ESTUDO DAS PROPRIEDADES REOLÓGICAS DE UM SOLO FABRICADO EM
LABORATÓRIO
Patrícia Franklin Guimarães1; Luciana Thomasi1; Gilberto Ferreira Alexandre1; Ian Schumann
Marques Martins2 & Paulo Eduardo Lima de Santa Maria3
RESUMO
Os fundamentos do modelo reológico de Martins (1992)[1] são discutidos resumidamente e, baseado neste
modelo, são feitos estudos sobre:
a) o efeito da velocidade nos ensaios CIU ;
b) a fluência não-drenada e sua relação com os ensaios CIU ;
c) a hipótese da existência de uma parcela viscosa na tensão normal efetiva, como proposto por Taylor (1942)[2], e
como esta influenciaria os ensaios CIU e de fluência não-drenada.
Assim, são realizados ensaios triaxiais CIU , de fluência não-drenada e de adensamento hidrostático especiais
em corpos-de-prova de uma mistura de caulim e bentonita com 7cm de diâmetro e 14cm de altura. Diversos cuidados
especiais são tomados: temperatura controlada, aquisição automática de dados e “free-ends” para atenuar o efeito de
restrição de topo e base.
Baseado nos resultados, conclui-se que:
a) o estudo do comportamento tensão-deformação-tempo das argilas saturadas é extremamente relevante;
b) o modelo de Martins (1992)[1] explica adequadamente o fenômeno da fluência não-drenada, apesar da
interferência de tixotropia nos resultados e do fato de a poro-pressão não ser função exclusiva da deformação cisalhante;
c) é verdadeira a hipótese de existência de uma parcela viscosa na tensão normal efetiva, função do índice de vazios e
da velocidade de deformação volumétrica específica.
ABSTRACT
The fundamentals of Martins’ Reological Model (1992)[1] are briefly discussed, and based upon it, the following
studies have been carried out:
a) strain rate effects on CIU tests;
b) undrained creep phenomena and its relation with CIU tests;
c) the existence of a viscous component on the effective normal stress, as proposed by Taylor (1942)[2], and its effect
on CIU and undrained creep tests.
In order to achieve this goal, CIU , undrained creep and special hydrostatic consolidation tests were carried out
using 7 cm diameter and 14 cm high specimens of a kaolin-bentonite mixture under some special conditions. Based on
the results the following conclusions were reached:
a) the understanding of the stress-strain-time behavior of saturated clays is extremely relevant;
b) the Martins’ Model (1992)[1] can adequately explain the undrained creep phenomena, despite the tixotropy
observed in the tests and the fact that pore-pressure is not an exclusive function of the shear strain;
c) the assumption of the existence of a viscous component of the effective normal stress has been confirmed and it is a
function of void ratio and specific volumetric strain rate.
PALAVRAS-CHAVE: Viscosidade, reologia, comportamento tensão-deformação-tempo.
INTRODUÇÃO
Sabe-se que, dentre outros fatores, o comportamento dos solos argilosos é dependente do tempo e, de uma
maneira geral, este afeta a acurada previsão de deformações e resistências desses solos. Sabe-se também que várias
foram as tentativas de incorporar o tempo ao comportamento desses solos, nenhuma porém, foi capaz de explicar
satisfatoriamente todas as suas manifestações.
Visando a compreensão deste comportamento, iniciou-se na COPPE/UFRJ, com o prof. Willy Lacerda, um
programa de estudos sobre a reologia dos solos argilosos saturados. Neste programa, destaca-se a contribuição de
1
M. Sc., Doutorando COPPE/UFRJ; Lab. de Geotecnia - Bloco anexo ao CT; Cidade Universitária - Ilha do Fundão;
CEP 21945-970; Rio de Janeiro; RJ; Brasil; (0XX21) 290-1730; (0XX21) 290-1730 R:202.
