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TIAGO PINTO DA TRINDADE
CARACTERIZAÇÃO TECNOLÓGICA DE TRÊS SOLOS RESIDUAIS
ESTABILIZADOS QUIMICAMENTE COM VISTAS A APLICAÇÕES EM
GEOTECNIA RODOVIÁRIA E AMBIENTAL
Tese apresentada à Universidade
Federal de Viçosa, como parte das
exigências do Programa de Pós-Graduação
em Engenharia Civil, para obtenção do
título de Doctor Scientiae.
VIÇOSA
MINAS GERAIS - BRASIL
2006
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Ficha catalográfica preparada pela Seção de Catalogação e
Classificação da Biblioteca Central da UFV
T
Trindade, Tiago Pinto da, 1977-
T833c Caracterização tecnológica de três solos residuais
2006 estabilizados quimicamente com vistas a aplicações
em geotecnia rodoviária e ambiental / Tiago Pinto
da Trindade. – Viçosa : UFV, 2006.
xv, 254f. : il. algumas col. ; 29cm.
Orientador: Dario Cardoso de Lima.
Tese (doutorado) - Universidade Federal de Viçosa.
Inclui bibliografia.
1. Mecânica do solo. 2. Estradas - Projetos e
construção. 3. Solos - Poluição. 4. Solos - Compactação.
5. Solos - Testes. 6. Química do solo. 7. Proteção
ambiental. I. Universidade Federal de Viçosa. II.Título.
CDD 22.ed. 624.15136
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TIAGO PINTO DA TRINDADE
CARACTERIZAÇÃO TECNOLÓGICA DE TRÊS SOLOS RESIDUAIS
ESTABILIZADOS QUIMICAMENTE COM VISTAS A APLICAÇÕES EM
GEOTECNIA RODOVIÁRIA E AMBIENTAL
Tese apresentado à Universidade
Federal de Viçosa, como parte das
exigências do Programa de Pós-Graduação
em Engenharia Civil, para obtenção do
título de Doctor Scientiae.
APROVADA: 14 de junho de 2006.
ii
Aos meus pais,
Antônio “In memoriam” e Sirlene
À minha esposa,
Arlete
Dedico
iii
Agradecimentos
A Deus, por iluminar o meu caminho.
Aos meus pais Antônio “In memoriam” e Sirlene, pela vida, pela criação, pela
ajuda nos momentos mais difíceis, bem como pelos conselhos e incentivos.
À Arlete, pelo afago, companheirismo e apoio durante todos os acontecimentos
desta etapa da minha vida.
A toda a minha família, em especial à minha irmã Rachel, pelo carinho.
À Universidade Federal de Viçosa (UFV), pela oportunidade de realização dos
Cursos de Graduação e de Pós-Graduação em Engenharia Civil.
Aos Departamentos de Engenharia Civil (DEC) e de Solos (DPS), bem como
ao Núcleo de Microscopia e Microanálise (NMM) da UFV, pela disponibilização da
infra-estrutura necessária à realização desta pesquisa.
À Sociedade de Investigações Florestais (SIF), à Coordenação de
Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES) e à Fundação de Amparo à
Pesquisa do Estado de Minas Gerais (FAPEMIG), pelas bolsas de estudo concedidas
durante a realização do presente trabalho.
Ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq),
pelo apoio financeiro fornecido.
À empresa Tecflora (Tecnologia Florestal Avançada S.A.), que até 2003 foi
representante do estabilizante químico RBI Grade 81 no Brasil, e à empresa Anyway
Solid Environmental Solutions Ltd. Kerem Maharal, fabricante do produto, que
forneceram amostras do estabilizante para a realização do presente trabalho.
Ao Instituto de Química da Universidade Estadual de Campinas
(IQ/UNICAMP), pela possibilidade do uso de suas instalações na condução dos estudos
de microanálise.
Ao professor Dario Cardoso de Lima, pela amizade, pelos incentivos, pelos
ensinamentos, pela orientação e paciência durante a realização desse trabalho, bem
como pelo exemplo de profissionalismo.
Aos professores co-orientadores Carlos Alexandre Braz de Carvalho, Carlos
Cardoso Machado, Carlos Ernesto Gonçalves Reynaud Schaefer e Maurício Paulo
iv
Ferreira Fontes, pelas críticas, pelas sugestões e pelos ensinamentos, que
indubitavelmente contribuíram de forma ímpar no presente trabalho.
Ao Professor Paulo Sérgio de Almeida Barbosa, pelas sugestões apresentadas e
pela dedicação, principalmente, na realização dos experimentos conduzidos no
Laboratório de Engenharia Civil da UFV.
Aos demais professores do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil
da UFV, pelo apoio, pelo incentivo e pelos ensinamentos durante o Curso.
À Cláudia Alencar Vanetti, técnica de Nível Superior do Núcleo de
Microscopia e Microanálise da UFV (NMM), e ao Professor José Lino Neto do
Departamento de Biologia Geral, pela ajuda nas análises microscópicas.
Ao Professor Laércio Couto, pelo incomensurável apoio dado na fase inicial do
presente trabalho.
Aos grandes amigos Reinaldo Francisco Teófilo e Valdir Fernandes Trindade,
pelo companheirismo, pelos momentos de diversão e pela sinceridade.
Aos eternos companheiros da UFV, Alyson, Fabiano, Guilherme (Tsé), Hugo
(Brown), Joaquim (Esquilo), José Francisco, José Humberto (Russo), Lincon, Marlon
Esposti, Robson (Binladen), Rodrigo (Merreca), Sergio Caixeta, Xerxes, pela presença
amiga e pelos ótimos momentos vividos em Viçosa.
Aos amigos Andréia Lopes, Danilo Rezende, Fabrício França, Fernando
Caneschi, Flávio Crispim, Gisele Custódio, Gersonito Vieira, Luís Otávio, Reginaldo
Pereira, Giovani Sant’Anna, Rodrigo’Z Velten, Simone Cristina, Thatiana Lelis e Victor
Damasceno, pelo excelente convívio e pelas ótimas recordações sobre os bons tempos
de Laboratório de Engenharia Civil da UFV.
A todos os colegas de Curso (aos níveis de Graduação e Pós-Graduação em
Engenharia Civil), pelo agradável trato diário.
À Cristina Beatriz Schemes Costa (secretária da Pós-Graduação em Engenharia
Civil), pela paciência, atenção e presteza.
Aos técnicos do Departamento de Engenharia Civil da UFV Francisco Martins
Moreira, José Mario Duarte, Jóse Tarcísio do Nascimento, Julio Carlos dos Santos,
Paulo Afonso da Silva e Vicente de Paulo Silva Paiva, bem como aos técnicos do
Departamento de Solos da UFV Antônio Carlos Alves Pinto, Carlos Antônio da
Fonseca, Cláudio Márcio Brustolini, Geraldo Robésio Gomes, João José de Miranda
v
Milagres, Jorge Luiz de Almeida Orlando, José Alberto Cardoso, José Roberto Valente,
José Francisco Dias e Zélia Estevão Barbosa, pela expressiva colaboração.
Enfim, a todos não citados, mas que direta ou indiretamente contribuíram para
a realização deste trabalho.
vi
Biografia
TIAGO PINTO DA TRINDADE, filho de Antônio Silva da Trindade e Sirlene
Pinto Trindade, é natural de Campo Belo, Minas Gerais.
