Doutorado Engenharia Civil e Ambiental JEFERSON BRITO FERNANDES ESTUDO DA RESISTÊNCIA E DA DEFORMABILIDADE DE UM PERFIL DE SOLO TROPICAL NÃO SATURADO Bauru 2022 JEFERSON BRITO FERNANDES ESTUDO DA RESISTÊNCIA E DA DEFORMABILIDADE DE UM PERFIL DE SOLO TROPICAL NÃO SATURADO Tese apresentada como requisito para a obtenção do título de Doutor em Engenharia Civil e Ambiental da Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”, Área de Concentração Geotecnia. Orientador: Prof. Dr. Heraldo Luiz Giacheti Coorientador: Prof. Dr. Paulo César Lodi Bauru 2022 Fernandes, Jeferson Brito. Estudo da resistência e da deformabilidade de um perfil de solo tropical não saturado / Jeferson Brito Fernandes, 2022 143 f. Orientador: Heraldo Luiz Giacheti Coorientador: Paulo César Lodi Tese (Doutorado)–Universidade Estadual Paulista (Unesp). Faculdade de Engenharia, Bauru, 2022 1. Solos Tropicais. 2. Ensaios Triaxiais. 3. Instrumentação Interna. 4. Bender Elements. 5. Módulo de Cisalhamento Máximo. I. Universidade Estadual Paulista. Faculdade de Engenharia. II. Título. À TAYOANA C. SILVA E OLÍVIA C. FERNANDES AGRADECIMENTOS À Deus, que me guia e me guiou durante todas as decisões que permitiram superar esta importante etapa da minha vida. Aos professores Heraldo Luiz Giacheti e Paulo César Lodi pela orientação, paciência, motivação, prontidão, profissionalismo e importante amizade. Ao professor Breno Padovezi Rocha pela amizade, motivação e importante contribuição para finalização deste trabalho. Aos alunos da graduação e pós-graduação Luis Pedro Rojas Herrera e Diego Augusto Valverde pela amizade e importantes contribuições para finalização deste trabalho. Aos professores titulares e suplentes participantes das bancas de qualificação e defesa, Breno Padovezi Rocha, Giovana Bizão Giorgetti, Roger Augusto Rodrigues, Heraldo Nunes Pitanga, Edmundo Rogério Esquivel, Giulliana Mondelli, Michael Andrade Maedo e Paulo César Lodi, pelas contribuições dadas para melhoria deste trabalho. À Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES) pelo apoio financeiro que tornou possível a minha dedicação exclusiva à este projeto de pesquisa. Aos funcionários da Seção Técnica de Pós-Graduação pelo profissionalismo, prontidão e cordialidade durante o período de minha estadia no curso de doutorado. Aos professores do Programa de Pós-Graduação de Engenharia Civil e Ambiental. Aos técnicos do Laboratório de Mecânica dos Solos, Gustavo Pinheiro e Sérgio Antonio Gimenez pela amizade, prontidão, dedicação, profissionalismo atenção e empenho. Àqueles que, direta ou indiretamente, colaboraram durante as etapas de execução desta pesquisa. https://pt.wikipedia.org/wiki/Coordena%C3%A7%C3%A3o_de_Aperfei%C3%A7oamento_de_Pessoal_de_N%C3%ADvel_Superior i RESUMO ESTUDO DA RESISTÊNCIA E DA DEFORMABILIDADE DE UM PERFIL DE SOLO TROPICAL NÃO SATURADO Solos encontrados em regiões de clima tropical ou solos de origem tropical são caracterizados por particularidades no comportamento mecânico ainda não equacionadas. Esses solos podem ser encontrados com grande facilidade no Brasil devido às altas taxas pluviométricas e intensa atuação de processos físico-químicos sobre o território. A existência de diferentes graus de evolução ao longo desses perfis é comum e isso tem levado a inconsistências durante a aplicação de modelos para previsão do comportamento mecânico. Atualmente, o desafio tem sido definir funções com variáveis que representem o comportamento mecânico desses solos. Nesse sentido, essa pesquisa tem como objetivo avançar nesse conhecimento a partir do estudo do comportamento de um perfil de solo de origem tropical não saturado. O perfil estudado é formado por solos de origem coluvionar com diferentes graus de evolução ao longo da profundidade. Estudos prévios mostram que as maiores variações de umidade ocorrem na zona ativa do perfil, entre 4,0 e 5,0m de profundidade. Foram estudados parâmetros de resistência e deformabilidade em função das variáveis de tensão, propriedades físicas, evolução e gênese. Esses parâmetros foram obtidos a partir de ensaios triaxiais saturados e não saturados, com bender elements e medidores de deslocamento vertical e radial internos. Os ensaios de laboratório foram realizados em amostras indeformadas coletadas entre 1,5 e 16,0m de profundidade. Os resultados dos ensaios de laboratório demonstram que o comportamento mecânico desses solos é muito afetado pela sucção, em especial para os solos abaixo da zona ativa. O ângulo de atrito interno () médio é de 30º, sendo pouco afetado pela sucção e características do solo ao longo do perfil. A taxa de variação do intercepto de coesão em função da sucção (b) foi crescente ao longo perfil, e mais intensa abaixo da zona ativa. A taxa de variação do módulo de cisalhamento máximo (G0) com a sucção variou mais intensamente para valores mais baixos de sucção. Os solos abaixo da zona ativa mostraram maior acréscimo em G0 para uma mesma variação da sucção. Os parâmetros de ajuste de um modelo empírico da curva de degradação do módulo mostraram que existe uma relação que se mantém constante ao longo do perfil. Essa relação foi denominada de constante do material (κ) e constatou-se por meio da comparação dos resultados obtidos com aqueles disponíveis na literatura que os valores de κ são maiores para solos mais finos. O aprimoramento do modelo empírico utilizado para ajuste das curvas de degradação também incluiu uma relação com o índice de vazios, que foi linear para os solos estudados. A integração dos resultados de ensaios de laboratório obtidos nesta pesquisa com resultados de ensaios de campo disponíveis na literatura possibilitou uma melhor compreensão dos fatores que afetam a resistência e a deformabilidade desses solos. Nesse sentido, verificou-se que existe uma boa relação entre G0 obtido a partir de bender elements e pelo ensaio de dilatômetro sísmico. Além disso, foi verificado que a relação G0/qmax é maior para os solos superficiais, assim como a relação G0/qc. Isso indica que os solos desta parte do perfil são de fato mais evoluídos com presença de cimentação. Os resultados obtidos nesta pesquisa ampliam o banco de dados de parâmetros geotécnicos do perfil de solo estudado, contribuindo para a integração entre os resultados de ensaios de campo e laboratório de um perfil de solo não saturado de origem tropical. Palavras-chave: Solos tropicais, solos não saturados, ensaios triaxiais, bender elements, instrumentação interna, resistência ao cisalhamento, deformabilidade, módulo de cisalhamento máximo, curva de degradação do módulo ii ABSTRACT STRENGTH AND DEFORMABILITY STUDY OF AN UNSATURATED TROPICAL SOIL PROFILE Soils found in tropical climatic regions or soils of tropical origin are distinguished by particularities in their mechanical behavior that have not yet been resolved. These soils can be frequently found in Brazil due to the high rainfall rates and intense action of physical- chemical processes over the territory. The occurrence of different degrees of evolution along these profiles is common and it has led to inconsistencies during the application of models for predicting the mechanical behavior. Currently, the challenge has been to define functions with variables that describe the mechanical behavior of these soils. In this sense, this research aims to advance this knowledge by studying the behavior of an unsaturated tropical soil profile. The studied profile is constituted by soils of colluvial origin with different degrees of evolution along depth. Previous studies show that the greatest variations in moisture content occur in the active zone of the profile, between 4.0 and 5.0 m depth. The strength and deformability parameters as a function of stress variables, physical properties, evolution, and genesis were studied. These parameters were obtained from saturated and unsaturated triaxial tests, with bender elements and internal vertical and radial displacement meters. The laboratory tests were performed on undisturbed samples collected between 1.5 and 16.0 m depth. The average internal friction angle () is 30º, little affected by suction and soil characteristics along the profile. The variation rate of the cohesion intercept as a function of suction ((b) was increased along the profile, and more intense below the active zone. The rate of variation of the maximum shear modulus (G0) with suction varied more intensely for lower suction values. Soils below the active zone showed a greater increase in G0 for the same variation in suction. The fitting parameters of an empirical model for the modulus degradation curve showed that there is a relationship that remains constant along the profile. This relationship was called material constant (κ) and it was found by comparing the results obtained with those available in the literature that the values of κ are higher for finer soils. The improvement of the empirical model used for fitting the degradation curves also included a relationship with the void ratio, which was linear for the soils studied. The integration of the laboratory test data obtained in this research with the in-situ test data available in the literature allowed for a better understanding of the factors that affect the strength and deformability of these soils. In this sense, it was found that there is a good relationship between G0 obtained from bender elements and by the seismic dilatometer test. In addition, it was found that the G0/qmax ratio is higher for the upper soil layer, as well as the G0/qc ratio. It indicates that this part of the soil profile is indeed more developed with presence of cementation. The results obtained in this research enlarge the database of geotechnical parameters for the studied soil profile, contributing to the integration between field and laboratory test results for an unsaturated soil profile of tropical origin. Keywords: Tropical soils, unsaturated soils, triaxial tests, bender elements, internal instrumentation, shear strength, deformability, maximum shear modulus. iii LISTA DE FIGURAS Figura 2-1: Ábaco de classificação de solos com comportamento laterítico (NOGAMI e VILLIBOR, 1980). 5 Figura 2-2: Partícula agregada de um solo laterítico do Distrito Federal (GUIMARÃES, 2002) ..................... 6 Figura 2-3: Difratograma de um cascalho natural (ROCHA; RESENDE, 2017). ............................................. 7 Figura 2-4: Relação entre umidade relativa e sucção total (FREDLUND e RAHARDJO, 1993)................... 11 Figura 2-5: Componentes da sucção total no solo (KRAHN e FREDLUND, 1972) ...................................... 12 Figura 2-6: Curvas de retenção típicas para diferentes tipos de solo (FREDLUND e XING, 1994). ............. 13 Figura 2-7: Curva de degradação de G0 normalizada (ATKINSON e SALLFORS, 1991; MAIR, 1993) ...... 14 Figura 2-8: Representação esquemática do ensaio DMT (adaptado de MARCHETTI, 1980) ........................ 19 Figura 2-9: Dilatômetro Sísmico: a) Lâmina DMT e módulo sísmico; b) Representação esquemática do Dilatômetro Sísmico, c) Equipamento para realização do dilatômetro sísmico (adaptado de Marchetti et al., 2008) ................................................................................................................................................. 23 Figura 2-10 : VS de ensaios SDMT, SCPT, crosshole e SASW (Marchetti et al., 2008). ................................ 24 Figura 2-11: Perfis de VS e G0 obtidos por diferentes técnicas de campo (Rocha et al. 2017). ....................... 25 Figura 2-12: Degradação do módulo de cisalhamento com a deformação cisalhante (Mayne 2001). ............. 27 Figura 2-13: Procedimento para estimar a curva de degradação do módulo a partir dos ensaios SDMT........ 28 Figura 2-14: Relação entre G0 e qc para as duas condições de ensaios realizados no campo experimental da Unesp de Bauru (adaptado de ROCHA, 2018). ...................................................................................... 