2
D. Sc., Professor COPPE/UFRJ
3
Ph. D., Professor COPPE/UFRJ
Martins (1992)[1], que propõe um modelo de comportamento baseado no conceito de viscosidade estrutural,
relacionada à ação da água adsorvida das partículas argilosas, e como esta influencia as variações volumétricas e a
resistência ao cisalhamento. O conceito de viscosidade estrutural não é novo, e se deve a Terzaghi (1941)[3] e Taylor
(1942)[2].
Como desdobramento do modelo de Martins (1992)[1], foi construído um laboratório de reologia na
COPPE/UFRJ, sendo as primeiras teses desenvolvidas as de Guimarães (2000)[4], Thomasi (2000)[5], e Alexandre
(2000)[6].
Estas teses versam sobre a confirmação experimental das hipóteses do modelo de Martins (1992)[1], realizadas
no laboratório de reologia da COPPE/UFRJ, em um solo argiloso saturado fabricado em laboratório, e o presente
trabalho tem como objetivo apresentar os resultados obtidos nestas teses.
O MODELO DE MARTINS (1992)
Sinteticamente, o conceito de viscosidade estrutural, devido a Terzaghi (1941)[3] e Taylor (1942)[2], atribui
propriedades diferentes às águas livre e adsorvida do qual o solo argiloso saturado é composto. Entende-se por água
livre aquela que pode se locomover por fluxo, e água adsorvida aquela que não se locomove, ficando aderida às
partículas de argila por afinidade elétrica entre a carga elétrica de sua superfície e o dipólo da molécula de água.
À água livre seria atribuída a viscosidade comum da água, e à água adsorvida seria atribuída uma outra
viscosidade, muito maior que a da água livre. Esta viscosidade (da água adsorvida), seria devido à orientação dos
dipólos das moléculas de água, e seria tanto maior quanto mais próximo o dipólo estivesse da superfície da partícula. A
uma distância muito pequena da partícula, a água estaria praticamente no estado sólido, e aos contatos entre partículas
entre suas respectivas camadas de água adsorvida no estado sólido, deu-se o nome, por Terzaghi (1941)[3], de "solidbond". Nestes contatos, a resistência ao cisalhamento seria de natureza friccional. Já a distâncias maiores, a viscosidade
seria maior que a da água livre e, a estes contatos entre partículas feitos através de suas respectivas camadas de água
adsorvida com tal viscosidade, deu-se o nome, por Terzaghi (1941)[3], de "film-bond". Nestes contatos, a resistência ao
cisalhamento seria de natureza viscosa.
Martins (1992)[1] traduziu em equações o idealizado por Terzaghi e Taylor, apresentadas abaixo:
σ = σ′ + u , e
τ = τf + τv
(1)
(2)
Sendo que os índices f e v representam as parcelas de natureza friccional e viscosa, respectivamente, e que:
τf = σ′ ⋅ tgφ′ ,e
τ v = η(e ) ⋅
dε
dt
(3)
(4)
Sendo η(e), o coeficiente de viscosidade do solo, função do índice de vazios, e dε/dt a velocidade de deformação
cisalhante. Como apresentado em Martins (1992)[1], o estado de tensões, representado pelo círculo de Mohr, poderia
ser decomposto em duas elipses, associadas às parcelas viscosa e friccional, batizadas por Martins (1992)[1] de elipse
de Taylor e de Coulomb.
Neste modelo, a mobilização do atrito e a geração do excesso de poro-pressão seriam devidos ao
desenvolvimento das deformações cisalhantes, ou seja, seriam funções exclusivas da deformação cisalhante, e a ruptura,
no espaço τ vs. σ', segundo este modelo, se daria quando a elipse de atrito tocasse a envoltória de ruptura, caracterizada
pelo ângulo de atrito básico do solo, φb.
Neste modelo, fenômenos como o aumento da resistência com o aumento da velocidade de deformação, fluência
e relaxação de tensões poderiam ser explicados. De fato, Martins (1992)[1] chega a aplicar esses conceitos a uma
campanha de ensaios não-drenados (CIU convencionais com diversas velocidades, de fluência e relaxação) realizada
por Lacerda (1976)[7] na San Francisco Bay Mud.