Em março de 1997, ingressou no Curso de Engenharia Civil na Universidade
Federal de Viçosa, em Viçosa, Minas Gerais. Foi bolsista de Iniciação Científica e
Tecnológica no Departamento de Engenharia Civil da Universidade Federal de Viçosa
no período de 1999-2001, sob a orientação dos professores Dario Cardoso de Lima e
Carlos Alexandre Braz de Carvalho. Em maio de 2002, graduou-se Engenheiro Civil
pela Universidade Federal de Viçosa.
Em maio de 2002, ingressou no Programa de Pós-Graduação em Engenharia
Civil da Universidade Federal de Viçosa, Área de Concentração em Geotecnia, ao nível
de mestrado, passando em março de 2004 para o nível de doutorado, submetendo-se à
defesa de tese em junho de 2006.
vii
Conteúdo
Página
Resumo................................................................................................................ xii
Abstract.............................................................................................................. xiv
1. Introdução geral.............................................................................................1
1.1. Generalidades.................................................................................................1
1.2. Objetivos ........................................................................................................6
1.3. Organização do trabalho ................................................................................8
Referências bibliográficas.....................................................................................10
2. Estabilização química do subleito de estradas: influência do tempo
decorrido entre a mistura e a compactação na resistência mecânica de
misturas solo-RBI Grade 81........................................................................13
2.1. Introdução ....................................................................................................14
2.2. Materiais e métodos .....................................................................................15
2.2.1. Materiais empregados ..................................................................................15
2.2.2. Preparação de amostras e programa de ensaios ...........................................16
2.2.2.1. Ensaios de compactação ...................................................................16
2.2.2.2. Moldagem dos corpos-de-prova .......................................................17
2.2.2.3. Ensaios de compressão não-confinada .............................................17
2.3. Resultados e discussão.................................................................................17
2.4. Conclusões ...................................................................................................21
Referências bibliográficas.....................................................................................21
3. Influência do tipo de cura (selada e exposta) e da imersão em água na
resistência mecânica de misturas solo-RBI Grade 81 com vistas à
aplicação em estradas florestais..................................................................23
3.1. Introdução ....................................................................................................24
3.2. Materiais e métodos .....................................................................................25
3.2.1. Materiais utilizados ......................................................................................25
viii
3.2.1.1. Solos..................................................................................................25
3.2.1.2. Aditivo químico ................................................................................26
3.2.2. Preparação de amostras e programa de ensaios ...........................................26
3.2.2.1. Ensaios de compactação ...................................................................27
3.2.2.2. Moldagem dos corpos-de-prova .......................................................28
3.2.2.3. Ensaios de compressão não-confinada .............................................28
3.3. Resultados e discussão.................................................................................28
3.4. Considerações finais ....................................................................................31
Referências bibliográficas.....................................................................................32
4. Estudo da durabilidade de misturas solo-RBI Grade 81 com vistas à
aplicação em estradas florestais e pavimentos convencionais..................34
4.1. Introdução ....................................................................................................35
4.2. Materiais e métodos .....................................................................................36
4.2.1. Materiais utilizados ......................................................................................36
4.2.2. Preparação de amostras e programa de ensaios ...........................................38
4.2.2.1. Ensaios de compactação ...................................................................39
4.2.2.2. Moldagem dos corpos-de-prova .......................................................39
4.2.2.3. Ensaios de durabilidade por molhagem e secagem ..........................40
4.3. Resultados e discussão.................................................................................40
4.4. Conclusões ...................................................................................................45
Referências bibliográficas.....................................................................................46
5. Chemical stabilization of tropical soils: mechanical characterization
using CBR, unconfined compression and Brazilian tensile strength
laboratory tests.............................................................................................48
5.1. Introduction..................................................................................................49
5.2. The soil stabilizer RBI Grade 81 .................................................................50
5.3. Experimental program..................................................................................52
5.3.1. Materials.......................................................................................................52
5.3.2. Methods........................................................................................................53
5.3.2.1. Soils sampling...................................................................................53
5.3.2.2. Compaction tests...............................................................................54
ix
5.3.2.3. Mixtures specimens preparation for mechanical strength tests ........54
5.3.2.4. Mechanical strength tests..................................................................55
5.4. Results and analysis .....................................................................................57
5.4.1. Compaction ..................................................................................................57
5.4.2. CBR and swelling ........................................................................................62
5.4.3. Unconfined compression and Brazilian tensile strength tests......................67
5.5. Conclusions..................................................................................................77
References.............................................................................................................78
6. Chemical stabilization of tropical soils: shear strength and elastic
properties characterization using triaxial test...........................................82
6.1. Introduction..................................................................................................82
6.2. Soil stabilization...........................................................................................84
6.2.1. Background ..................................................................................................84
6.2.2. Soil-cement stabilization..............................................................................85
6.2.3. Soil-lime stabilization ..................................................................................87
6.2.4. Soil-RBI Grade 81 stabilizer mixtures.........................................................88
6.3. Experimental program..................................................................................91
6.3.1. Materials.......................................................................................................91
6.3.2. Methods........................................................................................................92
6.3.2.1. Soils sampling...................................................................................92
6.3.2.2. Compaction tests...............................................................................92
6.3.2.3. Mixtures specimens preparation for triaxial tests.............................93
6.3.2.4. Triaxial tests......................................................................................94
6.4. Results and analysis .....................................................................................95
6.4.1. Compaction parameters................................................................................95
6.4.2. Shear strength and elastic properties............................................................96
6.5. Conclusions................................................................................................113
References...........................................................................................................113
x
7. Chemical stabilization of tropical soils: physical, chemical, mineralogical
and microstructural characterization......................................................118
7.1. Introduction................................................................................................119
7.2. Materials and experimental methods .........................................................120
7.2.1. Materials.....................................................................................................120
7.2.2. Methods......................................................................................................120
7.2.2.1. Soils sampling.................................................................................120
7.2.2.2. Physical and chemical characterization ..........................................121
7.2.2.3. Mineralogical characterization........................................................122
7.2.2.4. Microstructural characterization.....................................................122
7.3. Results and evaluation ...............................................................................125
7.3.1. Physical and chemical properties of the soils and mixtures.......................125
7.3.2. Mineralogical characterization of soils and mixtures ................................133
7.3.3. Microstructural characterization of soils and mixtures..............................139
7.4. Conclusions................................................................................................151
References...........................................................................................................152
8. Sorção/precipitação de Cd, Cu e Zn em misturas de solos tropicais com
o estabilizante químico RBI Grade 81.....................................................157
8.1. Introdução ..................................................................................................158
8.2. Ensaios de equilíbrio em lote.....................................................................161
8.3. Materiais e métodos ...................................................................................162
8.3.1. Materiais.....................................................................................................162
8.3.2. Métodos......................................................................................................163
8.3.2.1. Coleta e preparação das amostras ...................................................163
8.3.2.2. Ensaios de compactação .................................................................164
8.3.2.3. Ensaios de permeabilidade..............................................................165
8.3.2.4. Análises químicas e eletroquímicas................................................165
8.3.2.5. Ensaios de equilíbrio em lote realizados com Cd, Cu e Zn ............168
8.4. Resultados e discussão...............................................................................171
8.4.1. Compactação e permeabilidade..................................................................171
8.4.2. Caracterização química e eletroquímica ....................................................175
xi
8.4.3. Ensaios de equilíbrio em lote.....................................................................188
8.5. Conclusões .................................................................................................201
Referências..........................................................................................................202
9. Influência da adição de diferentes estabilizantes químicos e da variação
do pH na retenção de Cd, Cu e Zn em solo residual maduro................210
9.1. Introdução ..................................................................................................211
9.2. Sorção competitiva e comportamento dos metais pesados Cd, Cu e Zn nos
solos............................................................................................................214
9.3. Materiais e métodos ...................................................................................216
9.3.1. Materiais.....................................................................................................216
9.3.2. Métodos......................................................................................................220
9.3.2.1. Coleta e preparação das amostras ...................................................220
9.3.2.2. Ensaios de equilíbrio em lote..........................................................221
9.4. Resultados e discussão...............................................................................224
9.5. Conclusões .................................................................................................242
Referências..........................................................................................................243
10. Conclusão geral ..........................................................................................250
11. Recomendações para trabalhos futuros...................................................254
xii
Resumo
TRINDADE, Tiago Pinto da, D.S., Universidade Federal de Viçosa, junho de 2006.