30 Figura 2-15: Relação entre G0/ED versus ID (a); e G0/MDMT versus KD (b) para o campo experimental da Unesp de Bauru. (adaptado de ROCHA, 2018). ................................................................................................ 30 Figura 3-1: Localização do campo experimental da Unesp de Bauru/SP (FERNANDES et al., 2016) .......... 33 Figura 3-2: Curvas granulométricas determinadas para amostras coletadas a 1,5; 3,5; 5,5 e 8,0 m de profundidade (adaptado de ROCHA, 2018). ........................................................................................... 34 Figura 3-3: Difratograma de Raio-X (DRX) para 2,0, 9,0 e 15,0 m de profundidade (VALVERDE, 2021). . 35 Figura 3-4: Imagens das partículas de areia para as amostras coletadas a 2, 9 e 16m de profundidade: (a) MEV 50x de aumento; e (b) processamento software ImageJ (VALVERDE, 2021). ...................................... 36 Figura 3-5: Imagens obtidas no MEV para amostra coletada a 4m de profundidade com aumentos de: (a) 100x, (b) 750x e (c) 3500x (adaptado de AGNELLI, 1997). ............................................................................ 37 Figura 3-6: Carta de classificação MCT e posição dos solos conforme a sua profundidade (adaptado de GIACHETI et al., 1998 e VALVERDE, 2021) ...................................................................................... 38 Figura 3-7: Curvas de compressão confinada e sua variação com diferentes valores de sucção para amostras coletadas a: (a) 2,0 (SAAB, 2016), (b) 7,0 e (c)16,0 m de profundidade (VALVERDE, 2021) ............. 39 Figura 3-8: Perfis de tensão de escoamento (σ’ad), índice de recompressão (Cr), índice de compressão (Cc) e razão de pré-adensamento (OCR) em função da sucção (adaptado de VALVERDE, 2021). ................. 40 Figura 3-9: Curvas de degradação obtidas a partir de ensaios de coluna ressonante realizados por Giacheti (1991). ..................................................................................................................................................... 42 Figura 3-10: Síntese de alguns resultados dos ensaios de campo realizados na área estudada e perfil de variação do índice de vazios (adaptado de Rocha et al. 2015). ............................................................................. 43 iv Figura 3-11: Perfis em meses secos e úmidos de: (a) umidade; (b) média dos dados de CPT (adaptado de GIACHETI et al., 2019). ........................................................................................................................ 44 Figura 3-12: Monitoramento da sucção na área investigada (PIACENTINI, 2020) ........................................ 45 Figura 3-13: Ensaios SDMT realizados no campo experimental da Unesp de Bauru (ROCHA, 2018). ......... 46 Figura 3-14: (a) Faixa de variação de MDMT determinados em diferentes campanhas e valores de referência determinados por meio do ensaio em compressão confinada (Md); (b) MDMT determinados em condição inundada e valores de referência determinados em ensaio em compressão confinada saturados (adaptado de VALVERDE, 2021). .......................................................................................................................... 47 Figura 4-1: Local e procedimentos de amostragem (FERNANDES, 2016). ................................................... 48 Figura 4-2: a) Escavação; e b) retirada de amostra da parede do poço de amostragem................................... 49 Figura 4-3: Materiais e acessórios usados na técnica de papel filtro. .............................................................. 50 Figura 4-4: Placa de sucção. ............................................................................................................................ 51 Figura 4-5: Curva de calibração dos papeis filtro por Chandler et al. (1992). ................................................ 52 Figura 4-6: Câmara de pressão de Richards (a) multi corpos de prova e (b) simples. ..................................... 53 Figura 4-7: Ensaio de câmara de pressão: (a) saturação da pedra porosa; (b) posicionamento dos corpos de prova. ...................................................................................................................................................... 53 Figura 4-8: Imposição da sucção dos corpos de prova para ensaios triaxiais não saturados. .......................... 54 Figura 4-9: Procedimentos de moldagem dos corpos de prova dos ensaios triaxiais saturados e não saturados. ................................................................................................................................................................ 56 Figura 4-10: Equipamento triaxial a ser utilizado nos ensaios. ....................................................................... 57 Figura 4-11: Dispositivo piezoelétrico para ensaios de laboratório - bender elements. .................................. 58 Figura 4-12: Componentes do equipamento BE. ............................................................................................. 59 Figura 4-13: Procedimentos de montagem de uma câmara triaxial equipada com bender elements. .............. 61 Figura 4-14: Propagação de ondas em um corpo de prova (FERREIRA, 2002). ............................................ 62 Figura 4-15: Método da medida de fase para determinação de ts. ................................................................... 62 Figura 4-16: Componentes do equipamento – LVDTs, suportes e aquisição de dados. .................................. 63 Figura 4-17: Fita dupla-face utilizada para fixação dos suportes dos LVDTs sobre o CP triaxial. ................. 64 Figura 4-18: Procedimentos de montagem dos LVDTs sobre o CP triaxial. ................................................... 65 Figura 4-19: Comparação entre medidas de deslocamento axial interno (a,int) e externo (a,ext). ................... 67 Figura 4-20: Comparação entre medidas de deslocamento radial interno (r,int) e volumétrico (r,vol). ........... 68 Figura 5-1: Caracterização física do perfil de solo estudado. .......................................................................... 70 Figura 5-2: Curvas de retenção da água nos solos (atualizado de FERNANDES, 2016). ............................... 71 Figura 5-3: Curvas tensão-deformação para os solos saturados. ..................................................................... 72 Figura 5-4: Curvas tensão-deformação sob sucção de 50kPa. ......................................................................... 73 Figura 5-5: Curvas tensão-deformação sob sucção de 200kPa. ....................................................................... 74 Figura 5-6: Curvas tensão-deformação sob sucção de 400kPa. ....................................................................... 75 Figura 5-7: Envoltórias de resistência ao cisalhamento dos solos nas profundidades estudadas. ................... 77 Figura 5-8: Velocidade da onda cisalhante (Vs)em função do confinamento e sucção. ................................... 80 Figura 5-9: Módulo de cisalhamento máxim (G0) em função do confinamento e sucção. .............................. 82 Figura 5-10: Degradação do módulo de elasticidade. ...................................................................................... 84 v Figura 5-11: Coeficiente de Poisson dos solos estudados. .............................................................................. 85 Figura 5-12: Degradação do módulo de cisalhamento. ................................................................................... 86 Figura 6.1: Pontos experimentais e ajustes lineares do intercepto de coesão total. ......................................... 89 Figura 6.2: Pontos experimentais e ajustes hiperbólicos do intercepto de coesão total. .................................. 89 Figura 6.3: Parâmetros de resistência c,  e b e constantes de ajuste a e b ao longo do perfil estudado. ....... 90 Figura 6.4: Pontos experimentais e ajuste de G0 pelo modelo hiperbólico. ..................................................... 94 Figura 6.5: Pontos experimentais e ajuste de Go pelo modelo semi-empírico. ............................................... 96 Figura 6.6: Pontos experimentais e ajuste de G0 pelo modelo semi-empírico. ................................................ 97 Figura 6.7: Perfis de Vs para as condições de sucção e confinamento estudadas. ........................................... 98 Figura 6.8: Perfis de Go para as condições de sucção e confinamento estudadas. ........................................... 99 Figura 6.9: Parâmetros de ajuste dos modelos de ajuste de G0: (a) Equação (6.3) e (b) Equação (6.4). ....... 100 Figura 6.10: Taxa de variação de G0 em relação à sucção para o modelo empírico. ..................................... 101 Figura 6.11: Taxa de variação de S em relação à sucção para o modelo semi-empírico. .............................. 102 Figura 6.12: Índices de vazios dos corpos de prova e módulos de variação volumétricos em função da sucção. .............................................................................................................................................................. 103 Figura 6.13: Curvas de degradação de G/G0 obtidas a partir de ensaios triaxiais instrumentados. ............... 105 Figura 6.14: Parâmetros de ajuste da equação de degradação de G/G0. ........................................................ 106 Figura 6.15: Ajustes das curvas de degradação de G/G0 obtidas a partir de resultados da literatura............. 109 Figura 7-1: Valores de G0 determinados por meio de SDMT, BE e CR para o local estudado. .................... 111 Figura 7-2: Efeito da cimentação em parâmetros de rigidez e resistência obtidos em ensaios de laboratório (adaptado de NIERWINSKI, 2019) ...................................................................................................... 112 Figura 7-3: Classificação do solo estudado para as campanhas realizadas com base na proposta de Nierwinski (2019) .................................................................................................................................................... 113 Figura 7-4: Variação de G0/qmax para tensões confinates líquidas de 50kPa, 100kPa e 200kPa. ................... 114 vi LISTA DE TABELAS Tabela 2-1: Caracterização e classificação da fração fina (FERNANDES, 2012). ........................................... 7 Tabela 2-2: Constantes de correlações para G0 de argilas (adaptado de Likitlersuang et al., 2013) ............... 16 Tabela 2-3: Correlações para definição das propriedades e parâmetros geotécnicos (MARCHETTI et al., 2001). ................................................................................................................................................................ 22 Tabela 3-1: Ensaios de coluna ressonante realizados (adaptado de Giacheti, 1991). ...................................... 41 Tabela 4-1: Programa experimental para ensaios triaxiais saturados e não saturados..................................... 55 Tabela 4-2: Programa experimental para ensaios com BE .............................................................................. 60 Tabela 4-3: Programa experimental para ensaios com LVDTs internos. ........................................................ 64 Tabela 5-1: Resultado dos ensaios de caracterização física. ............................................................................ 69 Tabela 5-2: Parâmetros de ajuste do modelo de van Genuchten (1980). ......................................................... 70 Tabela 5-3: Tensões desvio máximas e tensões principais obtidas nos ensaios triaxiais realizados. .............. 76 Tabela 5-4: Parâmetros de ajuste do modelo Mohr Coulomb ao longo do perfil. ........................................... 