma sucção de 
entrada de ar (ponto b1) maior que a do solo 2 
(ponto b2). A consequência em termos de 
resistência é apresentada na Figura 12b. A 
envoltória em termos de tensão efetiva está 
indicada, tanto para o solo com coesão como 
para o solo não coesivo. A linha tracejada que 
segue a envoltória até um pouco antes do ponto 
b1 e b2 são obtidas em ensaios com controle ou 
medição de sucção. Quando o solo dessatura a 
sucção perde a capacidade de ser responsável 
pelo aumento da resistência da mesma forma que 
a tensão efetiva. No caso do solo não coesivo 
pode haver uma perda de resistência pelo 
aumento da sucção. 
 A resistência passa a crescer com o aumento 
da sucção com uma relação dada pelo ângulo b. 
A contribuição da sucção para a resistência é um 
fenômeno de atrito, ou seja, a resistência 
aumenta com o aumento da tensão normal entre 
as partículas e este aumento é devido ao aumento 
da sucção (Gan & Frendlund, 1996). 
 Como mencionado e observado na Figura 12a 
o solo pode possui sucção e manter-se saturado. 
Nesta condição o princípio das tensões efetivas 
de Terzaghi é válido. O processo de perda de 
água pode levar a dessaturação do solo e a partir 
deste ponto a variação de resistência devido ao 
aumento da sucção não corresponde ao mesmo 
Te
n
sã
o
 c
is
a
lh
a
n
te
Deslocamento Tensão efetiva normal
Pico – argila pré‐adensada
amolecida
Pico – normalmente adensada
Te
n
sã
o
 c
is
a
lh
a
n
te
c’p
Residual
’p
’na = ’a
’r
(a) (b)
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130 
 
 
efeito que a variação da tensão confinante 
efetiva. Em outras palavras, nos solos mais secos 
a pressão negativa da água (sucção) não é 
transferida integralmente aos grãos e isto resulta 
em uma menor contribuição para o aumento da 
resistência ao cisalhamento. 
 
 
 
Figura 12 – (a) Curva de retenção de água (b) envoltória 
em termos de sucção. 
 
 Na literatura encontram-se resultados de 
ensaios de resistência, com controle de sucção, 
realizados em solos indeformados (e.g. Fonseca, 
1991; De Campos & Carrilo, 1995; Röhm & 
Vilar, 1995, Sousa e Machado, 2007, entre 
outros). Na Figura 13 está apresentado um dos 
resultados obtidos por Fonseca (1991) realizado 
em um equipamento de cisalhamento direto. O 
solo utilizado foi um solo residual de gnaisse 
próximo a lagoa Rodrigo de Freitas (RJ). Neste 
ensaio foi utilizada apenas uma amostra para os 
três valores de sucção (ensaio em estágios 
múltiplos). 
 Os ensaios apresentados na Figura 13 foram 
realizados com equipamentos que permitem 
controlar ou medir a sucção por meio da técnica 
da translação de eixos (e.g. Fredlund et al. 2012). 
Esta técnica ainda não é usada pela maioria dos 
laboratório comerciais. O uso desta técnica deve 
ampliar a capacidade e a qualidade dos 
resultados de ensaios em solos na condição não 
saturada. Contudo, para permitir a aplicação de 
conceitos da mecânica dos solos não saturados 
entende-se que seja necessária a simplificação 
dos ensaios sem perda de qualidade dos 
resultados. Para isto é necessária a compreensão 
dos fenômenos envolvidos no processo de 
ruptura nos solos não saturados, que possui 
semelhança com os processo no solo saturado. 
 
 
 
Figura 13 – Resultados de ensaios de cisalhamento direto 
com múltiplo estágios (Modificado de Fonseca, 1991). 
 