Caracterização tecnológica de três solos residuais estabilizados quimicamente
com vistas a aplicações em geotecnia rodoviária e ambiental. Orientador: Dario
Cardoso de Lima. Co-Orientadores: Maurício Paulo Ferreira Fontes, Carlos Ernesto
Gonçalves Reynoud Schaefer, Carlos Alexandre Braz de Carvalho e Carlos Cardoso
Machado.
Nesta pesquisa se introduziu e se avaliou o potencial técnico de um
estabilizante químico, o RBI Grade 81, na estabilização de três solos da Zona da Mata
de Minas Gerais, Brasil, para aplicações em geotecnia rodoviária e em geotecnia
ambiental. Os aspectos inovadores envolveram a caracterização de um produto com
potencial de: (i) emprego na estabilização de solos granulares e coesivos, para fins de
construção rodoviária; (ii) redução do movimento de metais pesados nos solos, com
significância para a sua aplicação em misturas com solos locais nas funções de camadas
de pavimentos rodoviários, barreiras impermeabilizantes de aterros sanitários e lagoas
de estabilização, bem como em outras obras geotécnicas de caráter ambiental. Quanto
aos estudos ambientais, realizou-se, também, uma abordagem da influência da adição
desse estabilizante em comparação com o carbonato de cálcio, a cal hidratada e o
cimento Portland na sorção e precipitação de metais pesados em um dos solos
analisados. Os estudos dirigidos à pavimentação rodoviária abrangeram os seguintes
tópicos: (i) determinação das características físicas, químicas, mineralógicas e
microestruturais dos solos; (ii) estudos básicos sobre o efeito do aditivo nos solos,
englobando a avaliação da influência do período decorrido entre mistura e compactação
na resistência mecânica das misturas e a comparação entre a resistência à compressão
não-confinada das misturas determinada via corpos-de-prova submetidos às curas selada
e exposta ao ar; (iii) caracterização tecnológica dos solos e misturas, envolvendo a
determinação dos parâmetros de resistência mecânica (CBR, resistência à compressão
não-confinada, resistência à tração por compressão diametral e resistência ao
cisalhamento) e de durabilidade, considerando-se os melhores resultados obtidos nos
estudos básicos quanto ao tempo decorrido entre mistura e compactação;
(iv) comparação entre os valores de CBR e resistências à compressão não-confinada e
tração por compressão diametral dos solos e misturas determinados via ensaios
xiii
realizados com e sem a fase de imersão em água; e (iv) caracterização física, química,
mineralógica e microestrutural das misturas. Os estudos ambientais foram dirigidos a:
(i) realização de ensaios de equilíbrio em lote ou batelada (batch equilibrium test), com
o objetivo de avaliar a influência da adição de teores crescentes de RBI Grade 81 na
capacidade máxima de retenção (sorção/precipitação) dos metais pesados Cd, Cu e Zn
nos solos em estudo, utilizando-se soluções mono-espécie de cada um dos referidos
contaminantes; e (ii) realização de estudo direcionado à análise da influência das
variações do pH de equilíbrio e da adição de carbonato de cálcio, cal hidratada, cimento
portland e RBI Grade 81 na capacidade máxima de retenção de metais pesados em um
dos solos pesquisados, utilizando-se soluções multi-espécie contendo Cd, Cu e Zn.
Os resultados obtidos no presente estudo levaram às seguintes conclusões:
(i) o estabilizante químico promoveu mudanças significativas nas propriedades físicas,
químicas, mineralógicas e microestruturais dos solos analisados; (ii) a adição do
estabilizante RBI Grade 81 aos solos foi responsável por aumentos significativo nos
seus parâmetros de resistência mecânica. O tempo decorrido entre mistura e
compactação, condições de cura, esforço de compactação e imersão em água
influenciaram significativamente a resistência mecânica das misturas; (iii) análise dos
resultados dos ensaios de durabilidade realizados indicou que a estabilização de solos
com aditivo químico estudado pode vir a ser uma técnica viável e de interesse para fins
rodoviários. No entanto, o emprego desse produto, em especial considerando-se os solos
argilosos, requer estudos prévios de dosagem em laboratório para cada tipo de solo
considerado; (iv) o pH e a competição iônica mostraram-se importantes fatores no
controle da geodisponibilidade dos metais pesados analisados; (v) a estabilização de um
dos solos em estudo com a cal hidratada, o cimento Portland e o RBI Grade 81
aumentou significativamente a sua capacidade de retenção dos íons metálicos Cd, Cu e
Zn, sendo que, pautando-se em critérios técnicos, econômicos e especialmente
ambientais, os resultados preliminares obtidos sugerem que a adição de pequenas
porcentagens destes estabilizantes pode contribuir significativamente para a diminuição
do movimento de metais pesados no perfil do solo de fundação de aterros sanitários e
lagoas de estabilização, bem como de outras obras de caráter ambiental.
xiv
Abstract
TRINDADE, Tiago Pinto da, D.S., Universidade Federal de Viçosa, June, 2006.
Technological characterization of three residual soils chemically stabilized for
highway and environmental geotechnical applications. Advisor: Dario Cardoso
de Lima. Co-Advisors: Maurício Paulo Ferreira Fontes, Carlos Ernesto Gonçalves
Reynoud Schaefer, Carlos Alexandre Braz de Carvalho and Carlos Cardoso
Machado.