78 Tabela 5-5: Resultados obtidos duramte a etapa de confinamento dos ensaios triaxiais com BE. .................. 83 Tabela 6.1: Parâmetros de resistência ao longo do perfil. ............................................................................... 88 Tabela 6.2: Parâmetros de ajuste e de compressibilidade para o modelo de G0. ........................................... 100 Tabela 6.3: Parâmetros de ajuste da equação de degradação de G/G0. .......................................................... 104 Tabela 6.4: Parâmetros de ajuste da equação de G/G0 obtidos por Borden et al. (1996). ............................. 108 Tabela 6.5: Parâmetros de ajuste da equação de G/G0 obtidos por Georgetti (2014). ................................... 108 vii SUMÁRIO 1. INTRODUÇÃO ........................................................................................................ 1 1.1 Considerações iniciais ................................................................................... 1 1.2 Justificativa .................................................................................................. 2 1.3 Objetivos ..................................................................................................... 3 2. REVISÃO DA LITERATURA ............................................................................... 4 2.1 Solos tropicais .............................................................................................. 4 2.1.1 Considerações iniciais ............................................................................... 4 2.1.2 Solos tropicais de comportamento laterítico ................................................ 4 2.1.3 Características mineralógicas e estruturais de solos lateríticos ..................... 6 2.1.4 Solos saprolíticos ...................................................................................... 7 2.2 Comportamento geotécnico de solos tropicais ................................................ 8 2.3 Solos não saturados .....................................................................................10 2.4 Rigidez dos solos para pequenas deformações ..............................................13 2.4.1 Considerações iniciais ..............................................................................13 2.4.2 Medida da rigidez para pequenas deformações ..........................................14 2.4.2.1 Em laboratório ...................................................................................14 2.4.2.2 Em campo .........................................................................................15 2.4.2.3 Modelos empíricos .............................................................................15 2.4.3 Fatores que afetam a precisão na determinação da rigidez do solo .............16 2.4.3.1 Erros sistêmicos .................................................................................16 2.4.3.2 Gênese..............................................................................................17 2.4.3.3 Deformações elásticas ........................................................................17 2.4.3.4 Nível de deformação ..........................................................................17 2.5 Investigação geotécnica a partir de ensaios de campo ...................................18 2.5.1 Considerações iniciais ..............................................................................18 2.5.2 Dilatômetro plano (DMT) ..........................................................................19 2.5.3 Dilatômetro sísmico (SDMT) .....................................................................22 2.5.4 Curva de degradação do módulo ..............................................................26 2.5.5 Identificação de solos não convencionais ..................................................28 3. LOCAL ESTUDADO E INFORMAÇÕES DISPONÍVEIS .............................. 32 3.1 Considerações iniciais ..................................................................................32 viii 3.2 Local estudado ............................................................................................32 3.3 Aspectos geológicos e pedológicos ................................................................33 3.4 Caracterização .............................................................................................34 3.4.1 Curvas granulométricas ............................................................................34 3.4.2 Difração de raios-x (DRX) .........................................................................35 3.4.3 Microscopia eletrônica de varredura (MEV) ................................................36 3.4.4 Classificação MCT ....................................................................................38 3.5 Ensaios edométricos ....................................................................................38 3.6 Ensaios de coluna ressonante .......................................................................41 3.7 Ensaios de campo ........................................................................................42 3.7.1 Caracterização por meio dos ensaios de campo .........................................42 3.7.2 CPT e zona ativa do perfil ........................................................................43 3.7.3 SDMT......................................................................................................45 4. MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................. 48 4.1 Amostragem ................................................................................................48 4.2 Caracterização física e mineralógica ..............................................................49 4.3 Ensaios de retenção da água no solo (SWRC) ................................................50 4.3.1 Papel filtro e acessórios............................................................................50 4.3.2 Placa de sucção .......................................................................................51 4.3.3 Procedimentos de ensaio .........................................................................51 4.4 Imposição da sucção ...................................................................................52 4.4.1 Câmaras de Richards ...............................................................................53 4.4.2 Procedimentos de ensaio .........................................................................53 4.5 Ensaios triaxiais saturados e não saturados ...................................................54 4.5.1 Programa experimental ............................................................................54 4.5.2 Moldagem dos corpos de prova ................................................................55 4.5.3 Equipamento triaxial utilizado ...................................................................56 4.5.4 Procedimento de ensaio ...........................................................................57 4.6 Ensaios triaxiais com instrumentação interna .................................................58 4.6.1 Bender elements .....................................................................................58 4.6.1.1 Programa experimental ......................................................................59 4.6.1.2 Procedimentos de ensaio ....................................................................60 4.6.2 Medidores de deslocamento internos (LVDTs) ...........................................63 ix 4.6.2.1 Programa experimental ......................................................................63 4.6.2.2 Procedimentos de ensaio ....................................................................64 4.6.2.3 Validação das medidas obtidas pelos LVDTS internos ...........................66 5. RESULTADOS ...................................................................................................... 69 5.1 Caracterização física ....................................................................................69 5.2 Curvas de retenção da água .........................................................................70 5.3 Ensaios triaxiais saturados e não saturados ...................................................71 5.4 Ensaios triaxiais com instrumentação interna .................................................78 5.4.1.1 Módulo de cisalhamento máximo (G0) .................................................78 5.4.1.2 Degradação do módulo ......................................................................84 6. DISCUSSÃO DOS RESULTADOS ..................................................................... 88 6.1 Parâmetros de Resistência ...........................................................................88 6.2 Módulo de Cisalhamento Máximo - G0 ...........................................................91 6.3 Degradação do módulo .............................................................................. 104 7. CONSIDERAÇÕES SOBRE G0 DE CAMPO E LABORATÓRIO ............... 110 7.1 Comparação entre valores G0 ..................................................................... 110 7.2 Solos não convencionais e a relação G0/qmáx.............................................. 111 8. CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA CONTINUIDADE .......................... 116 8.1 Conclusões ................................................................................................ 116 8.1.1 Resistência ao cisalhamento ................................................................... 116 8.1.2 Módulo de cisalhamento máximo (G0) ..................................................... 116 8.1.3 Curva de degradação do módulo ............................................................ 117 8.1.4 Comparação da rigidez de campo e laboratório: ...................................... 118 8.2 Sugestões para continuidade ...................................................................... 118 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .......................................................................... 120 1 1. INTRODUÇÃO 1.1 Considerações iniciais A determinação dos parâmetros de resistência e de deformabilidade ao longo de um perfil de solo não saturado requer equipamentos especiais, domínio de técnicas de ensaio, conhecimento de teorias e um planejamento experimental adequado. Para isso, é necessário conhecer o perfil do subsolo a partir da exploração de campo. Também é necessário elaborar um plano de trabalho experimental adequado para atender os objetivos do projeto ou estudo. O planejamento experimental busca definir as condições de contorno além da quantidade e profundidade das amostras a serem coletadas. Nesse caso as condições de contorno são os níveis de tensão de confinamento, sucção e deformação a serem impostos. A escolha correta das condições de contorno é processo importante para obtenção resultados condizentes com o estudo ou projeto a ser executado. Portanto, a definição adequada dessas variáveis é fundamental pois os parâmetros de resistência e deformabilidade em um determinado ponto do perfil dependem dessas variáveis (ALONSO et al., 1987); FREDLUND et al., 2013). A maior dificuldade para definição dos níveis de tensão a serem aplicados nos ensaios de laboratório vem do desconhecimento inicial das tensões que atuam ao longo do perfil de solo não saturado. A variação da umidade de campo é um processo natural que ocorre ao longo do tempo e depende essencialmente de fatores como gênese, características físicas, cobertura, topografia e pluviosidade. Esse processo provoca variações na sucção e, consequentemente, na distribuição de tensões efetivas ao longo do perfil, dificultando inclusive a determinação dessa variável. Portanto, é de grande interesse para o engenheiro geotécnico conhecer detalhadamente os valores extremos da sucção ao longo de um perfil de solo não saturado durante um determinado período. Isso só é possível a partir do monitoramento da sucção em campo. 