Porém, como nesta campanha não se dispunha de um sistema de aquisição automática de dados ou controle de
temperatura, decidiu-se por estudar o modelo e suas hipóteses em um solo argiloso fabricado em laboratório, com
aquisição automática de dados e controle rigoroso de temperatura. Para uma descrição mais detalhada do modelo
recomendam-se os trabalhos Martins et al. (2001)[8] e Martins (1992)[1].
ESCOPO DO ESTUDO
No intuito de estudar o modelo de Martins (1992)[1], foi programada uma bateria de ensaios especiais,
compreendendo basicamente, ensaios triaxiais do tipo CIU , com diversas velocidades de deformação cisalhante,
ensaios hidrostáticos especiais e ensaios de fluência não-drenada, realizados respectivamente por Guimarães (2000) [4],
Thomasi (2000)[5] e Alexandre (2000)[6].
A campanha de ensaios foi cercada de cuidados nas fases de preparação das amostras e dos corpos-de-prova,
bem como as técnicas, procedimentos, materiais e equipamentos utilizados.
LABORATÓRIO
Para a realização dos ensaios nessa pesquisa, foi montado um laboratório com características especiais, entre elas
controle de temperatura e aquisição automática contínua de dados. O sistema de aquisição de dados é composto de uma
fonte estabilizada Panambra e multímetro digital com saída tipo RS232 (para interface com o computador) equipados
com módulos multiplexadores de 16 canais da Hewlett-Packard (HP 34902A). Esses equipamentos estão conectados a
microcomputadores tipo Intel Pentium.
O laboratório possui paredes, piso e teto forrados com placas de isopor e cobertos com madeira para isolar
termicamente o local. Esse laboratório não possui paredes com o exterior, o que facilita seu isolamento térmico, uma
vez que não há insolação direta. A influência da temperatura no comportamento de solos argilosos pôde ser comprovada
por Marques (1996)[9], devido à sua natureza viscosa. Os ensaios desta pesquisa são feitos à temperatura de (19 ± 1)°C
ao ar, sendo de (19 ± 0.3)°C dentro da célula triaxial. Para isso o laboratório conta com 3 aparelhos de ar-condicionado
do tipo “split system” da Hitachi, que são usados em sistema de rodízio.
EQUIPAMENTOS UTILIZADOS
Foram utilizados nesta campanha os seguintes equipamentos: bureta graduada com capacidade de 100cm³ e
sensibilidade de 0.2cm³; células de carga internas de fabricação da Wykeham Farrance de 3kN; LVDTs Schaevitz com
curso de 25 mm; transdutores de poro-pressão Wykeham Farrance de 1000kPa e prensas para ensaio triaxial Wykeham
Farrance, modelo WF 10057 TRITECH 50kN.
A calibração dos instrumentos utilizados nessa pesquisa foi realizada no Laboratório de Reologia, em ambiente
com temperatura controlada de (19±1)°C. Foi utilizado o mesmo sistema de aquisição a ser utilizado para a realização
dos ensaios. E para cada instrumento calibrado, foram realizados 3 ciclos de carregamento e 3 de descarregamento. Os
valores obtidos foram plotados de duas maneiras: considerando os 3 ciclos de carregamento−descarregamento isolados
para a verificação da compatibilidade entre os resultados e todos os 3 ciclos de carregamento−descarregamento juntos.
Para a determinação das constantes foi usado um pacote estatístico. Foram calibrados os LVDTS, as células de
carga e os transdutores de poro-pressão.
ESCOLHA DO SOLO UTILIZADO
No estudo em questão optou-se por utilizar um solo preparado em laboratório. Assim, são minimizados
problemas como heterogeneidade, amolgamento e diferença de salinidade entre a água intersticial e a que envolve o
corpo-de-prova na câmara triaxial. Além disso, a fabricação de amostras em laboratório possibilita o controle de
determinadas variáveis que podem intervir no estudo, mantendo-as fixas. No estudo em questão, é fundamental a
utilização de amostras uniformes, para que se possa testar a validade do modelo.