In this research it was introduced and evaluated the technical potential of a
chemical stabilizer, the RBI Grade 81 in the stabilization of three tropical soils from the
Zona da Mata of Minas Gerais state, Brazil, for highway and geoenvironmental
applications. The innovative aspects of this research involved the characterization of a
product with potential of: (i) to stabilize granular and cohesive soils for road
construction; (ii) to reduce heavy metal movement in soils for geoenvironmental
applications directed to subgrade stabilization, landfill liner, liquid containment (pond)
liner, as well as in others geoenvironmental engineering applications. Besides these
analysis, it was also evaluated the efficiency of the addition of this stabilizer in the
heavy metal sorption and precipitation capacity of one of the tested soils in comparison
with calcium carbonate, hydrated lime and Portland cement. The highway engineering
studies encompassed the following topics: (i) determination of the physical, chemical,
microstructural and mineralogical characteristics of the tested soils; (ii) basic studies on
the effect of the addition of the additive to the soils, including the evaluation of the
influence of the time between mixture and compaction in the mechanical strength of the
soil mixtures, as well as the influence of exposed and non-exposed to air cures in the
unconfined compressive strength of the mixtures specimens; (iii) technological
characterization of soils and mixtures, involving the determination of mechanical
strength parameters (CBR, unconfined compressive strength, Brazilian tensile strength
and triaxial shear strength) and of durability parameters considering the best data
obtained in the basic studies involving the time between mixture and compaction;
(iv) comparison between the CBR, unconfined compression strength and Brazilian
tensile strength of soils and mixtures specimens tested before and after immersion in
water; and (v) physical, chemical, microstructural and mineralogical characterization of
the mixtures. The geoenvironmental studies were directed to: (i) to perform batch
xv
equilibrium test in the soils and in the mixtures in order to evaluate the influence of the
addition of increasing contents of RBI Grade 81 in the maximum retention capacity
(sorption/precipitation) of the metals heavy Cd, Cu and Zn using mono-component
solutions of each one of the tested contaminants; and (ii) to develop a study directed to
the analysis of the influence of the pH ranging and of the addition of calcium carbonate,
hydrated lime, Portland cement and RBI Grade 81 in the maximum retention capacity of
one of the tested soils using multi-component solutions containing Cd, Cu and Zn. The
data of the testing program supports the following conclusions: (i) the chemical
stabilizer promoted considerable changes in all physical, chemical, mineralogical and
microstructural properties of the studied soils; (ii) addition of the RBI Grade 81
stabilizer to the tested soils increased significantly theirs mechanical strength
parameters. The elapsed time between mixture and specimen’s compaction, mixtures
curing conditions, compaction effort and water immersion affected significantly the
mechanical strength of the tested mixtures; (iii) data from durability tests supported that
RBI Grade 81 stabilization could be a recommended technique for road engineering
applications. However, it should be emphasized that, mainly in clayey soils, the use of
this product demands previous laboratory studies directed to the specific soil in analysis;
(iv) the pH and ionic competition were significant controlling factors of the heavy metal
mobility and geoavailability in soils; (v) the hydrated lime, Portland cement and RBI
Grade 81 stabilization significantly increased the Cd, Cu and Zn retentions capacities
one of the tested soils. From technical, economic and environmental perspectives, the
preliminary testing data supported that addition of low percentage of this stabilizer to
soils can became an effective tool to reduce heavy metals mobility in landfills and
pounds foundation soils, as well as in other environmental engineering applications.
1
1
1.1.
Introdução geral
Generalidades
O presente trabalho apresenta duas vertentes de aplicações da técnica de
estabilização química de solos em engenharia civil, uma delas direcionada à geotecnia
rodoviária e a outra à geotecnia ambiental.
Em um passado recente, o sistema brasileiro de rodovias pavimentadas
respondia por um total aproximado de 165.000 km (FELIPE, 1999). Esse dado foi
confirmado pelo antigo Departamento Nacional de Estradas de Rodagem (DNER), hoje
Departamento Nacional de Infra-Estrutura de Transportes (DNIT), em trabalho mais
atual (DNER, 2001), onde a malha rodoviária brasileira pavimentada se encontrava
distribuída da seguinte forma: 56.097,2 km de rodovias federais, 91.897,5 km de
estaduais e 16.993,3 km de municipais. Desse total, 27,7% se encontravam em bom
estado, 36,2% em estado regular e 36,1% em mau estado de conservação.
Em 2005, uma pesquisa realizada pela Confederação Nacional do Transporte
(CNT) avaliou 100% da malha rodoviária federal pavimentada e, também, os principais
trechos pavimentados sob gestão estadual e sob administração terceirizada, perfazendo
um total de 81.944 km em todo o país (CNT, 2005). Os resultados dessa pesquisa
mostraram um cenário nacional com problemas onde, mesmo se considerando as
melhores condições das malhas do sul e do sudeste, 72,0% da extensão total exibiam
algum grau de imperfeição, com 31,8% deficientes, 22,0% ruins e 18,2% péssimos
quando se consideravam, simultaneamente, aspectos da geometria viária, do pavimento
e da sinalização. Nas rodovias pesquisadas verificou-se que 54,6% se encontravam com
pavimento em estado deficiente, ruim ou péssimo (44.733 km), 60,7% exibiam
sinalização em estado inadequado (49.715 km), 39,6% não possuíam acostamento
(32.474 km), 18,6% não apresentavam placa de sinalização e tinham o acostamento
tomado pelo mato (15.259 km), 37,7% exibiam afundamento, ondulação ou buraco,
2
desgaste, trinca e remendo (30.893 km), bem como 40,6% não apresentavam
sinalização de velocidade máxima permitida (33.309 km).
Os dados ilustrados na Tabela 1.1 apresentam um histórico da qualidade das
rodovias brasileiras pavimentadas, obtido através de pesquisas realizadas pela
Confederação Nacional do Transporte na última década (CNT, 2005). Nota-se que, nos
últimos quatro anos, provavelmente devido à privatização de algumas rodovias, houve
um aumento da malha pavimentada classificada como ótima. Por outro lado, nos anos
de 2003 a 2005, constatou-se redução das rodovias em estado bom e deficiente e um
enorme aumento da malha pavimentada de qualidade ruim e péssima.
Tabela 1.1. Evolução do estado geral das rodovias no período de 1995-2005
Estado geral
Data da
avaliação
Ótimo Bom Deficiente Ruim Péssimo Total
%
1995 3,5 13,6 46,8 28,0 8,1 100,0
1996 0,1 6,3 88,9 3,5 1,2 100,0
1997 0,5 7.2 89,4 2,2 0,7 100,0
1998† - - - - - -
1999 2,8 19,7 72,8 4,1 0,6 100,0
2000 1,7 18,0 76,5 3,5 0,3 100,0
2001 2,9 28,4 66,2 2,2 0,3 100,0
2002 5,1 35,8 57,6 1,2 0,3 100,0
2003 10,0 16,0 38,4 21,5 14,1 100,0
2004 11,6 13,7 36,4 23,7 14,6 100,0
2005 11,0 18,0 31,8 22,0 18,2 100,0
† não houve pesquisa em 1998.
Fonte: CNT (2005)
Com relação à malha de rodovias vicinais, em 2000, o sistema brasileiro era
constituído por, aproximadamente, 1.725.000 km (Empresa Brasileira de Planejamento
de Transportes - GEIPOT, 2001), dos quais 83,0% eram de origem
municipal/secundário (aproximadamente, 1.430.000 km), sendo que destes apenas 1,2%
apresentavam-se pavimentados. Com relação ao setor florestal, na década de 80,
estimava-se a extensão da malha brasileira de rodovias em 600.000 km (MACHADO e
MALINOVSKI, 1986), tendo este número aumentado com as novas ampliações das
empresas florestais nas últimas duas décadas.
3
A partir do quadro geral anteriormente apresentado, vislumbra-se que,
atualmente, o Brasil se encontra frente a um volume significativo de estradas que
demandam soluções técnico-econômicas adequadas para o seu bom funcionamento
como elementos de ligação e instrumentos para o transporte de bens de consumo e
passageiros.