2 1.2 Justificativa A realização de projetos geotécnicos a partir de abordagens diretas é o procedimento historicamente bem aceito pela comunidade geotécnica por ser se tratar, entre outras razões, de uma abordagem conservadora. Assim, grande parte das obras de terra e fundações no Brasil é projetada a partir de resultados de ensaios de campo, em especial por meio das Sondagens de Simples Reconhecimento com SPT (FALCONI et al., 2019), as quais, muitas vezes, são insuficientes para se ter um conhecimento adequado do comportamento mecânico do perfil até as profundidades de interesse. Mayne (2000) questiona a validade de se utilizar um único número do SPT para se obter tantos parâmetros em projetos. Uma das dificuldades dos ensaios de campo é retratar aspectos relevantes do comportamento mecânico dos perfis de solos tropicais, em especial devido à variabilidade espaço-temporal dos parâmetros geotécnicos que pode ocorrer nesses locais (GIACHETI et al., 2019). Embora se reconheça que a sucção do solo varia de estação para estação e de ano para outro, os projetos de engenharia geralmente baseiam-se em informações obtidas a curto prazo (BLIGHT, 2003). Conhecer o comportamento mecânico do perfil do subsolo é fundamental em uma obra geotécnica, tanto para compreender o efeito do peso próprio, como das solicitações externas. Sendo assim, negligenciar investigações geotécnicas detalhadas levará a um acúmulo de incertezas no projeto, o que poderá resultar em sub ou superdimensionamentos. Conhecer o perfil do subsolo com a variação de algum índice de resistência à penetração é a primeira etapa para definir se é necessária e como deverá ser feita uma investigação geotécnica detalhada. No entanto, é importante destacar que esses métodos têm muitas incertezas pela variabilidade espacial e, em casos de solos tropicais, também pode ser temporal na zona ativa do perfil (ROCHA et al., 2021). Estas variabilidades devem ser discutidas e compreendidas pelos projetistas, pois somente será possível obter parâmetros e informações de melhor qualidade, após conhecimento destas incertezas e dos fatores que as afetam. 3 1.3 Objetivos Esta pesquisa tem como objetivo geral contribuir para uma melhor compreensão da variação de parâmetros de resistência e de deformabilidade ao longo de um perfil de solo tropical não saturado, avaliando o efeito de fatores como sucção, tensões normais líquidas, tensões in situ, propriedades índices, evolução e gênese do solo. Os objetivos específicos são: i) Conhecer as características de retenção da água para solos tropicais típicos daqueles localizados na região estudada, obtendo-se a curva de retenção de água de amostras indeformadas coletadas em diferentes profundidades; ii) Determinar os parâmetros de resistência em amostras indeformadas coletadas em diferentes profundidades, através de ensaios triaxiais com controle das variáveis de tensão dos solos não saturados; iii) Determinar, por meio de ensaios triaxiais instrumentados com medidores de deformação interna e bender elements, os parâmetros de deformabilidade para baixos níveis de deformação, assim como a degradação destes, em amostras indeformadas coletadas em diferentes profundidades; iv) Contribuir com a interpretação de resultados de ensaios de campo a partir dos resultados de ensaios de laboratório realizados, em especial para melhor compreender diferenças entre a rigidez a baixa amplitude de deformação em campo e laboratório e a relação entre essa rigidez em diferentes níveis de deformação ou com parâmetros de resistência. A integração de resultados de ensaios de campo e laboratório traz avanços teóricos e experimentais do comportamento mecânico de um perfil de solo típico dessa região, em relação às suas particularidades genéticas e pelo efeito da condição não saturada. Além disso, atualiza-se o banco de dados dos parâmetros geotécnicos para esse tipo de solo, aumentando a compreensão das variáveis que os afetam e contribuindo para uma interpretação mais adequada de resultados de ensaios de campo. 4 2. REVISÃO DA LITERATURA 2.1 Solos tropicais 2.1.1 Considerações iniciais Países tropicais são conhecidos pelo clima característico constituido de períodos secos e chuvosos intensos e bem definidos ao longo do ano. Esses agentes do intemperismo levam à formação de espessos perfis de solos com comportamento mecânico distintos daqueles formados em regiões de clima temperado, por exemplo. O comportamento mecânico dos solos de origem tropical está quase sempre associado à condição não saturada. Fatores genéticos e evolutivos como composição e presença de macro e microestrutura, também são características importantes associadas ao comportamento mecânico desses solos (CAMAPUM DE CARVALHO, 2008; FUTAI, 2002; GITIRANA JR., 2021; OLIVEIRA, 2019). Villibor et al. (2007) propõem uma definição essencialmente tecnológica para os solos tropicais, ou seja: aqueles que apresentam peculiaridades de propriedades e de comportamento de interesse geotécnico, devido aos processos geológicos e/ou pedológicos. Estes autores consideram apenas o comportamento do solo e os subdividem em solos de comportamento laterítico e de comportamento não laterítico. Os solos tropicais apresentam estruturas porosas que podem ser levemente cimentadas pelos óxidos e hidróxidos de ferro e alumínio, sais, matéria orgânica, agregações e pontes de argila, ou fortemente cimentadas (concreções lateríticas). Em um perfil típico de solo tropical normalmente são encontrados nos horizontes mais superficiais os solos lateríticos que são pedologicamente evoluídos. Abaixo desse horizonte, uma linha de seixos os separa dos solos residuais com menor grau de evolução e comportamento não laterítico. Solos residuais ou saprolíticos são menos evoluídos e constituem um material pulverulento e inconsolidado oriundo da alteração da rocha. Esse material é identificado nos horizontes mais profundos, podendo também aparecer na superfície do terreno devido ao processo de erosão em regiões tropicais em que o regime de chuvas é intenso (CONCIANI et al., 2015). 2.1.2 Solos tropicais de comportamento laterítico Segundo Nogami e Villibor (1995), os solos lateríticos caracterizam-se por possuir propriedades e comportamento mecânico incomuns. Essas características ocorrem devido a atuação de processos pedogenéticos típicos das regiões tropicais. A evolução causada por esses processos está associada também à ciclicidade dos períodos secos e chuvosos ou à 5 sazonalidade dessas regiões. O processo de laterização é causado pela lixiviação dos minerais silicosos presentes nos horizontes das camadas superficiais e consequente deposição destes em camadas mais profundas, resultando em solos superficiais com alta concentração de óxidos de ferro, alumínio e argilominerais de baixa atividade. O processo de laterização confere aos solos predomínio de matrizes de cores amarelo ou vermelha e, como vem sendo estudado, comportamentos distintos relacionados às suas características mecânicas e hidráulicas, reduzindo a capacidade de retenção de água e atuando como um agente cimentante. A evolução de um processo de laterização de um solo também pode ser quantificada pela razão entre a sílica (SiO2) e sesquióxidos (R2O3) presentes no material. Devido à deficiência da matéria orgânica em horizontes superiores dos solos de origem tropical, esses acabam se tornando um meio propício para a lixiviação dos silicatos solúveis e de todos os sais solúveis com maior facilidade do que os sesquióxidos. Os solos resultantes são chamados lateríticos e possuem um valor da relação SiO2/R2O3 < 2 (TSCHEBOTARIOFF, 1951). Algumas características típicas desses solos são: baixa expansibilidade; plasticidade reduzida; colapsibilidade quando carregados em estado natural e posteriormente inundados; baixa contração, porém quando compactados podem apresentar fissuras com secagem e permanência dos agregados na fração areia, havendo necessidade de interpretar apropriadamente as curvas granulométricas obtidas pelos métodos tradicionais de ensaio. A metodologia utilizada para classificar os solos com comportamento laterítico foi proposta por Nogami e Villibor (1980). Essa classificação é feita com base nos índices c’ e e’ (Figura 2-1) calculados a partir das curvas de compactação e perda de massa por imersão. Figura 2-1: Ábaco de classificação de solos com comportamento laterítico (NOGAMI e VILLIBOR, 1980). Ín d ic e e ’ Coeficiente c’ L – Laterítico N – Não Laterítico A’ – Arenoso G’ – Argiloso S’ - Siltoso 6 2.1.3 Características mineralógicas e estruturais de solos lateríticos Jacintho et al. (2012) citam que o teor da fração fina, a mineralogia e a composição química são os fatores predominantes sobre a plasticidade de um solo laterítico. Agregações entre as partículas causadas por oxi-hidróxidos de ferro associados à fração fina também são responsáveis pela alteração desses limites. O ferro presente nos solos lateríticos atua como um agente cimentante, formando aglomerações entre as partículas. Essas agregações podem ser identificadas por meio de análise microscópica (Figura 2-2). O grau de aglomeração também pode ser determinado a partir de curvas granulométricas obtidas com e sem a adição de agente defloculante. Figura 2-2: Partícula agregada de um solo laterítico do Distrito Federal (GUIMARÃES, 2002) Os argilominerais constituintes da fração fina dos solos tropicais podem ser divididos nos grupos das caulinitas, ilitas e montmorilonitas. Nesse sentido, os argilominerais de baixa atividade, como os do grupo das caulinitas, são encontrados com maior frequência nos horizontes superficiais ou mais intemperizados, já os do grupo das montmorilonitas em horizontes menos intemperizados. Ensaios de caracterização mineralógica, como difração de raios-x e adsorção de azul de metileno, são frequentemente utilizados para classificar o grupo de argilominerais predominantes na fração fina (FERNANDES, 2012). A partir dos resultados de ensaios de azul de metileno, é possível determinar o grau de atividade dos argilominerais presentes em diferentes tipos de solos (Tabela 2-1). (a) (a) 7 Tabela 2-1: Caracterização e classificação da fração fina (FERNANDES, 2012). Amostra (gênese) Coluvião Residual arenito Arenito inalterado Aluvião (%) de argila 18 7 8 5 CTC (meq/100g) 2,83 13,80 7,85 0,59 Se (m2/g) 22,17 108,00 61,45 4,60 VB [g/(100g de solo)] 0,91 4,41 2,51 0,19 Acb [g/(100g de argila)] 5,03 63,06 31,39 2,68 Argilomineral predominante Caulinita Montmorilonita Montmorilonita Caulinita Comportamento laterítico não laterítico não laterítico laterítico Atividade Normal Alta Alta Baixa O gráfico apresentado na Figura 2-3 mostra os resultados de um ensaio de difração de raios-x em uma amostra de cascalho laterítico. A partir da análise dos picos Rocha e Resende (2017) chegam à conclusão de que os principais minerais presentes na amostra são caulinita e goethita e entre os minerais subordinados estão a hematita e o quartzo. Figura 2-3: Difratograma de um cascalho natural (ROCHA; RESENDE, 2017). 