Neste estudo escolheu-se um solo que apresentasse propriedades reológicas acentuadas, que se mostrassem de
forma clara e que pudessem ser quantificados com facilidade. Optou-se então por uma mistura de caulim e bentonita,
restando apenas a definição das proporções da mistura. Para a definição da proporção caulim−bentonita, estudaram-se
os seguintes parâmetros: limite de liquidez (LL), limite de plasticidade (LP), índice de plasticidade (IP) e coeficiente de
adensamento secundário C αε , definido por
∆ε
(5)
∆ log t
onde ε é a deformação específica e t o tempo. O material utilizado foi: caulim branco - pó puro; bentonita sódica malha
200 - cor creme e água destilada, todos de um mesmo lote.
Foram estudadas 4 tipos de misturas de caulim e bentonita, e para a escolha da mistura tomou-se como referência
os valores da Argila do Sarapuí, bastante estudada, onde os efeitos viscosos são suficientemente evidentes, cujos valores
de LL, LP e IP médios giram em torno de 122%, 51% e 71%, respectivamente, e cujo Cαε, na faixa normalmente
adensada, varia entre 0.020 e 0.030. Resultados da Argila do Caju, Lira(1988)[10], também foram utilizados como
referência. Além disso, foram consideradas características como homogeneização, trabalhabilidade e permeabilidade. A
mistura escolhida foi a de 20% de bentonita e 80% de caulim. Para se avaliar as porcentagens de caulim e de bentonita
que apresentavam as características ideais para os ensaios programados, foram realizados ensaios convencionais de
adensamento com estágios de 72 horas.
A mistura escolhida possui as características apresentadas na Tabela 1 abaixo:
C αε =
Tabela 1. Caracterização da mistura 20% de bentonita e 80% de caulim
LL (%)
LP (%)
IP (%)
Gs
92.5
21.8
70.7
2.617
Os valores de Cα e Cαε encontrados no ensaio edométrico para a mistura de 20% de bentonita e 80% de caulim,
para a tensão de 50kPa, são Cα = 0.049 e Cαε = 0.014.
PREPARAÇÃO DE AMOSTRAS
As células para ensaio triaxial utilizam corpos-de-prova de 7cm de diâmetro e 14cm de altura, por possibilitarem
uma maior acurácia nas medidas de deformação cisalhante e volumétrica, resistência, etc. Por essa razão, foram
confeccionados cilindros de aço inoxidável com 15cm de diâmetro e 30cm de altura para preparação das amostras, com
base e pistão perfurados para a saída da água do adensamento. A altura do cilindro foi determinada a partir da
deformabilidade determinada em ensaios de adensamento edométricos em cilindros CBR, e a largura foi escolhida de
tal forma que minimizasse o efeito do atrito da parede do tubo com o solo durante o adensamento.
Em cada amostra, necessita-se de cerca de 2300g de solo seco (460g de bentonita e 1840g de caulim) juntamente
com a quantidade de água destilada correspondente a 2 vezes o limite de liquidez (U = 92.5%), 4.255 l, valor esse que
garante saturação próxima de 100%, durante a fase de homogeneização. A mistura dos solos é feita a seco (sua umidade
higroscópica desprezada), em uma bacia, até ficar o mais homogênea possível, e, em seguida, colocada aos poucos
dentro do recipiente da batedeira de solos, com cerca de 75% da água destilada e posta para bater por 8 horas, para
homogeneizar. A água é colocada antes do solo, pois se observou que assim se promovia uma saturação maior. A cada 2
horas, desliga-se a batedeira por cerca de 30min, para evitar o superaquecimento da máquina e para homogeneizar
melhor a amostra, revolvendo-se o fundo para desfazer possíveis grumos. O restante da água é adicionado à medida que
o processo se desenvolve, durante os intervalos, uma vez que a amostra tende a ressecar na superfície.