 Na Figura 14 estão apresentadas três curvas 
de retenção de um mesmo solo (silte argiloso) 
obtidas por Croney and Coleman (1954). Uma 
das curvas foi obtida com o solo na condição 
natural (indeformada), outra a partir de uma 
amostra moldada acima do limite de liquidez 
(lama) e a terceira curva na condição chamada de 
continuamente perturbada. Esta última condição 
se refere a um estado equivalente ao do estado 
crítico e, portanto na ruptura. A curva referente 
ao solo preparado no estado de uma lama serve 
como referência para o que seria uma amostra 
normalmente adensada. Com base nas curvas 
apresentadas na Figura 14 podemos observar que 
a lama apresenta uma relação w/sucção mais 
elevada em relação a amostra no estado 
indeformado. Este comportamento é semelhante 
ao que se observa nas curvas de adensamento de 
solos saturados. A curva que representa a 
condição continuamente perturbada intercepta a 
curva indeformada e é aproximadamente 
paralela a curva do solo a partir de lama. Para 
'
Sucção
c’
S
Sucção
100
b
2 1
1
%100S
(a)
(b)
b1b2
'
%100S
2
Te
n
sã
o
 C
is
al
h
an
te
 (
kP
a)
Deslocamento horizontal (mm)
0
50
100
150
200
0 5 10 15
Sucção
48 kPa
122 kPa
201 kPa
Ensaio 1
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131 
 
 
interpretar estas curvas em termos de geração de 
sucção vamos considerar uma amostra 
indeformada deste material que possua um teor 
de umidade de aproximadamente 23%. Na 
ruptura esta amostra deve aumentar sua sucção. 
Já outra amostra com teor de umidade de 
aproximadamente 16% deve diminuir a sucção 
na ruptura, como indicado na Figura 14. Nos dois 
casos considera-se o teor de umidade constante 
durante o ensaio 
 Este exemplo serve como orientação sobre o 
que pode ocorrer durante o processo de 
cisalhamento. Caso não haja monitoramento ou 
controleda sucção a interpretação dos dados 
pode ser difícil. Ensaios com medição direta de 
sucção em solo residual compactado obtidos por 
Marinho et al., (2013) indicam que pode haver 
variações de até 150 kPa de sucção na ruptura e 
que quanto maior a sucção maior sua variação 
até a ruptura em relação a sucção inicial. 
 
 
 
 
Figura 14 – Curvas de retenção de água de um silte argiloso indeformado e continuamente perturbado (dados de Croney 
& Coleman, 1954). 
 
Na Figura 15 estão apresentados valores de 
sucção inicial e na ruptura para ensaios de 
compressão simples e triaxial com umidade 
constante (CW), obtidos em amostras de um solo 
residual compactado. No caso dos ensaios 
triaxiais estão apresentados os valores de sucção 
antes do confinamento e após a aplicação da 
tensão confinante. Analisando os resultados dos 
ensaios triaxias com base na sucção antes do 
confinamento verifica-se uma significante 
redução da sucção na ruptura. Contudo, se 
tomarmos a sucção após o confinamento 
observa-se que a redução é da mesma ordem dos 
ensaios de compressão simples. Constata-se que 
para sucções de até 100 kPa o valor da sucção na 
ruptura apresenta pouca variação. Após 100 kPa 
há uma tendência de apresentar valores menores 
na ruptura. 
 Esta informação nos permite usar dados de 
ensaios sem medição de sucção para interpretar 
a envoltória de resistência, desde que tenhamos 
a curva de retenção de água. Usando a sucção no 
teor de umidade de ensaio é possível se obter a 
envoltória de ruptura em termos de sucção. Este 
0
5
10
15
20
25
30
35
40
1 10 100 1 000
Te
ro
 d
e
 U
m
id
ad
e
 (%
)
Sucção (kPa)
Indeformado
Lama
Continuamente perturbado
Redução da sucção na ruptura
Aumento da sucção na ruptura
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132 
 