Uma área importante na construção de novas vias e na restauração da malha
rodoviária brasileira atual é a estabilização química dos solos, realizada com produtos
tradicionais, tais como o cimento e a cal, ou com o emprego de novos produtos que se
mostrem técnica, econômica e ambientalmente competitivos, em especial quando se
considera que, no Brasil, as rodovias são componentes estratégicos importantes, sendo
responsáveis por 60% a 70% das cargas transportadas. Sob esse prisma, surge a
necessidade de uma inserção maior da estabilização química dos solos na malha
rodoviária brasileira, com um direcionamento às rodovias pavimentadas, vicinais e
florestais, pautando-se este emprego em critérios técnicos, econômicos e ambientais. No
que diz respeito a esse último critério, no passado era aceitável projetar e executar obras
de engenharia, incluindo a exploração de recursos naturais como materiais de
empréstimo para construção de estradas, com base apenas em critérios técnicos e
econômicos, sem antever as possíveis conseqüências ambientais daí resultantes.
Entretanto, segundo Gama (2000), hoje em dia vigora em muitos países uma forte “ética
ambiental”, caracterizada pela preocupação das pessoas em relação aos outros seres
vivos e à natureza.
A partir dessas constatações, pode-se afirmar que, são muitas as perspectivas
do emprego de um agente de estabilização que possa permitir a execução do pavimento
rodoviário em uma visão tradicional, bem como na forma de revestimento primário,
utilizando-se solos locais. É nessa situação que se enquadra o estabilizante químico
denominado RBI Grade 81, objeto de estudo no presente trabalho. Esse produto ainda é
pouco estudado no Brasil, podendo-se referir apenas ao trabalho de França (2003).
Além disso, ele apresenta características técnico-ambientais interessantes, como, por
exemplo, constituintes químicos semelhantes os encontrados na cal hidratada e no
cimento Portland, micro-fibras distribuídas aleatóriamente em sua massa e selo verde de
qualidade fornecido pelo órgão de regulamentação ambiental de Israel, onde o produto é
atualmente produzido.
4
No âmbito da geotecnia ambiental, um grande problema é a contaminação do
solo, dos rios e do lençol freático com metais pesados, por exemplo, pela operação de
aterros sanitários, lagoas de estabilização, exploração de jazidas, trabalhos de
mineração, dentre outras atividades.
No caso de aterros sanitários, encontra-se registrado nas normas de projeto e
execução que há a necessidade de se construir um sistema de impermeabilização de
base (liner), para minimizar a migração de contaminantes presentes no chorume gerado
na operação dos mesmos, de forma que estes não atinjam o solo de fundação e,
conseqüentemente, possíveis aqüíferos existentes. Para a construção de liners podem ser
utilizados diversos materiais e de formas diferentes. Dentre os tipos de liners mais
comuns, destacam-se os depósitos naturais de solos de baixa permeabilidade, as argilas
compactadas e os geossintéticos. Lima et al. (2003) relatam que, de acordo com a
Agência de Proteção Ambiental Norte-Americana (U.S. Environmental Protection
Agency - EPA), um projeto padrão de um aterro sanitário requer um liner sintético (em
geral, uma camada de argila compactada, associada a uma geomembrana) e uma
camada inferior de solo compactado com condutividade hidráulica da ordem de
1 x 10
-7
cm/s, juntamente com um sistema de drenagem para coleta do chorume gerado.
O impacto de um aterro na qualidade da água subterrânea depende de inúmeros
fatores, dentre os quais, talvez, o mais importante seja a natureza da barreira a ser
utilizada para limitar e controlar o movimento de contaminantes no solo. As barreiras de
solos argilosos que possuem baixa condutividade hidráulica são bastante utilizadas
como os sistemas de impermeabilização da base de aterros. No entanto, seu bom
desempenho não pode ser assumido a priori, visto que, sua eficiência depende de
diversos fatores, tais como as condições de compactação e a composição e mineralógica
do material argiloso, da resistência e durabilidade da camada acabada, além da interação
química entre as partículas coloidais do material utilizado e os eventuais contaminantes
(OLIVEIRA, 2002).
Segundo Meurer et al. (2004), comumente, em solos das regiões tropicais e
subtropicais quando o pH é inferior a 5,0 pode haver predominância de cargas elétricas
positivas nas superfícies das suas partículas coloidais (maior atração de ânions). Sabe-se
que a mobilidade de metais pesados é menor em solos que possuem elevada densidade
de carga negativa na superfície das partículas, tendo em vista a maior interação dos
colóides desses solos com os cátions metálicos. No campo das Ciências Agrárias, uma
5
técnica muito utilizada com o intuito de reduzir a acidez e eliminar o Al
3+
trocável é a
aplicação de materiais calcários aos solos, denominada “calagem”. Sob o ponto de vista
ambiental, como efeitos colaterais positivos resultantes da calagem, pode-se citar o
aumento do pH e da capacidade de troca catiônica (CTC), a geração de cargas elétricas
negativas na superfície dos colóides e, consequentemente, uma maior sorção e
precipitação dos metais pesados no solo tratado.
Recentemente, tem-se relatado um número cada vez maior de pesquisas com o
objetivo de se avaliar o efeito da aplicação de materiais calcários na mobilidade de
metais pesados no solo (EDIL et al., 1992; MATOS et al., 1996; FONTES et al., 2000;
MATOS et al., 2001; ALCÂNTARA e CAMARGO, 2001; ACCIOLY et al., 2004).
Segundo Reid e Brooks (1999), no âmbito geotécnico, uma prática que tem
sido bastante utilizada nos Estados Unidos e na Europa é a estabilização de materiais
contaminados, ou sujeitos à contaminação, através do uso de agentes inorgânicos
cimentantes, em especial a cal hidratada e o cimento Portland. Esses estabilizantes
químicos, além de conferir ao solo uma maior capacidade de retenção de metais pesados
através de fenômenos de sorção e precipitação, promovem o micro-encapsulamento dos
cátions metálicos juntamente com as partículas do solo (REID e BROOKS, 1999;
MCKINLEY et al., 2001; MULLIGAN et al., 2001; BRAGA et al., 2002).
Com relação ao RBI Grade 81, cuja faixa de variação dos seus componentes
químicos se assemelha à da cal hidratada e do cimento Portland, até a presente data não
se dispõe de informações sobre o seu emprego para essa finalidade, tanto ao nível
nacional quanto internacional. Um aspecto de interesse particular desse produto, é que o
mesmo, quando adicionado aos solos, lhes confere alta capacidade de tamponamento e
elevação do pH, características estas de interesse significativo em estudos sobre a
mobilidade de metais pesados em solos (FONTES e GOMES, 2003).
Dessa forma, acredita-se que o presente estudo trará, também, uma
contribuição significativa para a formação de um banco de dados sobre o
comportamento ambiental de misturas de solos tropicais com agentes inorgânicos
cimentantes que, que além de proporcionar maior resistência mecânica e durabilidade
aos solos locais, podem ser capazes de atuar como elementos de retardo da mobilidade
de metais pesados no perfil do solo.
6
1.2. Objetivos
Nesta pesquisa se introduz e se avalia o potencial técnico de um estabilizante
químico, o RBI Grade 81, para aplicações em estradas e em geotecnia ambiental.
Quanto aos estudos ambientais, destaca-se que é, também, de interesse apresentar uma
abordagem comparativa da influência da adição de outros produtos (carbonato de cálcio,
cal hidratada e cimento Portland) e da variação do pH nos fenômenos de sorção e
precipitação de metais pesados empelo menos um dos solos analisados.