A amostra preparada é colocada no cilindro de aço inox lubrificado (previamente nivelado na bancada), com
vaselina (para minimizar o atrito entre a amostra e a sua parede) com dois discos de geotêxtil tipo bidim OP-30 (um em
cima e outro embaixo) para se promover o adensamento vertical com duas fronteiras drenantes. Inicia-se, então, o
pré−carregamento até se atingir a tensão de, aproximadamente, 30kPa. O pré-carregamento é feito em 3 dias, da
seguinte maneira: 1º dia: sobrecarga (pistão, cilindro de apoio do pendural e pendural); 2º e 3º dias: carregamentos pela
manhã e final da tarde (pesos adotados em função do peso da sobrecarga).
Como o cv deste solo é muito baixo (cerca de 1.74x10-4 cm²/s) e o tempo para se obter U = 90% era superior a
14 dias, optou-se utilização da drenagem combinada para o preparo da amostra.
O procedimento original, descrito acima, foi modificado, colocando-se junto à parede do cilindro 8 tiras de
geotêxtil (bidim OP-30) de 2cm de largura e 40cm de comprimento, dispostas em espaços regulares ao longo do
perímetro do tubo, presas no disco inferior de bidim a uma distância de cerca de 2cm da parede interna do cilindro (no
interior da massa de solo). Com esse novo procedimento, o tempo de adensamento foi reduzido para um quinto do valor
original.
Após a fase de adensamento das amostras, procedia-se à moldagem dos corpos-de-prova.
MOLDAGEM DOS CORPOS-DE-PROVA
Ao final do adensamento a amostra era retirada do cilindro pela base, para se evitar a reversão das tensões
cisalhantes que possam existir entre o solo e o cilindro, e levada ao moldador. No moldador era dado o formato
cilíndrico à amostra com o auxílio de régua e espátulas, retirando-se o excesso de solo até que atingisse as dimensões
necessárias: 7cm de diâmetro por 14cm de altura. Durante o desbaste eram retiradas 3 cápsulas para determinação da
umidade, determinações essas, feitas com material do desbaste próximo ao corpo-de-prova. Retirado do moldador, este
era colocado no berço, onde eram aparadas suas extremidades. O corpo-de-prova era então pesado e levado para que
pudesse ser montado na célula triaxial.
MONTAGEM DOS ENSAIOS
Montagem dos ensaios CIU e de fluência
Para a montagem, a base da câmara triaxial é colocada sobre a prensa. Sobre o pedestal da base é colocada uma
pedra porosa, previamente saturada por fervura e resfriada. Sobre esta é colocado um disco de acrílico untado com
graxa de silicone e, aderido a este, um disco de membrana de látex. Coloca-se então o corpo−de−prova e, em sequência,
outro conjunto disco de membrana de látex/disco de acrílico untado com graxa de silicone. Sobre o disco de acrílico do
topo coloca-se o “top-cap”. Envolve-se lateralmente o corpo-de-prova com dois papéis-filtro previamente umedecidos
em água destilada, de forma que cubram toda a superfície lateral do corpo-de-prova e alcancem a pedra porosa. Por
último, coloca-se a membrana de látex, que é presa ao pedestal e ao “top-cap” com elásticos. Montado o corpo-deprova, coloca-se a campânula da câmara triaxial e a câmara é, então, preenchida com água destilada e desaerada.
Com o objetivo de se obter uma distribuição uniforme de tensões e deformações no corpo-de-prova, a drenagem,
durante o estágio de adensamento hidrostático, é radial e são adotados os chamados “free ends”. Os “free ends” são
utilizados para atenuar o efeito de restrição de topo e base, causado pelo atrito desenvolvido entre o pedestal da célula
triaxial, o “top-cap” e o corpo-de-prova e, conseqüentemente, uniformizar o campo de tensões neste. Essa técnica
consiste em colocar membranas de látex, aderidas às placas de acrílico com graxa de silicone, em contato com o topo e
a base do corpo-de-prova, como recomendado em Rowe & Barden (1964)[11]. A utilização de 2 papéis-filtro, ao invés
de apenas um, se deve à necessidade de reduzir o tempo de adensamento hidrostático. Inicialmente de 8 dias, o tempo
de adensamento passou para 5 dias.