2.1.4 Solos saprolíticos O comportamento mecânico dos solos saprolíticos está diretamente relacionado com a rocha matriz. O horizonte de solo saprolítico pode variar de algumas a várias dezenas de metros, apresentando diferentes comportamentos e cores, sendo encontrados subjacentes ao 8 solo laterítico. Macroscopicamente, os solos saprolíticos são caracterizados por apresentarem xistosidades, vazios e outras características inerentes à rocha matriz. A composição mineralógica é muito variada, devido ao intemperismo da rocha, dependendo, do grau de alteração e do tipo de rocha (FUTAI, 1999). Segundo Presa (1994) os solos saprolíticos possuem mineralogia muito variada, apresentando, em muitos casos, minerais de diferentes origens em sua constituição. Na fração argila ocorrem argilominerais expansivos, como a montmorilonita e ilita e na fração areia ocorrem minerais não estáveis ao intemperismo, como o feldspato e a mica. De acordo com Nogami e Villibor (1995), solos saprolíticos formados no Estado de São Paulo, cuja rocha matriz é o granito, são caracterizados pela presença de matacões, distribuídos aleatoriamente na massa de solo, com natureza areno-siltosa. No caso de basalto, como rocha matriz, os solos saprolíticos são caracterizados por camadas com tendência plano-horizontal, originadas pela sobreposição de sucessivos derrames de lava, além disso há possibilidade de contato de forma complexa com as camadas de outras rochas sobrejacentes. Gnaisses, Micaxistos e Filitos como rocha matriz, propiciam a formação de solos saprolíticos com camadas inclinadas e/ou dobradas, cortadas por descontinuidades (falhas, diques e veios de quartzo). Para Arenitos, o horizonte saprolítico é caracterizado pela presença de camadas planoparalelas horizontais ou suavemente dobradas ou inclinadas, sendo que estas podem apresentar estratificações paralelas ou cruzadas (NOGAMI e VILLIBOR, 1995). 2.2 Comportamento geotécnico de solos tropicais Devido às características incomuns como a presença de agentes cimentantes, os solos de origem tropical possuem comportamento mecânico distinto daqueles utilizados para desenvolvimento dos conceitos da mecânica dos solos clássica e, por isso, são tratados como solos de comportamento não convencional. Fatores como a gênese, macro e microestrutura, heterogeneidade, anisotropia dentre outras particularidades desse material dificultam estabelecer um modelo conceitual com base teórica para explicar seu comportamento mecânico. O comportamento desse tipo de solo dependerá da sua estrutura, condição e grau de alteração. Assim os métodos convencionais de classificação e previsão do comportamento de solos quase sempre são inapropriados por não levarem em conta tais fatores (ROCHA, 2018). Solos lateríticos argilosos, com fração fina composta por caulinita e óxidos de ferro e alumínio tem uma estrutura porosa e podem ter um comportamento de siltes, mesmo 9 quando classificados como argilas por meio de ensaios de granulometria conjunta com defloculante. Um exemplo é a argila porosa de São Paulo e os latossolos e podzólicos em geral (FUTAI, 2002). A gênese dos solos tropicais leva a formação de uma microestrutura com um vínculo entre partículas. Tal estrutura é responsável pela presença de coesão (c’), por uma tensão de pré-adensamento virtual (σ'pv) mais bem definida como tensão de cedência, elevada rigidez a baixas tensões de confinamento, dentre outros, conforme discutido por Vaughan (1985). Tanto os solos lateríticos como os saprolíticos têm seu comportamento associado à estrutura, que está associada ao processo de alteração desse solo. Eles têm características e comportamento distintos, no entanto ambos têm alta condutividade hidráulica, resistência com intercepto de coesão e tensão de cedência. A contribuição na resistência devido ao intercepto de coesão é função tanto da sucção como presença de cimentações. A tensão de cedência se caracteriza pela quebra das estruturas cimentadas que existem nestes solos (ROCHA, 2018). A previsão do comportamento mecânico dos solos tropicais a partir de ensaios de campo e de laboratório deve considerar a contribuição da condição não saturada, o comportamento coesivo-friccional, e a influência da sua estrutura presentes nos solos tropicais. Schnaid, Lehane e Fahey (2004) discutem a aplicação de técnicas de campo como o SPT, CPT, DMT, PMT e sísmica na investigação de solos não convencionais, como os tropicais. Eles destacam que: • A classificação desses solos a partir de ensaios de campo deve se basear em pelo menos duas medidas independentes, e as relações G0/qc e G0/N60 são sensíveis a estrutura, microestrutura e ao envelhecimento; • A condutividade hidráulica do solo é importante na avaliação do comportamento mecânico desses solos tropicais, e está no intervalo de materiais transicionais (10-5 a 10-8 m/s), na maioria das vezes; • A condição não saturada comum em perfis de solos tropicais impõe mais um grau de complexidade na interpretação desses ensaios e deve ser levada em conta. Enquanto se tem um maior avanço na compreensão do comportamento de solos não convencionais, como os tropicais, a partir de ensaios de laboratório em especial pelos avanços da mecânica dos solos não saturados, os desafios ainda estão presentes para a aplicação de ensaios de campo na investigação e caracterização de perfis de solos tropicais conforme discutido por Schnaid, Lehane e Fahey (2004). 10 2.3 Solos não saturados Regiões de clima tropical normalmente apresentam elevada pluviosidade e elevada taxa de evaporação/evapotranspiração. Dessa forma solos formados sob tais condições são submetidos a ciclos de umedecimento e secagem mais intensos que em outros climas. Isso contribui para a formação de perfis com extensas zonas não saturadas e intenso fluxo da água em sua estrutura. Os solos não saturados são caracterizados pela atuação da componente sucção. A sucção consiste na avidez do solo por água. A sucção também pode ser designada como a energia livre da água no solo, dividindo-se nas componentes osmótica e matricial. Esta energia pode ser quantificada parcialmente em termos da pressão do vapor da água no solo. A relação entre a sucção total (ψt ) e a pressão do vapor da água (𝑢𝜐/𝑢𝜐0) para diferentes temperaturas pode ser escrita conforme a Equação (2-1) (FREDLUND e RAHARDJO, 1993): 𝜓𝑡 = − 𝑅𝑇 𝜐𝑤0 + 𝜔𝜐 𝑙𝑛 ( 𝑢𝜐 𝑢𝜐0 ) (2-1) onde: R - constante universal dos gases (8,31432 J/(mol K); T - Temperatura absoluta (T = 273+ tº) (K); υw0 - volume específico da água ou o inverso da densidade da água (1/ρw) (m³/kg); ωυ - massa molecular do vapor d’água (18.016 g/mol); A Equação (2-1) mostra que a variável relacionada à sucção é a pressão de vapor da água. Essa variável normalmente é obtida com medidas realizadas acima de uma lâmina de água pura. O termo 𝑢𝜐 / 𝑢𝜐0 é chamado de umidade relativa RH (%). Para uma temperatura de 20ºC, as constantes resultam na Equação (2-2) que é uma relação fixa entre a sucção total e a umidade relativa: 𝜓𝑡 = −135022 𝑙𝑛 ( 𝑢𝜐 𝑢𝜐0 ) (2-2) A Figura 2-4 mostra a variação da sucção para diferentes temperaturas. Observa-se que a sucção tende a zero quando RH tende a 100% e que com o aumento da temperatura, a sucção sofre variações positivas, mostrando a importância da temperatura em técnicas de instalação da sucção. 11 Figura 2-4: Relação entre umidade relativa e sucção total (FREDLUND e RAHARDJO, 1993) A partir dessa relação teórica obtida dos conceitos da termodinâmica estabeleceu-se a técnica para determinação da curva de sucção total dos solos por meio do psicrômetro. A Figura 2-5 apresenta os dados de um solo sedimentar de origem glacial obtidos por Krahn e Fredlund (1972). As medidas de sucção total, mátrica e osmótica foram obtidas a partir de corpos de prova compactados em diferentes teores de umidade. Por meio das curvas ilustradas no gráfico da Figura 2-5 observa-se que há um pequeno acréscimo na parcela osmótica da sucção com a redução do teor de umidade. Curiosamente a curva de sucção total obtida pelo psicrômetro resultou em valores muito acima daqueles obtidos pela soma das componentes mátrica e osmótica obtidas por técnicas distintas. Observa-se também que as diferenças entre estas curvas se acentuam com a redução do teor de umidade. Tal discrepância pode estar relacionada à precisão das técnicas utilizadas ou à dificuldade de realização de medições de sucção nos solos com menor umidade. Contudo, já é de conhecimento que a sucção matricial é a parcela que mais interfere no comportamento hidromecânico dos solos não saturados (KRAHN e FREDLUND, 1972). 4 5 6 (kPa) t R H ( % ) t = 10ºC t = 30ºC t = 20ºC 100 80 60 40 20 0 10 10 10 10 102 3 12 Figura 2-5: Componentes da sucção total no solo (KRAHN e FREDLUND, 1972) A curva de retenção da água no solo, também conhecida como curva característica, define a relação entre o conteúdo de umidade gravimétrico (w) ou volumétrico (θ), bem como o grau de saturação (Sr) com a sucção do solo (S). A Figura 2-6 demonstra os principais elementos da curva de retenção da água no solo, destacando-se a umidade de saturação, a pressão de entrada de ar e a umidade residual. De acordo com Fredlund e Xing (1994), o valor de entrada de ar corresponde ao valor da sucção que inicia o processo de dessaturação do corpo de prova, pelo esvaziamento do maior poro. Já o teor de umidade residual, é o teor de umidade a partir do qual é necessária uma grande variação de sucção para remover mais água do solo, ou, o valor de umidade a partir do qual aumentos de sucção não produzem variações significativas no conteúdo de umidade. A curva de retenção de água no solo tem se tornado o instrumento básico de caracterização dos solos não saturados, pois é a única maneira de se correlacionar a sucção com um índice físico do solo (w, θ, Sr). Ela permite a resolução de problemas relacionados a fluxo e retenção de água, além de ser utilizada na previsão da resistência ao cisalhamento e da função condutividade (FREDLUND e RAHARDJO, 1993). 1200 800 400 0 2800 2400 2000 1600 9 13 15 17 1911 ( k P a ) w (%) Sucção total ( t) (pisicrômetro) Sucção mátrica ( m) (placa de pressão) Sucção osmótica ( o) (técnica de compressão) m + o 13 Figura 2-6: Curvas de retenção típicas para diferentes tipos de solo (FREDLUND e XING, 1994). Inúmeras funções matemáticas têm sido propostas para descrever a curva de retenção de água nos solos (FREDLUND et al. 2011). Na geotecnia, as funções mais empregadas são as propostas por Fredlund e Xing (1994) e van Genuchten (1980). Neste trabalho foi utilizada a Equação (2-3) proposta por van Genuchten (1980). Esse modelo é apresentado a seguir: 𝑤(𝜓) = 𝑤𝑟 + 𝑤𝑠𝑎𝑡 − 𝑤𝑟 [1 + (𝛼𝜓)𝑛]𝑚 (2-3) onde: w(ψ) - teor de umidade em função da sucção; wsat - teor de umidade saturado; wsat - teor de umidade residual; , n e m - constantes de ajuste empíricas. 2.4 Rigidez dos solos para pequenas deformações 2.4.1 Considerações iniciais A rigidez dos solos é um termo genérico utilizado para abordar o comportamento mecânico desses materiais à baixas deformações. As agregações e cimentações que conservam a estrutura dos solos sob essas condições são características genéticas diretamente relacionadas à sua rigidez. O módulo de cisalhamento máximo (G0) é o Valor de entrada de ar Zona de Transição Ponto de Inflexão Zona Residual Umidade Residual Umidade de saturação 14 parâmetro associado à rigidez que melhor explica a rigidez dos solos. Esse módulo, que também é utilizado como um importante parâmetro de referência em projetos geotécnicos e outras aplicações (SIMPSON et al., 1979). A relação da rigidez com o nível de deformação, ou seja, a curva de degradação de G0, é um dado importante para análise do comportamento dos solos sob pequenas deformações, especialmente em situações em que vale o modelo de endurecimento com a deformação, conforme citam Likitlersuang et al., (2013). Atkinson e Sallfors (1991) categorizaram os níveis de deformação em três grupos: muito pequena, na qual G0 é constante na fase elástica; pequena, na qual G0 varia de maneira não linear com a deformação; e grande, quando o solo está próximo da ruptura e a resistência é baixa. Isso pode ser observado na curva de degradação representada na Figura 2-7 (ATKINSON e SALLFORS, 1991; MAIR, 1993). Figura 2-7: Curva de degradação de G0 normalizada (ATKINSON e SALLFORS, 1991; MAIR, 1993) Kung et al. (2009) estudaram o comportamento não-linear dos solos em escavações profundas para pequenas deformações. Os resultados obtidos, via análise pelo MEF, mostraram que a previsão do comportamento dos solos por meio de pequenas deformações é tão realista quanto as análises feitas a partir de dados de campo. 