As técnicas de análise do comportamento mecânico de solos estabilizados
quimicamente para a construção de rodovias são bem conhecidas, envolvendo a
caracterização geotécnica através dos seguintes ensaios: compactação, CBR,
compressão não-confinada, compressão diametral e, às vezes, compressão triaxial, e
durabilidade por secagem e molhagem, esta última, em geral, segundo as metodologias
adotadas para misturas solo-cimento. Porém, no que tange à análise da influência de
parâmetros químicos, mineralógicos e microestruturais dos solos nos seus processos de
estabilização, bem como quanto às aplicações ambientais, não se dispõe de uma
mecânica já estabelecida, devendo-se trilhar o caminho da busca de soluções
inovadoras.
Considerando-se as aplicações do RBI Grade 81 em estradas e partindo-se da
premissa de que o seu emprego no Brasil ainda é praticamente inexistente, estudos
básicos devem abordar, também: (i) aspectos relativos à influência do tempo entre a
mistura e a compactação, condições de cura e energia de compactação na resistência
mecânica e durabilidade das misturas; (ii) caracterização das propriedades físicas,
químicas mineralógicas e microestruturais dos solos e de misturas com o aditivo,
gerando informações indispensáveis para uma avaliação técnica conjunta com dados
sobre resistência mecânica e durabilidade dos produtos finais.
No que concerne às aplicações em estradas e em obras de caráter ambiental, no
presente trabalho buscou-se caracterizar tecnológicamente as misturas de um solo
residual maduro (solo 1) e de dois solos residuais jovens (solos 2 e 3) de gnaisse,
comuns na Zona da Mata de Minas Gerais, Brasil, com o RBI Grade 81. Destaca-se que
a escolha desses solos se pautou no fato de que os solos 1 e 2, oriundos,
respectivamente, dos horizontes B e C, geograficamente ocupam parte considerável do
sudeste brasileiro, em especial do estado de Minas Gerais, constituindo o subleito de
7
rodovias e fundações de obras civis, em especial, daquelas de apelo ambiental. O solo 3
se enquadra nas exigências de dosagem de misturas solo-cimento, segundo a Norma
Simplificada de Dosagem da Associação Brasileira de Cimento Portland (ABCP, 1986)
e a Norma de Dosagem da Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT, 1992),
bem como apresenta uma distribuição granulométrica peculiar que o enquadra próximo
da faixa recomendada pela equação de Fuller-Talbot para misturas densas de solos com
partículas com diâmetro máximo de 2 mm (LIMA et al., 1993).
Considerando-se as particularidades de formação dos solos brasileiros
utilizados no presente trabalho, no que diz respeito às suas características químicas,
físicas e mineralógicas, o trabalho teve os seguintes objetivos:
• estudos dirigidos à pavimentação rodoviária:
o determinação das características físicas, químicas,
mineralógicas e microestruturais dos solos;
o estudos básicos sobre o efeito do aditivo nos solos, englobando:
(i) avaliação da influência do período decorrido entre mistura e
compactação na resistência mecânica das misturas; (ii)
comparação entre a resistência à compressão não-confinada das
misturas determinada via corpos-de-prova submetidos às curas
selada e exposta ao ar;
o caracterização tecnológica dos solos e misturas, envolvendo:
(i) determinação dos parâmetros de resistência mecânica (CBR,
resistência à compressão não-confinada, resistência à tração por
compressão diametral e resistência ao cisalhamento) e de
durabilidade, considerando-se os melhores resultados obtidos no
item anterior quanto ao tempo decorrido entre mistura e
compactação; (ii) comparação entre os valores de CBR
determinados via ensaios realizados com e sem a fase de
imersão em água por um período de quatro dias; (iii) análise da
influência da imersão em água por um período de quatro horas
na resistência à compressão não-confinada e na resistência à
8
1.3.
tração; e (iv) caracterização física, química, mineralógica e
microestrutural das misturas.
• estudos ambientais:
o realização de ensaios de equilíbrio em lote ou batelada (batch
equilibrium test), com o objetivo de avaliar a influência da
adição de teores crescentes de RBI Grade 81 na capacidade
máxima de retenção (sorção/precipitação) dos metais pesados
Cd, Cu e Zn nos solos em estudo, utilizando-se soluções mono-
espécie de cada um dos referidos contaminates;
o realização de estudo direcionado à análise da influência das
variações do pH de equilíbrio e da adição de carbonato de
cálcio, cal hidratada, cimento portland e RBI Grade 81 na
capacidade máxima de retenção de metais pesados em um dos
solos pesquisados (solo 1), utilizando-se soluções multi-espécie
contendo Cd, Cu e Zn.
Organização do trabalho
Os resultados do presente trabalho foram apresentados na forma de oito artigos
científicos, sendo cinco deles direcionados, especificamente, à geotecnia rodoviária,
dois com abordagens sobre geotecnia ambiental e um com vistas a aplicações em ambas
estas áreas de interesse técnico. Assim, tem-se:
• estudos realizados com os solos 1, 2 e 3 e suas misturas, considerando-se
aplicações em geotecnia rodoviária:
o o primeiro artigo aborda a influência do tempo decorrido entre
mistura e compactação na resistência mecânica das misturas dos
solos com o estabilizante químico RBI Grade 81;
o o segundo artigo analisa a influência das condições de cura
(selada e exposta ao ar) e da imersão em água na resistência
mecânica das misturas dos solos com RBI Grade 81;
9
o o terceiro artigo é dirigido à determinação da durabilidade das
misturas dos solos com 6% de RBI Grade 81, a partir de
resultados de ensaios de durabilidade por molhagem e secagem
realizados com corpos-de-provas moldados nas energias de
compactação dos ensaios Proctor Normal, Intermediário e
Modificado;
o o quarto artigo apresenta os efeitos da adição do estabilizante
químico e do aumento da energia de compactação nas
características mecânicas dos solos, bem como a influência da
imersão em água na resistência mecânica dos solos e das
misturas. No que diz respeito às propriedades mecânicas dos
solos e das misturas, considerou-se os ensaios CBR, compressão
não-confinada e tração por compressão diametral;
o o quinto artigo apresenta os resultados da caracterização da
resistência ao cisalhamento e das propriedades elásticas dos
solos e de suas misturas com RBI Grade 81, via realização de
ensaios triaxiais não consolidados não drenados.
• estudo realizado com os solos 1, 2 e 3 e suas misturas, vislumbrando-se
aplicações em obras de caráter ambiental e em geotecnia rodoviária:
o o sexto artigo contempla a caracterização física, química,
mineralógica e microestrutural das misturas dos solos e de suas
misturas com o estabilizante químico RBI Grade 81. Além da
utilização de análises físico-químicas corriqueiras na Mecânica
dos Solos clássica, para atender aos objetivos desse trabalho,
utilizaram-se, também, técnicas raramente empregadas em
engenharia geotécnica como, por exemplo, microscopia ótica e
microscopia eletrônica de varredura, espectroscopia de raios-X
por dispersão de energia.