“top-cap”
graxa de silicone
disco de acrílico
papel filtro
disco de membrana
corpo-de-prova
disco de membrana
disco de acrílico
graxa de silicone
pedra porosa
pedestal da base
Figura 1. Montagem do corpo-de-prova
Para os ensaios com duração superior a 14 dias, seguindo outra recomendação de Rowe & Barden (1964)[11],
fez-se uso de duas membranas de látex lubrificadas com graxa de silicone, ao invés de apenas uma, como usual, para
prevenção da difusão da água da câmara triaxial para o corpo−de−prova, ocasionado pela diferença na concentração de
sais nas águas. Visando mais uma vez minimizar este efeito, utilizou-se água destilada tanto na confecção das amostras
como na água da câmara triaxial. Apenas um ensaio com esta velocidade foi realizado, tendo o mesmo sido prejudicado
e, conseqüentemente, descartado, em virtude de falta de energia elétrica no laboratório.
Para garantir a saturação do corpo-de-prova foi aplicada uma contra-pressão de 50kPa, mantida por pelo menos
36h. Posteriormente, aplicou-se um incremento de tensão confinante (∆σ3) igual a, pelo menos, três vezes o valor da
tensão inicial (σvi), ou seja, a tensão de pré-carregamento, que corresponde à tensão de adensamento hidrostático,
visando minimizar os efeitos da anisotropia que possa ter sido criada durante a fase de pré-adensamento da preparação
das amostras, seguindo recomendação de Wroth (1985)[12]. Media-se, então, o parâmetro B de Skempton (1954)[13],
que deveria ser superior a 98%, e iniciava-se o adensamento.
Com o parâmetro B medido igual ou superior a 98% (em todos os ensaios esse valor foi superior a 99%) abria-se
a drenagem dando início à fase de adensamento hidrostático, atingindo-se o final do primário em aproximadamente 5
dias. Foram utilizadas tensões de adensamento de 90kPa, 140kPa e 190kPa. Durante esta fase, eram feitas leituras de
variação de volume (∆V) × tempo (t) com o emprego de uma bureta. Quando a velocidade de adensamento atingia o
valor de 4(±1)×10-8s-1, a drenagem era então fechada para início da fase de cisalhamento. Essa velocidade de
deformação volumétrica foi escolhida de modo que todos os ensaios iniciassem a fase de cisalhamento sobre a mesma
influência da viscosidade. Para o cisalhamento, a prensa era ligada, imprimindo ao corpo-de-prova uma velocidade de
deformação constante de 0.1%/min ou 0.01%/min. O ensaio era encerrado quando se atingia cerca de 20% de
deformação axial ou quando havia a formação de um plano de ruptura.
Após o fim dos ensaios, os corpos-de-prova eram pesados e cortados transversalmente em 5 partes para que, em
cada uma delas, fosse determinado o teor de umidade, com o objetivo de verificar a distribuição de poro-pressões ao
longo do corpo-de-prova. A diferença entre a umidade no centro e nas extremidades da amostra foi inferior a 1%
mostrando uma uniformidade nos corpos-de-prova.
Montagem dos Ensaios Hidrostáticos Especiais
Os ensaios hidrostáticos especiais consistem na monitoração do excesso de poro-pressão durante a fase de
adensamento e após o fechamento da drenagem. Nestes ensaios não há fase de cisalhamento, visando o estudo da
hipótese de Taylor (1942)[2] sobre a existência de uma parcela viscosa na tensão normal efetiva, parcela esta,
originariamente não considerada pelo modelo de Martins (1992)[1].
A montagem desses ensaios difere dos anteriores pela drenagem e pela medida do excesso de poro-pressão.