2.4.2 Medida da rigidez para pequenas deformações 2.4.2.1 Em laboratório Ensaios em laboratório são de grande importância para determinação da rigidez dos solos, porém Clayton (2011) destaca que estes ensaios apresentam limitações de vários tipos, como a perturbação das amostras, dificuldade em sua preparação e sofisticação do 15 equipamento utilizado. A determinação da rigidez para pequenas deformações em laboratório geralmente é feita empregando-se dois métodos. O primeiro consiste na medida local da deformação utilizando dispositivos especiais de ensaios triaxiais (GOTO et al., 1991; SCHOLEY et al., 1995). Nesta técnica é comum o uso de equipamentos como LVDTs (JARDINE et al., 1984) e sensores submersíveis de proximidade (HIRD e YUNG, 1989). O uso destes dispositivos é necessário devido à algumas limitações associadas ao equipamento triaxial tradicional (LIKITLERSUANG et al., 2013). O segundo método utiliza análise quase-estática, com potencial de testes dinâmicos, como bender elements, coluna ressonante e ensaios triaxiais cíclicos. Dentre todos, ressalta-se a utilização dos bender elements, uma vez que eles podem ser utilizados com outros ensaios, como os triaxiais, cisalhamento direto e ensaios de compressão edométrica (LIKITLERSUANG et al., 2013). 2.4.2.2 Em campo Ensaios de campo para determinação de G0 são classificados como ensaios dinâmicos, como ensaios sísmicos downhole e crosshole. Estes ensaios consistem na geração de uma onda cisalhante S em um furo de sondagem (no crosshole) ou na superfície do terreno (no downhole). A partir da velocidade de propagação dessa onda, pode-se calcular G0, por meio de equações advindas da teoria da elasticidade. A principal diferença entre os dois ensaios se dá nos furos de sondagem. Ensaios do tipo downhole fazem uso de apenas um furo de sondagem, enquanto os crosshole usam dois furos. O ensaio downhole destaca-se por poder ser associado a outros dispositivos como o piezocone (SCPTu) ou dilatômetro (SDMT) para realização de ensaios híbridos. 2.4.2.3 Modelos empíricos A maioria dos dados obtidos de G0 se dá por meio de resultados de ensaios dinâmicos de laboratório, utilizando amostras indeformadas ou compactadas (LIKITLERSUANG et al., 2013). Entretanto, vários fatores podem interferir nessa determinação, como interferências na amostragem e na instrumentação, também fatores naturais e inerentes à estrutura dos solos, bem como no processo geológico de formação dos solos (LIKITLERSUANG et al., 2013). Rampello et al. (1997) apresentam uma Equação (2-4) que possibilita estimar G0 de forma empírica: 𝐺𝑜 𝑝𝑎 = 𝑆. 𝑓(𝑒). ( 𝑝′ 𝑝𝑎 ) 𝑛 (2-4) 16 onde: f(e) - uma função empírica do índice de vazios; p’ - tensão efetiva média; pa - pressão atmosférica (geralmente 100 kPa); S e n - parâmetros adimensionais definidos em laboratório. A Tabela 2-2 apresenta valores típicos obtidos para a Equação (2-4). Tabela 2-2: Constantes de correlações para G0 de argilas (adaptado de Likitlersuang et al., 2013) Solo Ensaio S f(e) n Faixa índice de vazios Referências Caulinita amolgada RC 327 (2,973-e)²/(1+e) 0,50 0,76-0,90 Hardin e Black (1968, 1969) Caulinita reconstituída RC 450 (2,973-e)²/(1+e) 0,50 1,11-1,30 Marcuson e Wahs (1972) Bentonita reconstituída RC 45 (4,4-e)²/(1+e) 0,50 1,60-2,50 Marcuson e Wahs (1972) Siltes e Argilas indeformadas RC 74-288 (2,973-e)²/(1+e) 0,46-0,61 0,40-1,10 Kim e Novak (1981) Argila indeformada TX C. 14 (7,32-e)²/(1+e) 0,60 1,70-3,80 Kokusho et al. (1982) Seis amostras de argilas italianas indeformadas RC e BE 275-1174 e-1,3 ou e-x, onde x = [1,11; 1,43] 0,40-0,58 0,60-1,80 Jamiolkowski et al. (1994) Argila fofa SCPT 500 e-1,5 0,50 0,50-5,00 Shibuya e Tanaka (1996) Argila fofa SCPT 1070-3080 (méd=2400) (1+e)-2,4 0,50 0,50-5,00 Shibuya et al. (1997) RC= Coluna ressonante; TX C = Triaxial cíclico; BE = Bender elements; SCPT= Cone sísmico Outra maneira empírica de estimar G0 pode ser feita por meio da resistência não drenada (Su). Pesquisadores como Ashford et al. (1996) e Likitlersuang e Kyaw (2010) apresentam uma correlação entre a velocidade da onda S (VS) e a resistência não drenada (Su) baseadas em resultados de investigações de campo realizadas em Bangkok. 2.4.3 Fatores que afetam a precisão na determinação da rigidez do solo 2.4.3.1 Erros sistêmicos Iniciada uma campanha para determinação dos parâmetros associados à rigidez dos solos é muito importante distinguir erros sistêmicos das variáveis que realmente governam 17 o comportamento dos materiais à baixos níveis de deformação. Dessa forma, como a sensibilidade dos parâmetros associados à rigidez sob essas condições é grande, tem se verificado que perturbações na coleta das amostras, falhas na instrumentação dos ensaios e falha operacional são fatores associados a erros na determinação da rigidez. 2.4.3.2 Gênese Fatores associados à origem e formação são características que influenciam naturalmente na rigidez dos solos. Likitlersuang et al. (2013) cita características genéticas como estrutura, mineralogia, forma e tamanho das partículas, histórico de tensões, envelhecimento, processos químicos e estado de tensões como responsáveis em parte na rigidez dos solos. 2.4.3.3 Deformações elásticas Em solos, a relação entre tensões e deformações elásticas somente é válida para uma condição não perturbada ou para deformações muito pequenas. Isso é necessário devido à natureza compressível dos solos. Logo, apenas para essas condições é possível assumir o comportamento elástico para esses materiais. Assim como em qualquer outro material, os parâmetros de deformabilidade de maior interesse para os solos são o módulo de Young (E) e o módulo de cisalhamento (G). Esses parâmetros podem ter utilidade para cálculos de deformações em projetos geotécnicos. A determinação destes parâmetros é possível a partir de métodos empíricos ou por meio de equipamentos e técnicas específicas utilizando ensaios de campo (ROCHA, 2018) ou de laboratório (FERREIRA, DA FONSECA e SANTOS, 2007; GEORGETTI, 2014). Além disso, observam-se também variações nos parâmetros de deformabilidade em amostras indeformadas que foram submetidas ao confinamento em laboratório. Essas variações ocorrem, entre outros fatores, devido ao desconfinamento do material conforme descrito por Ishihara (1996) e Ferreira (2002). Para que os resultados de ensaios de laboratório possam ter utilidade prática, é necessário, além de técnicas e equipamentos específicos, o emprego de critérios para intepretação e validação de resultados. Nesse contexto, os valores de G0 determinados por meio de ensaios de campo, utilizando de técnicas sísmicas, em especial o crosshole, são importantes para se ter uma referência, pois provocam menor perturbação no maciço. 2.4.3.4 Nível de deformação O nível de deformação é considerado o fator que mais interfere na rigidez dos solos e, diferente da maioria dos materiais utilizados na engenharia, os solos apresentam variação 18 dos parâmetros de deformabilidade conforme o seu nível de deformação. Essa propriedade é observada na curva tensão-deformação, onde as características plásticas são estáveis para um pequeno domínio de deformações. Para maiores deformações elas passam a ser permanentes ou plásticas. Nesse estágio a reestruturação das partículas, e rompimento das ligações intergranulares são os processos responsáveis pela deterioração da rigidez inicial do material. Logo, para condições iniciais ou de muito pequenas deformações tem-se uma rigidez máxima que pode ser expressa por parâmetros de deformabilidade máximos como o módulo de cisalhamento máximo (G0). Esse dado é utilizado como parâmetro de referência da rigidez. 2.5 Investigação geotécnica a partir de ensaios de campo 2.5.1 Considerações iniciais A investigação do subsolo tem como objetivo a definição do perfil estratigráfico (identificar os horizontes com o mesmo tipo de solo, sua gênese e suas espessuras), posição do nível d’água e a estimativa dos parâmetros de projeto dos horizontes de interesse (GIACHETI et al., 2004). Os ensaios campo de alta resolução vem sendo cada vez mais empregados, uma vez que são realizados mais rapidamente, seus resultados estão disponíveis quase que imediatamente, fornecem muitos dados inclusive a variabilidade vertical e lateral (ROCHA, 2018). O ensaio mais utilizado para a investigação do subsolo é a sondagem de simples reconhecimento com SPT. Vários autores, como Mayne (2000), questionam o emprego de um único número (NSPT) para se estimar inúmeros parâmetros de projeto, tanto para solos arenosos, quanto para argilosos. Considerando a complexidade de uma caracterização adequada do subsolo, é necessária mais de uma medida em um único ensaio para esse fim. Assim, a abordagem tradicional de investigação do subsolo, precisaria de uma série de perfurações para se obter amostras indeformadas para os ensaios em laboratório, ensaios SPT, justapostos aos de palheta (FVT) em camadas argilosas, e/ou pressiometrétricos (PMT) realizados em camadas arenosas ou argilosas e, após estes ensaios, ensaios crosshole (CHT) para definir perfis de velocidade da onda cisalhante (VS). Todos estes ensaios, interpretados em conjunto, permitiriam a devida caracterização do subsolo, o que envolveria um tempo e custo considerável (MAYNE, 2009). Nas últimas décadas foram desenvolvidos equipamentos que permitem a determinação de mais de um parâmetro num mesmo ensaio, possibilitando assim uma 19 melhor definição da estratigrafia e estimativa dos parâmetros geotécnicos dos solos, denominados de ensaios híbridos. Dentre eles, destaca-se o ensaio de Dilatômetro Sísmico (SDMT) que é de grande interesse para essa pesquisa. 2.5.2 Dilatômetro plano (DMT) O ensaio DMT foi concebido e desenvolvido pelo Professor Silvano Marchetti na década de 1970, inicialmente para a determinação de módulos de deformação para o projeto de estacas submetidas a carregamentos horizontais (MARCHETTI, 2006). Entretanto, devido a sua fácil execução, correlacionou-se as medidas de pressão determinadas no ensaio com os diversos parâmetros geotécnicos, incentivando sua utilização em pesquisa e no meio prático. O dilatômetro consiste em uma lâmina plana de aço inoxidável de 14 mm de espessura, 95 mm de largura e 220 mm de comprimento, com uma membrana flexível de 60 mm de diâmetro posicionada na face dessa lâmina. Os demais componentes do sistema são: uma unidade de controle e cabos elétricos e pneumáticos (Figura 2-8). Figura 2-8: Representação esquemática do ensaio DMT (adaptado de MARCHETTI, 1980) A realização do ensaio DMT consiste na cravação estática ou dinâmica da lâmina do DMT em profundidade (normalmente em intervalos de 200 mm). O empuxo do terreno desloca a membrana para uma posição negativa em relação ao repouso. Após a cravação, é feito a pressurização do sistema e anotação das seguintes leituras de pressões: 20 • Leitura A – necessária para um deslocamento horizontal de 0,05 mm (± 0,02 mm) do centro da membrana contra o solo a partir da posição de repouso, denominada lift-off; • Leitura B - necessária para um deslocamento horizontal de 1,10 mm (± 0,03 mm) do centro da membrana contra o solo. Opcionalmente, uma terceira pressão (Leitura C) pode ser obtido aliviando lentamente a pressão aplicada na membrana até que ela retorne à posição referente à Leitura A. A Leitura C permite avaliar a pressão neutra gerada durante o ensaio DMT. Deste modo, esta é realizada esporadicamente (a cada 1,0 ou 2,0 m) em solos arenosos (comportamento drenado) e com maior frequência em solos siltosos e argilosos (comportamento parcialmente drenado e não drenado, respectivamente). As Leituras A, B e C são corrigidas devido à rigidez da membrana, a partir de parâmetros de calibração (A e B) e pelo coeficiente Zm, culminando nas pressões p0, p1 e p2, respectivamente, que são empregadas na determinação dos parâmetros intermediários do ensaio, o índice do material (ID), índice de tensão horizontal (KD) e o módulo dilatométrico (ED). 