• estudos que contemplaram aplicações ambientais:
o o sétimo artigo aborda aspectos relacionados às propriedades
geotécnico-ambientais dos solos 1, 2 e 3 e de suas misturas com
10
o RBI Grade 81. Para atender os objetivos desse trabalho, foram
realizados ensaios de permeabilidade, análises de caracterização
química e eletroquímica e ensaios de equilíbrio em lote (batch
equilibrium test) com soluções mono-espécie dos metais
pesados Cd, Cu e Zn. A partir dos resultados dos ensaios de
laboratório, foi possível avaliar a influência da adição do aditivo
químico analisado na capacidade máxima de retenção
(sorção/precipitação) de Cd, Cu e Zn nos solos estudados, bem
como estabelecer correlacões entre os parâmetros dos modelos
de Freundlich e Langmuir e algumas propriedades químicas e
eletroquímicas dos solos e das misturas;
o o oitavo artigo analisa a influência da adição de 2% em peso de
carbonato de cálcio, cal hidratada, cimento Portland e RBI
Grade 81 e das variações do pH de equilíbrio do meio
(solo:solução) na capacidade máxima de sorção e/ou
precipitação (capacidade máxima de retenção) dos metais
pesados Cd, Cu e Zn em um solo residual maduro (solo 1).
Nesse trabalho, preocupou-se em avaliar também a influência da
competição iônica entre os contaminantes, a partir da
preparação e adição ao solo e às misturas de soluções multi-
espécie contento simultaneamente Cd, Cu e Zn.
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13
2
Estabilização química do subleito de estradas:
influência do tempo decorrido entre a mistura e a
compactação na resistência mecânica de misturas
solo-RBI Grade 81
Resumo. Este artigo aborda o estudo da influência do tempo decorrido entre mistura e
compactação na resistência mecânica de três solos da Zona da Mata de Minas Gerais,
Brasil, quando estabilizados com 4% de RBI Grade 81, em relação ao peso de solo seco.
Um solo residual maduro (solo 1) e dois solos residuais jovens (solos 2 e 3) de gnaisse
foram utilizados no presente estudo. O programa de ensaios de laboratório englobou: (i)
tempos decorridos entre mistura e compactação: 0, 4, 8 e 24 horas; (ii) energia de
compactação: Proctor Modificado; (iii) período de cura das misturas: sete dias em
câmara úmida; (iv) determinação da resistência mecânica: média de três determinações
da resistência à compressão não-confinada. Os resultados desta pesquisa indicaram que:
(i) o tempo decorrido entre mistura e compactação dos corpos-de-prova influenciou
significativamente o parâmetro resistência à compressão não-confinada das misturas;
(ii) quatro horas foi o tempo ótimo entre mistura e compactação para as misturas dos
solos 1 e 2 com o aditivo químico estudado; (iii) para o solo 3 foi observado um melhor
resultado para a compactação imediatamente após a mistura.
Palavras-chave: Estabilização de solos; Estabilizante químico RBI Grade 81; Tempo
decorrido entre mistura e compactação; Resistência à compressão não-confinada.
Abstract. This paper is directed to the study of the influence of time between mixture
and compaction in the mechanical strength of three soils from the Zona da Mata of
Minas Gerais State, Brazil, stabilized with 4% of RBI Grade 81. One mature (soil 1)
and two young (soils 2 and 3) gneiss residual soils were used throughout the study. The
laboratory testing program encompassed the following steps: (i) elapsed times between
mixture and compaction: 0, 4, 8 and 24 hours; (ii) mixture specimens compaction
effort: modified Proctor; (iii) mixture specimens curing time: seven days in acclimatized
14
2.1.
room; (iv) determination of mechanical strength: average of three determinations of
unconfined compression strength. The testing data supported that: (i) the elapsed time
between mixture and specimen compaction affected significantly the mixtures
mechanical strength; (ii) four hours was the optimum elapsed time for soils 1 and 2
mixtures; (iii) to soil 3 the better resulted was observed to compaction effort applied
immediately after the mixture.
Keywords: Soil stabilization; RBI Grade 81 chemical stabilizer; Elapsed time between
mixture and compaction; Unconfined compression strength.
Introdução
O domínio das técnicas de estabilização dos solos pode conduzir a sensíveis
reduções nos tempos de execução de obras viárias, viabilizando a industrialização do
processo construtivo e, conseqüentemente, propiciando uma economia substancial para
o empreendimento (LIMA, 1981; PESSOA, 2004).
As soluções para a estabilização química de solos para fins rodoviários são
bastante discutidas na literatura (SILVA, 1968; RICO e DEL CASTILHO, 1977;
LIMA, 1981; SENÇO, 2001; LIMA et al., 2003). Mas nos últimos anos, tem havido
uma crescente preocupação em buscar estabelecer princípios teóricos que possam
explicar os respectivos mecanismos de atuação de cada um dos agentes estabilizantes
disponíveis no mercado, particularmente no caso da estabilização química dos solos de
clima tropical.
Um aspecto de grande interesse no emprego de aditivos químicos em estradas
como agente de cimentação ou aglomerante é a análise da influência do tempo
decorrido entre mistura e compactação no produto final (camada do pavimento
acabada), haja vista o conjunto de limitações práticas de execução das misturas no
campo (SANT’ANA et al., 2003).
Sob esse prisma e com relação ao estabilizante químico RBI Grade 81, o
fabricante do produto, a empresa Anyway Solid Environmental Solutions Ltd. Kerem
Maharal, recomenda, para fins de dosagem das misturas via ensaios de laboratório, que
se adote um tempo entre mistura e compactação de 24 horas (ANYWAY, 2003),
período este que difere significativamente daqueles comuns à execução das misturas no
campo, em geral inferiores a oito horas. Assim, é de interesse analisar a influência do
15
2.2.
tempo decorrido entre mistura e compactação na resistência mecânica de misturas solo-
RBI Grade 81. Esse é o tópico abordado no presente artigo, considerando-se os tempos
gastos entre mistura e compactação de 0, 4, 8 e 24 horas.
Materiais e métodos
2.2.1. Materiais empregados
Trabalhou-se com um solo residual maduro, pedologicamente classificado
como Latossolo Vermelho-Amarelo, aqui denominado solo 1, e dois solos residuais
jovens, aqui denominados solos 2 e 3. Esses solos representam solos característicos da
Zona da Mata de Minas Gerais, Brasil, em especial da Microrregião de Viçosa.
O solo 1 apresenta evolução pedológica avançada e é proveniente do
intemperismo de gnaisse, de ocorrência nas encostas mais suavizadas. Nele predomina a
composição mineralógica presente nos argilominerais 1:1 e óxidos de ferro e alumínio.
Os solos 2 e 3 são de origem saprolítica, essencialmente quartzosos, com horizonte C
profundo, respectivamente, com textura silto-arenosa a arenosa e coloração rósea a
acinzentada. Nas Tabelas 2.1 e 2.2, encontram-se, respectivamente, informações sobre a
distribuição granulométrica, os limites de Atterberg e peso específico dos grãos, as
classificações dos três solos, segundo os Sistemas TRB (Transportation Research
Board), USC (Unified Soil Classification) e a Metodologia MCT (Miniatura,
Compactado e Tropical) preconizada por Nogami e Villibor (1995).
O estabilizante químico empregado na presente pesquisa foi o RBI Grade 81.
Atualmente, esse aditivo químico é produzido pela empresa Anyway Solid
Environmental Solutions Ltd. Kerem Maharal, em Israel e no Canadá. Até o final de
2003, possuía representação no Brasil através da companhia Tecflora S.A., que
gentilmente forneceu amostras do produto para a realização deste trabalho.