Nestes ensaios, a drenagem é feita pela face superior do corpo-de-prova. A medida de poro-pressão é feita por meio de
uma pedra porosa instalada num orifício central da placa de acrílico, situada na base do corpo-de-prova.
RESULTADOS OBTIDOS
São mostrados a seguir alguns resultados da campanha de ensaios realizada, que demonstram a comportamento
reológico do solo fabricado em laboratório.
A Figura 2 mostra o comportamento da poro-pressão quando da abertura da drenagem, para dar inicio ao
adensamento hidrostático. O sistema de aquisição de dados foi ajustado para 8 leituras por segundo (máxima taxa de
aquisição com filtragem digital possível do equipamento), o que possibilitou registrar uma queda quase que instantânea
da poro-pressão no momento da abertura da drenagem. Já a figura 3 mostra o crescimento da poro-pressão quando do
fechamento da drenagem ao final do adensamento primário. A poro-pressão, inicialmente próxima de zero, começou a
subir ao longo do tempo, comportamento este dependente da velocidade de deformação volumétrica que o corpo-de-
prova detinha no momento do fechamento da drenagem. Observa-se que, quanto maior a velocidade de deformação
volumétrica, maior o crescimento da poro-pressão após o fechamento da drenagem.
20
ah-5, v=1.5x10-8s-1, p´e=90kPa
80
Poro-pressão (kPa)
Poro-pressão (kPa)
90
70
ah-5, p´e=90kPa, ei=2.71
60
ah-6, p´e=90kPa, ei=2.93
50
10
p´e=tensão de adensamento
ei= índice de vazios no início
40
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
ah-6, v=2.6x10-9s-1, p´e=90kPa
15
5
0
20
0
2
4
6
8
10
12
14
Tempo (dias)
Tempo (s)
Figura 2. Comportamento da poro-pressão no início Figura 3. Comportamento da poro-pressão após o
dos ensaios de adensamento hidrostático
fechamento da drenagem nos ensaios de adensamento
hidrostático
100.00
100.0
80.00
80.0
60.00
60.0
q' (kPa)
σd (kPa)
Pela Figura 4, pode-se notar que a velocidade de deformação cisalhante influencia o caminho de tensões, a
tensão desviadora e a poro-pressão gerada no cisalhamento. Quanto ao comportamento da poro-pressão, em especial,
pode-se observar que, quanto maior a velocidade de deformação cisalhante, menor a poro-pressão gerada. Fato este que
contraria a hipótese do modelo de Martins (1992)[1], onde se afirma ser a poro-pressão função exclusiva da deformação
cisalhante. Face aos resultados dos ensaios hidrostáticos especiais, pode-se levantar a hipótese da poro-pressão gerada
no cisalhamento ter duas componentes, uma ligada ao tempo de adensamento (ou velocidade de deformação
volumétrica), e outra ligada à deformação cisalhante, daí o fato de a poro-pressão gerada nos ensaios mais lentos ser
maior do que a gerada nos ensaios mais rápidos.
40.00
20.0
20.00
0.00
0.0
40.0
3.0
6.0
9.0
ε (%)
12.0
15.0
18.0
0.0
30.0
60.0
90.0
120.0
p' (kPa)
150.0
180.0
120.00
100.00
CP1 - vel. 0.1%/min, p' =95kPa
e
CP8 - vel. 0.1%/min, p' =140kPa
e
CP9 - vel. 0.1%/min, p' =190kPa
e
CP10 - vel. 0.01%/min, p'e =90kPa
∆u (kPa)
80.00
60.00
40.00
CP12 - vel. 0.01%/min, p'e =140kPa
20.00
0.00
0.0
CP13 - vel. 0.01%/min, p'e =190kPa
3.0
6.0
9.0
12.0
15.0
18.0
ε (%)
Figura 4. Resultado de ensaios CIU realizados
210.0
Ponto importante a se destacar nos resultados ora apresentados, é que são todos exemplos que contrariam o
princípio das tensões efetivas. Como explicar, segundo este princípio, a queda inicial de poro-pressão, quando da
abertura da drenagem, nos ensaios hidrostáticos especiais? Ou o crescimento da poro-pressão, quando do fechamento da
drenagem, ao final do adensamento primário? Como explicar que dois corpos-de-prova de um mesmo solo, adensados à
mesma tensão hidrostática e índice de vazios, podem apresentar resistências diferentes?