𝑝0 = 1,05 . (𝐴 − 𝑍𝑚 + ∆𝐴) − 0,05 . (𝐵 − 𝑍𝑚 − ∆𝐵) (2-5) 𝑝1 = 𝐵 − 𝑍𝑚 − ∆𝐵 (2-6) 𝑝2 = 𝐶 − 𝑍𝑚 − ∆𝐴 (2-7) onde: Zm - leitura do manômetro à pressão atmosférica; A - pressão externa aplicada à membrana, levando-a a uma posição relativa ao deslocamento horizontal de 0,05 mm; B - pressão externa aplicada à membrana, levando-a a uma posição relativa ao deslocamento horizontal de 1,10 mm. Os valores de A e de B são determinados antes e depois da realização do ensaio DMT, sendo obtidos em laboratório ou em campo. De acordo com o Eurocode 7 (1997), as faixas de variação dos parâmetros A e B devem estar entre 5 e 30 kPa e 5 e 80 kPa, respectivamente. Além disso, a norma recomenda que, caso a variação dos valores de A e B 21 antes e depois da execução do ensaio DMT ultrapasse 25 kPa, o ensaio deve ser descartado (EUROCODE 7, 1997). A interpretação do DMT inicia-se com o cálculo dos três índices intermediários (ID, KD e ED). A partir deles, várias correlações empíricas para determinação de propriedades de comportamento do solo foram desenvolvidas. O índice do material é calculado para identificar o tipo de solo: 𝐼𝐷 = 𝑝1 − 𝑝0 𝑝0 − 𝑢0 (2-8) onde: uo - pressão neutra hidrostática. p0, p1 - pressões dilatométricas corrigidas. Marchetti (1980) propôs a definição do tipo de solo através dos valores do índice do material. Entretanto, deve-se considerar que ID reflete o comportamento mecânico do material, como um índice de rigidez e pode ser diferente da classificação textural. O índice de tensão horizontal (KD), que fornece a base para várias correlações para a estimativa de parâmetros geotécnicos, é calculado pela Equação (2-9): 𝐾𝐷 = 𝑝0 − 𝑢0 𝜎𝑣𝑜 ′ (2-9) onde: 𝜎𝑣𝑜 ′ - tensão vertical efetiva. KD pode ser considerado como um coeficiente de empuxo no repouso (k0) amplificado pela inserção da lâmina no solo (MARCHETTI et al., 2001). Em argilas convencionais (não envelhecidas, não estruturadas e não cimentadas) normalmente adensadas, o valor de KD varia entre 1,8 e 2,3, com um valor médio de 2,0. Em solos argilosos, o perfil KD tem forma semelhante ao perfil da razão de sobreadensamento (OCR), deste modo, é útil para compreender o histórico de tensões nesses depósitos (JAMIOLKOWSKI et al., 1988; MARCHETTI, 1980), entretanto esse comportamento não é observado para solos arenosos. Já o módulo dilatométrico (ED) é obtido pela Equação (2-10): 22 𝐸𝐷 = 34,7 (𝑝1 − 𝑝0) (2-10) De modo geral, ED é pouco empregado sozinho na estimativa de parâmetros geotécnicos, devido à falta de informação sobre o histórico de tensões. Assim, deve ser empregado em conjunto com KD e ID (MARCHETTI et al., 2001). Importante ressaltar que ED não corresponde ao módulo de Young (E). Caso necessário, o módulo de Young pode ser determinado por meio do módulo confinado determinado pelo ensaio DMT (MDMT) através da teoria da Elasticidade. A Tabela 2-3 apresenta correlações semiempíricas empregadas na determinação das propriedades mecânicas dos solos (MARCHETTI, 1980; MARCHETTI et al., 2001). Entretanto, deve-se salientar que já existem ajustes e modificações nestas equações. Tabela 2-3: Correlações para definição das propriedades e parâmetros geotécnicos (MARCHETTI et al., 2001). Propriedade Descrição Equações básicas K0 Coeficiente de empuxo no repouso 𝐾0,𝐷𝑀𝑇 = ( 𝐾𝐷 1,5 ) 0,47 − 0,6 para ID < 1,2 OCR Razão de pré- adensamento 𝑂𝐶𝑅𝐷𝑀𝑇 = (0,5 . 𝐾𝐷)1,56 para ID < 1,2 cu Resistência não drenada 𝑐𝑢 = 0,22 . 𝜎′𝑣𝑜(0,5 . 𝐾𝐷)1,25 para ID < 1,2 φ Ângulo de atrito 𝜑𝐷𝑀𝑇 = 28° + 14,6°𝑙𝑜𝑔 𝐾𝐷 − 2,1°𝐾𝐷 para ID > 1,8 ch Coeficiente de consolidação 𝑐ℎ,𝐷𝑀𝑇 ≈ 7 𝑐𝑚2/ 𝑡𝑓𝑙𝑒𝑥 DMTa kh Coeficiente de permeabilidade 𝑘ℎ,𝐷𝑀𝑇 = 𝑐ℎ . 𝛾𝑤/𝑀ℎ(𝑀ℎ ≈ 𝐾0.𝑀𝐷𝑀𝑇) - γ Peso específico Marchetti e Crapps (1981) - M Módulo confinado vertical 𝑀𝐷𝑀𝑇 = 𝑅𝑀 . 𝐸𝐷 se ID≤ 0,6 → 𝑅𝑀 = 0,14 + 2,36 ∙ 𝑙𝑜𝑔 𝐾𝐷 se ID ≥ 3,0 → 𝑅𝑀 = 0,5 + 2 ∙ 𝑙𝑜𝑔 𝐾𝐷 se 0,6 < ID < 3 → 𝑅𝑀 = 𝑅𝑀,0 + (2,5 − 𝑅𝑀,0) ∙ 𝑙𝑜𝑔 𝐾𝐷, onde 𝑅𝑀,0 = 0,14 + 0,15 ∙ (𝐼𝐷 − 0,6) se ID > 10 → 𝑅𝑀 = 0,32 + 2,18 ∙ 𝑙𝑜𝑔 𝐾𝐷 se RM < 0,85 adotar 𝑅𝑀 = 0,85 2.5.3 Dilatômetro sísmico (SDMT) Segundo Jamiolkowski et al. (1985), a utilização da técnica sísmica downhole para a investigação geotécnica é motivada pelo seu caráter não destrutivo, que preserva a estrutura inicial e permite avaliar a influência de fenômenos diagenéticos (efeito da sucção devido à condição não saturada e estrutura cimentada devido à precipitação de óxidos e hidróxidos de 23 ferro e alumínio) que contribuem com o aumento da rigidez a pequenas deformações, principalmente sob baixas tensões confinantes. O dilatômetro sísmico (SDMT) é uma combinação do dilatômetro de Marchetti (DMT) com um módulo sísmico para a determinação da velocidade de propagação de ondas (Vp e VS). O ensaio é conceitualmente semelhante ao ensaio de cone sísmico (SCPT) (ROBERTSON et al., 1995). A Figura 2-9a ilustra o módulo sísmico que consiste em um elemento cilíndrico instalado acima da lâmina do DMT, equipado com dois geofones com espaçamento de 0,5 m. Na Figura 2-9b tem-se a representação esquemática do ensaio SDMT e a Figura 2-9c o equipamento para a realização do ensaio dilatométrico sísmico. A partir dos registros dos geofones obtém-se um par de sismogramas, e a determinação de VS consiste na relação entre a distância da fonte aos dois receptores (S2 - S1) e o tempo da chegada da onda sísmica ao primeiro e segundo receptor (Δt). Determinações de VS são realizadas a cada 0,5 m de profundidade. A configuração de intervalo verdadeiro de tempo, com dois geofones, elimina erros devido a imprecisões no dispositivo de trigger, variações nas ondas geradas e imprecisões nas leituras (BUTCHER et al. 2005). a) b) c) Figura 2-9: Dilatômetro Sísmico: a) Lâmina DMT e módulo sísmico; b) Representação esquemática do Dilatômetro Sísmico, c) Equipamento para realização do dilatômetro sísmico (adaptado de Marchetti et al., 2008) De acordo com Marchetti et al. (2008), a medida de VS no ensaio SDMT deve ser realizado a cada 50 cm de avanço, enquanto o DMT é usualmente realizado a cada 20 cm, sendo que, caso as profundidades coincidam, o ensaio DMT (leituras A e B) deve ser realizado inicialmente. 24 Neste ensaio, o módulo de cisalhamento máximo do solo (G0) é determinado por meio da técnica sísmica downhole e da Teoria da Elasticidade conforme a Equação (2-11). 𝐺𝑜 = 𝜌. 𝑉𝑠2 (2-11) onde: ρ - massa específica do solo (kg/m³); VS - velocidade de onda cisalhante (m/s). Valores de VS determinados a partir do ensaio SDMT tem-se mostrado muito eficientes, como pode ser observado na comparação entre valores de VS determinados por outros ensaios sísmicos in situ, em vários campos experimentais. Como exemplo, a Figura 2-10 apresenta valores de VS determinados com ensaios SDMT, SCPT, crosshole e SASW realizados no campo experimental de Fucino (Itália), numa argila cimentada normalmente consolidada. Observa-se nessa figura que os perfis de VS são equivalentes. Inúmeros trabalhos desse tipo confirmam a eficiência desse ensaio como, por exemplo, o de Hepton (1988), Martin e Mayne (1997, 1998), Mayne et al. (1999), McGillivray e Mayne (2004), Młynarek et al. (2006), Marchetti et al. (2008) e Marchetti (2014). Figura 2-10 : VS de ensaios SDMT, SCPT, crosshole e SASW (Marchetti et al., 2008). 25 Rocha et al. (2017) apresentam resultados de ensaios sísmicos crosshole, downhole, dilatômetro sísmico (SDMT), cone sísmico (SCPT) e SPT sísmico (S-SPT) realizados em um perfil de solo tropical que ocorre no campo experimental da Unesp de Bauru - SP. Perfis similares de valores de VS e G0 determinados por essas diferentes técnicas foram obtidos (Figura 2-11), o que confirma o bom desempenho do SDMT para esta finalidade. Figura 2-11: Perfis de VS e G0 obtidos por diferentes técnicas de campo (Rocha et al. 2017). As principais aplicações do SDMT são: • Determinação de perfis de VS e G0, que formam a base de qualquer análise sísmica; • Definição de curvas de degradação do módulo (G-) que são informações importantes em análises sísmicas e análises não lineares; • Para uma avaliação da suscetibilidade à liquefação dos solos; • Não interfere nos resultados do DMT convencional; • Elevada acurácia quando comparado com VS obtido por outros ensaios. a) b) c) d) N SPT 0 10 20 30 40 Perfil (SPT) P ro fu n d id ad e (m ) 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Areia Fina Pouco Argilosa Marron Avermelhado LA' NA' SM - SC 3 3 3/33 3/32 6/27 4/33 11 12 11 16 17 15 15 14 11 17 15 30 25 18 17 Vs (m/s) 0 150 300 450 600 CH1 DH1 DH2 SCPT1 S-SPT1 SDMT1 SDMT2 Go (MPa) 0 125 250 375 500 a) b) c) d) a) b) c) d) N SPT 0 10 20 30 40 Perfil (SPT) P ro fu n d id ad e (m ) 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Areia Fina Pouco Argilosa Marron Avermelhado LA' NA' SM - SC 3 3 3/33 3/32 6/27 4/33 11 12 11 16 17 15 15 14 11 17 15 30 25 18 17 Vs (m/s) 0 150 300 450 600 CH1 DH1 DH2 SCPT1 S-SPT1 SDMT1 SDMT2 Go (MPa) 0 125 250 375 500 a) b) c) d)a) b) c) d) N SPT 0 10 20 30 40 Perfil (SPT) P ro fu n d id ad e (m ) 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Areia Fina Pouco Argilosa Marron Avermelhado LA' NA' SM - SC 3 3 3/33 3/32 6/27 4/33 11 12 11 16 17 15 15 14 11 17 15 30 25 18 17 Vs (m/s) 0 150 300 450 600 CH1 DH1 DH2 SCPT1 S-SPT1 SDMT1 SDMT2 Go (MPa) 0 125 250 375 500 a) b) c) d) a) b) c) d) N SPT 0 10 20 30 40 Perfil (SPT) P ro fu n d id ad e (m ) 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Areia Fina Pouco Argilosa Marron Avermelhado LA' NA' SM - SC 3 3 3/33 3/32 6/27 4/33 11 12 11 16 17 15 15 14 11 17 15 30 25 18 17 Vs (m/s) 0 150 300 450 600 CH1 DH1 DH2 SCPT1 S-SPT1 SDMT1 SDMT2 Go (MPa) 0 125 250 375 500 a) b) c) d)a) b) c) d) N SPT 0 10 20 30 40 Perfil (SPT) P ro fu n d id ad e (m ) 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Areia Fina Pouco Argilosa Marron Avermelhado LA' NA' SM - SC 3 3 3/33 3/32 6/27 4/33 11 12 11 16 17 15 15 14 11 17 15 30 25 18 17 Vs (m/s) 0 150 300 450 600 CH1 DH1 DH2 SCPT1 S-SPT1 SDMT1 SDMT2 Go (MPa) 0 125 250 375 500 a) b) c) d) 26 2.5.4 Curva de degradação do módulo O ensaio de Dilatômetro Sísmico (SDMT) vem sendo empregado pela comunidade geotécnica como uma ferramenta que permite a investigação do subsolo, incluindo a definição do perfil estratigráfico, estimativa de parâmetros de projeto, bem como a definição do perfil de velocidade de propagação de onda cisalhante (VS), e consequentemente, do módulo de cisalhamento máximo do solo (G0), baseado na Teoria da Elasticidade. Uma de suas principais aplicações consiste na avaliação da deformabilidade do solo, obtida por meio do módulo confinado determinado por esse ensaio (MDMT). O MDMT é definido como a relação entre a variação da tensão vertical efetiva com a deformação axial, de modo semelhante ao módulo edométrico (Eeod) calculado por meio do ensaio edométrico. Como previamente apresentado, o ensaio SDMT permite a determinação do perfil de VS, e consequentemente do módulo de cisalhamento máximo do solo. O módulo de Cisalhamento (G0) é um parâmetro geotécnico importante, sendo determinado por meio de ensaios de campo ou laboratório. A estimativa do recalque através de métodos que incorporam a curva de degradação de G0 pode ser empregada em projeto de fundações, desde que este módulo seja degradado a um nível de deformação compatível com o nível de deformações do caso analisado (ATKINSON, 2000, FAHEY e CARTER, 1993; LEE et al., 2004). Métodos para a estimativa das curvas de degradação do módulo de rigidez (G-) a partir de ensaios de campo foram propostos por vários autores, por exemplo Robertson e Ferrera (1993) e Fahey (1998) utilizaram os ciclos de descarregamento-recarregamento (u- r) dos ensaios pressiométricos autoperfurantes; Mayne et al. (1999) e Marchetti et al. (2008) empregaram o SDMT; Elhakim e Mayne (2003) e Mayne (2003) adotoram os ensaios de cone sísmico (SCPTs) enquanto Lehane e Fahey (2004) combinaram o SCPT e o DMT. Marchetti et al. (2008) propuseram pela primeira vez a possível utilização do SDMT para estimar a curva de degradação do módulo cisalhante. Estas curvas poderiam ser elaboradas a partir de ajustes baseando-se em curvas de degradação de referência determinadas em laboratório por meio de ensaios cíclicos. A curva estimada seria elaborada a partir de dois pontos obtidos através do SDMT: (1) módulo de cisalhamento máximo do solo (G0), e (2) módulo cisalhante na condição de trabalho (GDMT). Para localizar o segundo ponto na curva G- é necessário conhecer, pelo menos aproximadamente, a deformação cisalhante correspondente a cravação da lâmina do DMT. De acordo com Mayne (2001), as deformações cisalhantes impostas pelo DMT se localizam 27 em um nível intermédio de deformações (0,05-0,10%) (Figura 2-12). Do mesmo modo, Ishihara (2001) classificou o DMT no grupo de ensaios de campo que impõem níveis intermediários de deformação cisalhante no solo (0,01-1,00%). Figura 2-12: Degradação do módulo de cisalhamento com a deformação cisalhante (Mayne 2001). A partir dos achados de Marchetti et al. (2008), Amoroso et al. (2014) apresentam um procedimento para a estimativa da curva de degradação do módulo de cisalhamento máximo do solo através de resultados de ensaios SDMT. Este procedimento é exemplificado pela Figura 2-13 e consiste nas seguintes etapas. a) Determinar G0 a partir de VS na profundidade investigada; b) Calcular GDMT na mesma profundidade; por meio do MDMT, pela teoria da elasticidade conforme a Equação (2-12). 