 
raciocionio pode ser usado para otimizar a 
aplicação do modelo sugerido por Vilar (2006, 
2007). É possivel ainda se obter a curva de 
retenção para condições em que o solo esteja 
submetido a um confinamento (e.g. Vanapalli et 
al, 1999). 
Interpretações de ensaios sem levar 
diretamente em conta a sucção foram 
apresentadas por Leroueil et (1992); Marinho & 
Oliveira (2012) e Leroueil & Hight (2012). São 
resultados e interpretações feitas para solos 
compactados por meio de ensaios de compressão 
simples com teor de umidade constante. A 
Figura 16 apresenta a relação entre o índice de 
liquidez (definido tanto com o limite de 
plasticidade como com o teor de umidade ótimo) 
versus a resistência não drenada obtidas para um 
solo residual compactado. 
O comportamento observado na Figura 16 
indica que entre o teor de umidade 
correspondente a aproximadamente o limite de 
plasticidade (ou teor de umidade ótimo) observa-
se que o ganho de resistência reduz-se 
gradualmente. Para valores de IL inferiores a -
0,5 a resistência não drenada mantém-se 
praticamente constante. Este comportamento 
está de acordo com o fato mencionado 
anteriormente de que para solos mais secos a 
sucção não consegue ser transferida para os 
grãos e não contribui mais da mesma forma para 
o aumento da resistência ao cisalhamento. De 
acordo com Leroueil & Hight (2012) no teor de 
umidade ótimo a resistência não drenada varia de 
80 a 200 kPa com uma média de 140 kPa. 
 Na Figura 17 é apresentado de forma 
esquemática o efeito da não saturação (ou da 
sucção) na envoltória de resistência da forma 
como ela é muitas vezes apresentada na prática 
da engenharia atual (sem alusão à sucção). 
Obviamente que a determinação das envoltórias 
para a condição não saturada, objetivando a 
determinação de b, só é possível quando se tem 
valores conhecidos de sucção inicial dos corpos 
de prova ou adotando a hipótese de sucção 
constante durante o ensaio, obtendo a sucção por 
meio da curva de retenção de água. 
 
 
Figura 15 – Relação entre a sucção inicial e na ruptura 
para um solo residual compactado. 
 
 
 
 
Figura 16 - Resistência não confinada versus índice de 
estados de liquidez (modificado de Marinho & Oliveira, 
2012). 
 
 Ensaios realizados com umidade constante 
devem ser realizados com velocidades baixas, já 
que nesta condição a condutividade hidráulica é 
baixa. Salienta-se ainda que estes ensaios, sem 
medida de sucção, só devem ser realizados em 
amostras com grau de saturação que garantam a 
continuidade do ar (e.g. S < 80%). 
 
0 100 200 300 400 500
Sucção Inicial (kPa)
0
100
200
300
400
500
S
u
cç
ão
 n
a 
R
u
p
tu
ra
 (
K
P
a)
Dados de Oliveria (2004)
Compressão Simples
Triaxial - sucção antes do confinamento
Triaxial - sucção após o confinante
-2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5
(w-wot.)/Ip ou I L
1
10
100
R
es
is
tê
n
ci
a 
N
ão
 D
re
n
ad
a,
 S
u
 (
kN
/m
 
2
)
RS - Test Serie 2
Wood (1990)
Leroueil et al (1992)
Wood (1990) - IL
 Solo saturado
Teor de umidade ótimo 
ou
limite de plasticidade limite de liquidez
Leroueil et al (1992)
 Como compactada
IC
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133 
 
 
 
 
Figura 17 – Efeito da não saturação nas envoltórias de 
ruptura. 
 
 
8 CONSIDERAÇÕES FINAIS 
 
Na engenharia geotécnica a experiência e 
consequente sensibilidade, para determinar e 
avaliar parâmetros a serem usados para análise 
de estabilidade, exige mais do que simples 
“percepção”. Ela exige, já no primeiro momento, 
o conhecimento dos mecanismos envolvidos 
com o problema. A engenharia geotécnica lida 
diretamente com a natureza e esta obedece a 
regras que não conhecemos completamente e 
desta forma temos que modestamente buscar 
respostas em experimentação, tanto de campo 
quanto de laboratório. 
 Este artigo apresentou considerações 
fundamentais sobre a determinação de 
parâmetros de solos usando ensaios de 
resistência ao cisalhamento direto e triaxial. 
Estes ensaios são meras ferramentas para a 
obtenção dos parâmetros a serem usados nas 
análises de estabilidade. Salientou-se que a 
adequada determinação dos parâmetros depende 
da amostragem, escolha do ensaio e sua 
especificação e interpretação dos resultados. 
 Para possibilitar eventuais aplicações de 
conceito poucos utilizados na prática da 
engenharia foram também apresentados aspectos 
associados aos solos não saturados. Foram dadas 
sugestões para a simplificação dos 
procedimentos dos ensaios com solos não 
saturados de modo a possibilitar o uso destes 
conceitos na prática da engenharia. Esta prática 
não é recente e a comunidade geotécnica 
brasileira sempre avaliou o comportamento dos 
solos na condição não saturada em diversos 
projetos de barragens. Foi sugerido o uso de 
ensaios de cisalhamento direto, compressão 
simples ou triaxial, todos com teor de umidade 
constante (CW) e drenados ao ar, para permitir a 
determinação da envoltória de resistência na 
condição não saturada. Para isto é necessária a 
determinação da curva de retenção de água do 
solo que deve ser usada na interpretação dos 
resultados. 
 