Na Figura 5 é apresentado o resultado de um ensaio de fluência, realizado neste mesmo solo, e sua respectiva
curva de viscosidade obtida. Vê-se claramente que o comportamento da parcela viscosa não é linear e dependente
apenas do índice de vazios, como admitido no modelo de Martins (1992)[1]. Seu comportamento se aproxima mais de
um fluido não-newtoniano, pseudo-plástico, dependente da índice de vazios e da velocidade de deformação, e pode ser
representado por uma função de potência.
3,5
1,E+05
3,0
-0,8203
1,E+04
y = 13,08x
2
R = 0,998
η (kPa*min/%)
ε (%)
2,5
2,0
1,5
1,0
1,E+03
-0,8032
y = 13,55x
2
R = 0,9983
1,E+02
1,E+01
0,5
1,E+00
0,0
1,E-01
1,E-05
-0,8281
y = 3,58x
2
R = 0,9989
Flu-01
Flu-02
Flu-05
0
5000
10000
15000
20000
1,E-04
1,E-03
1,E-02
1,E-01
1,E+00
1,E+01
1,E+02
dεε /dt (%/min)
Tempo (min)
Figura 5. Resultado de ensaios de fluência não-drenada
Apesar de alguns pontos discordantes, o modelo se mostrou coerente na interpretação dos fenômenos, como se
pode observar pela comparação entre a mobilização do atrito, velocidade de deformação e da deformação cisalhante
previstas pelo modelo e os valores reais observados, mostrados na tabela abaixo. Os valores comparados correspondem
ao ponto de cruzamento dos ensaios de fluência com os ensaios CIU realizados a diferentes velocidades de
deformação.
Tabela 2. Comparação dos resultados obtidos nos pontos de cruzamento dos caminhos de tensão efetiva dos
ensaios de fluência e CIU convencionais
Ensaio
u (kPa)
ε (%)
dε/dt (%/min)
tg φmob
Flu-01
31
1.2
0.01
0.238
31
1.33
0.011
0.241
CIU -10
Erro (%)
Ensaio
Flu-05
CIU -08
Erro (%)
Ensaio
Flu-05
CIU -12
Erro (%)
u (kPa)
33
33
10.8
ε (%)
1
1.27
10
dε/dt (%/min)
0.1
0.11
1.26
tg φmob
0.225
0.223
u (kPa)
74
74
27
ε (%)
5
3.84
10
dε/dt (%/min)
0.01
0.095
1
tg φmob
0.474
0.445
-
23.2
5
7
CONCLUSÕES
Baseado no que foi exposto acima conclui-se que:
1) Contrariamente ao que previa o modelo de Martins (1992)[1], a poro-pressão é função da velocidade de deformação
volumétrica ao final do adensamento primário, no momento do fechamento da drenagem, e da deformação cisalhante.
2) Contrariamente ao admitido no modelo de Martins (1992)[1], a função de viscosidade não é linear. A função de
viscosidade que melhor se ajusta aos pontos experimentais é de potência.
3) Nos pontos de cruzamento dos caminhos de tensão efetiva dos ensaios de fluência e ensaios CIU com várias
velocidades, tem-se a mesma deformação cisalhante, velocidade de deformação, poro-pressão (por construção), e atrito
mobilizado, como previsto no modelo.
4) Os ensaios hidrostáticos especiais corroboram a hipótese de Taylor (1942)[2] sobre a existência de uma parcela
viscosa na tensão normal efetiva.
AGRADECIMENTOS
Os autores gostariam de agradecer ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq),
à Fundação Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES) e a PETROBRAS, pelo suporte
financeiro para o desenvolvimento desta pesquisa.
BIBLIOGRAFIA
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