𝐺𝐷𝑀𝑇 = 1 − 2𝜈 2(1 − 𝜈) .𝑀𝐷𝑀𝑇 (2-12) onde:  - coeficiente de Poisson, sendo normalmente adotado igual a 0,2. c) Baseado nas informações disponíveis, adotar um valor de deformação cisalhante (DMT); 28 d) Empregar o modelo numérico usado para a construção da curva de degradação do módulo conforme Equação (2-13). 𝐺 𝐺0 = 1 1 + ( 𝐺0 𝐺𝐷𝑀𝑇 − 1)( 𝛾 𝛾𝐷𝑀𝑇 ) (2-13) De acordo com Amoroso et al. (2014), DMT é aproximadamente 0,1% para areias, entre 0,5 e 1,0% para siltes e argilas e superior a 2% em argilas moles. Segundo os autores, este procedimento pode fornecer uma primeira estimativa da curva de degradação de G0 do solo. Figura 2-13: Procedimento para estimar a curva de degradação do módulo a partir dos ensaios SDMT. Assim, o SDMT é uma técnica in situ para a definição do perfil do subsolo, estimativa de parâmetros e, também para a previsão das curvas de degradação do módulo de cisalhante do solo, conforme sugere Amoroso et al. (2014). 2.5.5 Identificação de solos não convencionais Robertson et al. (1995), Schnaid et al. (2004), Schnaid e Yu (2007), Cruz (2010), Cruz et al. (2012), Robertson (2016) e Rocha et al. (2021) demonstram que o uso do módulo de cisalhamento máximo do solo (G0) em conjunto com resultados de ensaios geotécnicos (CPT e DMT) é uma forma interessante para a caracterização de solos não convencionais como os solos tropicais e solos colapsíveis. As relações G0/qc, G0/MDMT e G0/ED permitem 29 identificar o comportamento não convencional destes materiais, onde se pode destacar: a sensibilidade, o envelhecimento ou a cimentação. Solos deste tipo quase sempre não podem ter seus parâmetros de projeto definidos por meio de correlações clássicas (ROCHA, 2018). Schnaid et al. (2004) sugerem que a relação G0/qc fornece uma medida da relação entre a rigidez elástica e a resistência última. Afirmam ainda que se pode esperar um aumento dessa relação com a idade e cimentação, uma vez que o efeito da cimentação é maior em G0 do que em qc. Os autores propuseram um ábaco e limites para correlacionar G0/qc versus resistência de ponta do cone normalizada (qc1), sendo qc1 determinado pela Equação (2-14): 𝑞𝑐1 = ( 𝑞𝑐 𝑝𝑎 ) .√ 𝑝𝑎 𝜎𝑣 ′ (2-14) onde: pa - pressão atmosférica e; v’ - tensão vertical efetiva. Este ábaco pode ser empregado para avaliar os possíveis efeitos do histórico de tensões, grau de cimentação e envelhecimento. Este fato também foi estudado e observado por Robertson et al. (1995) e Eslamizaad e Robertson (1996). Cruz (2010) desenvolveu ábacos com o intuito de se avaliar a presença de estruturas com cimentações dos solos residuais, a partir de resultados de ensaios DMT e ensaios de laboratório. Para isso esse autor utiliza os seguintes ábacos: G0/ED versus ID e G0/MDMT versus KD. A avaliação do comportamento dos solos por meio dessas propostas é uma abordagem interessante na identificação de solos não convencionais, como os solos tropicais, onde as metodologias clássicas, desenvolvidas para solos sedimentares, não levam em consideração o comportamento coesivo-friccional, microestrutura e contribuição da condição não saturada presente nos mesmos. Por esse motivo, devem ser aplicadas com cautela nesses materiais (ROCHA, 2018). A partir dos perfis de G0, qc, ID, KD e ED obtidos em campanhas de CPT e SDMT realizados previamente por Rocha (2018) no campo experimental da Unesp de Bauru, para a condição natural (8 ensaios CPTs e 6 ensaios SDMTs) e inundada (cava de inundação - 2 CPTs e 1 SDMT), empregou-se as propostas de Schnaid et al. (2004) e Cruz (2010) para a 30 identificação de solos não convencionais (cimentados, envelhecidos), como os solos tropicais. A Figura 2-14 e Figura 2-15 apresentam as relações dos parâmetros obtidos nos ensaios SDMT sobre os ábacos de classificação de Schnaid et al. (2004) e Cruz (2010). Observa-se que esses resultados se encontram acima da linha que separa os solos sedimentares dos residuais. Esse comportamento indica que a estrutura desses solos leva a valores de G0/qc, G0/ED, G0/MDMT sistematicamente maiores que aqueles encontrados em solos sedimentares. Figura 2-14: Relação entre G0 e qc para as duas condições de ensaios realizados no campo experimental da Unesp de Bauru (adaptado de ROCHA, 2018). Figura 2-15: Relação entre G0/ED versus ID (a); e G0/MDMT versus KD (b) para o campo experimental da Unesp de Bauru. (adaptado de ROCHA, 2018). Condição Natural Condição Inundada a) b) Índice de Material, I D 0.1 1 G 0 /E D 0.1 1 10 100 1000 Condição Natural Condição Inundada G o /E D = 7.0 I D -1.1 Solo Residual (Estruturas Cimentantes) Solo Sedimentar (Material não cimentado) Índice de Tensão Horizontal, K D 0.1 1 10 100 G 0 /M D M T 0.1 1 10 100 a) G o /M DMT = 6.5 K D -0.691 Solo Residual (Estruturas Cimentantes)Solo Sedimentar (Não Cimentado) Condição Natural Condição Inundada b) Índice de Tensão Horizontal, K D 0.1 1 10 100 G 0 /M D M T 0.1 1 10 100 a) b) Índice de Material, I D 0.1 1 G 0 /E D 0.1 1 10 100 1000 Condição Natural Condição Inundada G o /E D = 7.0 I D -1.1 Solo Residual (Estruturas Cimentantes) Solo Sedimentar (Material não cimentado) Índice de Tensão Horizontal, K D 0.1 1 10 100 G 0 /M D M T 0.1 1 10 100 a) G o /M DMT = 6.5 K D -0.691 Solo Residual (Estruturas Cimentantes)Solo Sedimentar (Não Cimentado) Condição Natural Condição Inundada b) Índice de Tensão Horizontal, K D 0.1 1 10 100 G 0 /M D M T 0.1 1 10 100 a) b) Índice de Material, I D 0.1 1 G 0 /E D 0.1 1 10 100 1000 Condição Natural Condição Inundada G o /E D = 7.0 I D -1.1 Solo Residual (Estruturas Cimentantes) Solo Sedimentar (Material não cimentado) Índice de Tensão Horizontal, K D 0.1 1 10 100 G 0 /M D M T 0.1 1 10 100 a) G o /M DMT = 6.5 K D -0.691 Solo Residual (Estruturas Cimentantes)Solo Sedimentar (Não Cimentado) Condição Natural Condição Inundada b) Índice de Tensão Horizontal, K D 0.1 1 10 100 G 0 /M D M T 0.1 1 10 100 31 Importante ressaltar que o ábaco proposto por Cruz (2010) de G0/MDMT versus KD apresenta limite superior da relação G0/MDMT igual a 10. Alguns resultados dos ensaios realizados por Rocha (2018) ultrapassaram esse limite, tendo por isso, sido necessário fazer uma adaptação nesse ábaco. Este comportamento pode estar relacionado a estrutura porosa e cimentada desse solo, que fornece elevados valores de G0, e baixos valores de qc, ED, KD e MDMT, principalmente no horizonte superficial (de até 7,0 m de profundidade), levando a valores da relação G0/MDMT maiores do que 10. Além disso, pode-se observar que os dados obtidos por Rocha (2018) na condição inundada tendem a se deslocar para a esquerda e para cima. Este comportamento está relacionado ao maior efeito da inundação nos parâmetros qc, KD e ED, em comparação a G0, e consequentemente, maiores valores das relações foram obtidos nesta condição. A alteração da posição nos ábacos é uma consequência da alteração da estrutura do material causado pela inundação do solo. A inundação do solo proporcionou um grau de saturação da ordem de 60 a 70%. A partir desses valores, se observa que o processo de inundação não acarretou a saturação do solo, entretanto, já pode ter alterado a estrutura do material, devido à perda de possíveis cimentações e da sucção, proporcionando valores de qc, KD e ED inferiores aos obtidos na condição natural. Deste modo, as Figura 2-14 e Figura 2-15 indicam a presença de microestrutura no perfil de solo estudado. Sendo assim, as metodologias clássicas para interpretação de ensaios CPT e SDMT, devem ser empregadas com cautela, e ajustes locais são necessários para uma caracterização adequada desses solos. 32 3. LOCAL ESTUDADO E INFORMAÇÕES DISPONÍVEIS 3.1 Considerações iniciais Neste item serão apresentados o local estudado, aspectos geológicos e pedológicos e uma síntese dos principais resultados de ensaios previamente realizados no local, disponíveis e importantes para este estudo, os quais são: ensaios de caracterização convencionais, difração de raios-x (DRX), microscopia eletrônica de varredura (MEV), ensaios edométricos convencionais e com sucção controlada, ensaios de coluna ressonante e ensaios de campo. Rocha (2018) realizou ensaios de caracterização física e de mineralogia no local estudado a partir de amostras deformadas coletadas até 8m de profundidade. Valverde (2021) realizou ensaios de DRX e MEV ao longo do perfil de solo a partir de amostras deformadas coletadas em diferentes profundidades, até 16 m de profundidade. Agnelli (1997) realizou ensaios de MEV em amostras indeformadas coletadas de metro a metro, entre 1 e 5m de profundidade. Giacheti et al. (1998) realizaram ensaios de compactação Proctor Normal, compactação Mini-MCV e de perda de massa por imersão. Valverde (2021) realizou ensaios de MCT apenas nos horizontes mais profundos, entre 12 e 16m de profundidade, nesse campo experimental. Saab (2016) e Valverde (2021) realizaram ensaios edométricos convencionais e com sucção controlada ao longo desse perfil em amostras indeformadas coletadas em diferentes profundidades. Giacheti (1991) realizou ensaios de coluna ressonante em um perfil se solo equivalente ao estudado, em amostras coletadas 0,95, 4,80 e 8,85 m de profundidade. Além desses ensaios de laboratório, também serão apresentados resultados de ensaios de campo realizados por Rocha (2018) nesse campo experimental bem como os estudos realizados por GIACHETI et al. (2019) na zona ativa desse perfil. 3.2 Local estudado O local estudado se encontra no campo experimental da Faculdade de Engenharia da Unesp, campus de Bauru (Figura 3-1). Ele está localizado no município de Bauru/SP, localizado a 327 km da capital do estado. Nesse local tem-se um perfil de solo tropical não saturado. 33 Figura 3-1: Localização do campo experimental da Unesp de Bauru/SP (FERNANDES et al., 2016) 3.3 Aspectos geológicos e pedológicos A geologia da região de Bauru é constituída, predominantemente, por sedimentos do Grupo Bauru (Formações Marília e Adamantina), recobrindo as rochas vulcânicas da Formação Serra Geral que afloram em direção ao vale do rio Tietê (DE MIO, 2005). Esse solo passa pelo processo de evolução conhecido como laterização, característico de regiões tropicais úmidas (VITALLI, 2011). Esse processo é marcado pela lixiviação dos finos dos horizontes superficiais para camadas mais profundas, resultando em um solo superficial com baixa capacidade de retenção da água, poroso e estruturalmente instável. As concentrações residuais de óxidos e hidróxidos de ferro e alumínio em horizontes superficiais são características químicas marcantes desses materiais. Agregações estáveis de argilominerais do grupo das caulinitas se formam a partir dessas moléculas, intensificando toda a cadeia desse processo de evolução (NOGAMI e VILLIBOR, 1981). Até os 20 m de profundidade tem-se uma areia fina pouco argilosa com baixa plasticidade e baixa capacidade de retenção da água (GIAGETI et al., 2003). Ainda não se tem registros da p