 
AGRADECIMENTOS 
 
O autor agradece ao CNPq pelo suporte as 
pesquisas que o autor desenvolve e a FAPESP 
pelo financiamento à participação do autor no 
evento, além de financiamentos anteriores que 
permitiram a formação do conhecimento 
apresentado aqui. Agradeço ainda a 
Universidade de São Paulo pelo apoio dado. 
 
 
REFERÊNCIAS 
 
American Society for Testing and Materials, (2011). 
Designation: D 3080/D 3080M-11, Standard Test 
Method for Direct Shear Test of Soils Under 
Consolidated Drained Conditions. Annual Book of 
ASTM Standards, Vol. 4.08. 
Baker, M.B. (1881). The actual lateral pressure of 
earthwork. Minutes of the Proceeding of the Institute 
of Civil Engineering. Reprinted from Van Nostrand’s 
Magazine. 180p. 
Bishop,A.W. & Bjerrum, L. (1960). The relevance of the 
triaxial test to the solution of stability problems. 
Proceedings, ASCE Research Conference on Shear 
Strength of Cohesive Soils. 
Bolton, M. D. (1986). The strength and dilatancy of sands. 
Géotechnique, Volume 36, Issue 1, 01 March. 65 –78. 
Croney, D. and Coleman, J.D. (1954). Soil structure in 
relation to soil suction pF. J. Soil Sci., 5: 75-84. 
De Campos, T. M. P. & Carrilo, C. W. (1995). Direct shear 
testing on na unsaturated soil from Rio de Janeiro. 
Proceedings of the First International Conference on 
Unsaturated Soils. Paris.vol 1.31-38. 
Fonseca, E. C. (1991). Ensaio de cislahamento direto com 
sucção controlada em solos não saturados. Dissertação 
de mestrado, PUC/RJ. 173 p. 
Fredlund, D.G., Rahardjo, H. & Fredlund, M.D. 
(2012).Unsaturated Soil Mechanics in Engineering 
Practice. Wiley. p. 926. 
Gan, J.K.M. & Fredlund, D.G. (1996). Direct shear and 
triaxial testing of a Hong Kong Soil under saturated 
'
%100S


%100S
c’
COBRAE 2013 VI Conferência Brasileira de Encostas 
 Angra dos Reis, 04 a 06 de Outubro de 2013 
 
 
134 
 
 
and unsaturated conditions. Geo Report n. 46. Hong 
Kong Government. p. 217. 
Gibson, R.E. & Henkel, D.J. (1954). nfluence of duration 
of tests at constant rate of strain on measured “drained” 
strength. Géotechnique, volume 9 (1): 6-15. 
Hawkins, B., Larnach, W. J., Lloyd, I. M. & Nash, D. F. 
T. (1989). Selecting the location, and the initial 
investigation of the SERC soft clay test bed site. 
Quarterly Journal of Engineering Geology, London, 
Vol. 22: 281-316. 
Hungr, O. Evans, S. G.; Bovis, M. J. and Hutchinson, J. N. 
(2001). A review of the classification of landslides of 
the flow type. Environmental and Engineering 
Geoscience. vol. 7 (3): 221-238. 
Kanji, M A (1974). The relationship between drained 
friction angles and Atterberg limits of natural soils. 
Gèotechnique, Vol. 24 (4): 671-674. 
Ladd, C. C. & Lambe, T. W. (1964). The strength of 
“undisturbed” clay determined from undrained tests. 
Laboratory Shear Testing of Soils ASTM Committee 
D-18. STP361-EB. 342-371. 
Leroueil S, Le Bihan JP and Bouchard R (1992) Remarks 
on the design of clay liners used in lagoons as hydraulic 
barriers. Canadian Geotechnical Journal 29(3). 512–
515. 
Leroueil, S. & Hight, D. W. (2012). Compacted soils: 
From physics to hydraulic and mechanical behaviour. 
Proceedings of the First Panamerican Conference on 
Unsaturated Soils. Advances in Unsaturated Soils. Vol 
1. 41-59. 
Leshchinsky, D. e Perry, E.B. (1987) A Design Procedure 
for Geotextile Reinforced Walls, Geosynthetics'87, 
IFAI, New Orleans, LA, USA, Vol. 1: 95-107. 
Lupini, J . F., Skiner, A. E. & Vaughan, P. R. (1981). The 
drained residual strength of cohesive soils. 
Géothenique 31(2): 181-213. 
Maccarini, M (1993). A comparison of direct shear box 
tests with triaxial compression tests for a residual soil. 
Geotechnical and Geological Engineering. Vol. 11: 69-
80. 
Marinho, F. A. M. & Oliveira, O. M. (2012). Unconfined 
shear strength of compacted unsaturated plastic soils. 
Proceedings of the Institution of Civil Engineers 
Geotechnical Engineering 165 April 2012 Issue GE2. 
97–106. 
Marinho, F.A.M.; Oliveira, O.M.; Adem, H. & Vanapalli, 
S. (2013). Shear strength behavior of compacted 
unsaturated residual soil. International Journal of 
Geotechnical Engineering. V.7 (1): 1-9. 
Popescu, M (2001). A suggested method for reporting 
landslide remedial measures. Bull Engineering 
Geology Env. 60 : 69–74. 
Röhm, S. A. & Vilar, O. M. (1995). Shear strength of na 
unsaturated Sandy soil. Proceedings of the First 
International Conference on Unsaturated Soils. 
Paris.vol 1. 189-193. 
Saada, A. S. and Townsend, F. C. (1981). State of the Art: 
Laboratoiy Strength Testing of Soils. Laboratory Shear 
Strength of Soil. ASTM STP 740. R. N.Yong and F. C. 
Townsend, Eds., American Society for Testing and 
Materials. 7-77. 
Schofield, A. (2005). Disturbed Soil Properties & 
Geotechnical Design. Thomas Telford Publishing . 216 
p. 
Silva, A.R.L. (1995) Análise de Estabilidade de Aterros, 
Dissertação de Mestrado, Programa de Pós-Graduação 
em Geotecnia, Departamento de Engenharia Civil, 
Universidade de Brasília, 183 p. 
Skempton, A. W. (1964). Long-term stability of clay 
slopes. Fourth Rankine Lecture, Géotechnique 12(2): 
pp. 77-101. 
Skempton, A.W. & Northey, R.D.(1952). The sensitivity 
of clays. Géotechnique, Vol 3 (1): 30 –53. 
Skempton, A.W. (1970). First-time slides in over-
consolidated clays. Géotechnique, Vol 20 (3): 320 –
324. 
Sousa, P. S. e Machado, S. L. (2007). Resistência ao 
cisalhamento de um solo residual de granulito –gnaisse 
da cidade do Salvador. VI Simpósio Brasileiro de Solos 
Não Saturados. Salvador, Vol 1: 351-358. 
Terzaghi, K. e Peck, R.B. (1987) Soil Mechanics in 
Engineering Practice, 2nd ed., McGraw Hill, New 
York, NY, USA, 685 p. 
Vanapalli, S. K. ; Fredlund, D. G. & Pufahl, D. E (1999). 
The influence of soil structure and stress history on the 
soil–water characteristics of a compacted till. 
Géotechnique, Vol.49 (2) : 143 –159 
Vilar, O. M. (2006). A simplified procedure to estimate the 
shear strength envelope of unsaturated soils. Canadian 
Geotechnical Journal, Vol. 43(10): 1088-1095. 
Vilar, O. M. (2007). An Expedite Method to Predict the 
Shear Strength of Unsaturated Soils. Soils and Rocks, 
v. 30: 51-61.