16
Tabela 2.1. Distribuição granulométrica conforme limites estabelecidos pela Associação Brasileira de
Normas Técnicas (ABNT, 1995), limites de Atterberg, peso específico dos grãos e
classificação dos solos segundo os sistemas TRB e USC
Designação das amostras
Propriedades analisadas
Solo 1 Solo 2 Solo 3
Argila (φ ≤ 0,002 mm)
61 15 13
Silte (0,002 < φ ≤ 0,06 mm)
14 22 17
Areia fina (0,06 < φ ≤ 0,2 mm)
10 30 13
Areia média (0,2 < φ ≤ 0,6 mm)
12 26 37
Areia grossa (0,6 < φ ≤ 2 mm)
3 7 20
Granulometria
ABNT (%)
Pedregulho (φ > 2 mm)
0 0 0
LL (%) 74 38 29
LP (%) 35 25 20
IP (%) 39 13 9
γ
s
(KN/m
3
)
27,05 25,44 25,24
Classificação TRB A-7-5 (20) A-6 (1) A-2-4 (0)
Classificação USC CH SM SC
Tabela 2.2. Índices classificatórios e classificação MCT dos solos
Designação das
amostras
Índice c’ Índice d’ Pi’ (%) Índice e’
Classificação
MCT
Solo 1 1,95 103,15 0 0,58 LG’
Solo 2 1,27 8,42 136 1,55 NS’
Solo 3 1,22 31,28 125 1,25 NA’
2.2.2. Preparação de amostras e programa de ensaios
Foram analisadas amostras dos solos no estado natural e quando estabilizados
com 4% de aditivo químico em relação ao peso de solo seco, englobando os ensaios
geotécnicos de laboratório descritos nos tópicos subseqüentes.
2.2.2.1. Ensaios de compactação
Os ensaios de compactação foram realizados na energia do ensaio Proctor
Modificado, segundo a metodologia descrita na Norma Técnica NBR 7182 (ABNT,
1986), para fins de determinação do peso específico aparente seco máximo (γ
dmáx
) e da
umidade ótima (w
ot
) dos solos e suas misturas com aditivo químico em estudo.
17
2.3.
2.2.2.2. Moldagem dos corpos-de-prova
Os corpos-de-prova utilizados nos ensaios de compressão não-confinada foram
moldados nos parâmetros ótimos (w
ot
e γ
dmáx
) da energia de compactação anteriormente
citada. Os corpos-de-prova foram compactados por processo dinâmico em cinco
camadas iguais, aplicando-se 27 golpes com um soquete de massa igual a 4,536 kg e
altura de queda de 45,72 cm em cada camada e utilizando-se o molde do ensaio de
compactação Proctor, ou seja, um molde cilíndrico de 10,00 cm de diâmetro e 12,73 cm
de altura (aproximadamente, 1000 cm
3
de volume). Para aceitação dos corpos-de-prova
foram fixados os limites sugeridos pelo Departamento Nacional de Estradas de
Rodagem, atualmente Departamento Nacional de Infra-Estrutura de Transportes, em sua
preparação (DNER, 1994b): peso específico aparente seco máximo ± 0,30 kN/m
3
e
umidade ótima ± 0,5%.
2.2.2.3. Ensaios de compressão não-confinada
Os ensaios de compressão não-confinada, dos três solos analisados, foram
realizados segundo a metodologia descrita no Método de Ensaio DNER-ME 201
(DNER, 1994a), para fins de determinação do tempo ótimo entre mistura e
compactação. Para execução desses ensaios, consideraram-se a energia de compactação
do ensaio Proctor Modificado, o período de cura em câmara úmida de sete dias e o teor
de RBI Grade 81 de 4% em relação ao peso de solo seco. A determinação da resistência
à compressão não-confinada foi realizada pela média aritmética das tensões de ruptura
de três corpos-de-prova, admitindo-se uma tolerância de ± 10% em torno da média. Nos
casos em que o desvio-padrão superou o valor préestabelecido, procedeu-se à moldagem
e execução do ensaio de outros três corpos-de-prova, aumentando-se, assim, o número
de amostras e, conseqüentemente, a confiabilidade dos resultados.
Resultados e discussão
Na Tabela 2.3, encontram-se os parâmetros ótimos de compactação
determinados para os solos 1, 2 e 3, bem como para suas respectivas misturas.
18
Tabela 2.3. Resultados dos ensaios de compactação
Solo 1 Solo 2 Solo 3
Porcentagem de
RBI Grade 81
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
0 15,17 27,32 17,49 14,31 19,68 9,95
4 14,94 28,44 17,09 15,09 18,30 12,06
A partir dos valores apresentados na Tabela 2.3, notou-se que a adição do
estabilizante químico foi responsável por alterações nos parâmetros ótimos de
compactação dos solos estudados. A adição de 4% de estabilizante, em relação ao peso
seco de solo, promoveu reduções da ordem de 2%, 2% e 7% nos valores de peso
específico aparente seco máximo, respectivamente, nos solos 1, 2 e 3. Verificaram-se,
também, aumentos da ordem de 4%, 5% e 21% nos valores de umidade ótima,
respectivamente, nos solos 1, 2 e 3. Acredita-se que o aumento da umidade ótima com o
acréscimo do teor de aditivo químico nas misturas deva-se ao maior consumo da água
necessário às reações de hidratação do estabilizante, tendo em vista que o aditivo
químico analisado é considerado um cimento hidráulico. Já as reduções dos valores de
peso específico aparente seco máximo podem ser atribuídas à formação de flóculos,
estabelecendo ligações entre as partículas menores e favorecendo (pelo agrupamento
desses agregados menores formados pela ação do aditivo químico) a formação de
agregados maiores que, conseqüentemente, produzem um material com estrutura
ligeiramente mais porosa.
As Figuras 2.1, 2.2 e 2.3 ilustram, respectivamente, os valores de resistência à
compressão não-confinada dos solos 1, 2 e 3, bem como a variação deste parâmetro com
o tempo decorrido entre mistura e compactação das misturas.
Analisando os dados apresentados nas Figuras 2.1 e 2.2, observa-se que a
resistência máxima obtida ocorreu após quatro horas de repouso da mistura, cujo valor
foi de 1.330 kPa no solo 1 e 1.341 kPa no solo 2. No período entre mistura e
compactação de quatro horas, os ganhos de resistência das misturas em relação aos
solos 1 e 2 foram, respectivamente, de 52% e 110%. No caso em que as misturas
ficaram em repouso por um período de 24 horas, conforme recomendações do
fabricante do aditivo químico estudado (ANYWAY, 2003), os ganhos de resistência das
misturas em relação aos solos 1 e 2 foram, respectivamente, de 34% e 86%. Esse
comportamento pode ser atribuído à ocorrência de reações de trocas catiônicas entre o
19
aditivo e o solo e, conseqüentemente, consumo inicial de estabilizante, anteriormente à
formação de ligações de cimentação, que, provavelmente, têm início depois das
primeiras quatro horas após a mistura dos solos 1 e 2 com o aditivo químico.
Em contrapartida aos resultados discutidos no parágrafo anterior, no solo 3 os
dados ilustrados na Figura 2.3 indicam que a resistência à compressão não-confinada
máxima ocorreu para os corpos-de-prova compactados imediatamente após a mistura do
mesmo com o estabilizante químico, sendo observado um valor de 1.622 kPa, o que
corresponde a um ganho de resistência de 455%. Quando a mistura do solo 3 ficou em
repouso por um período de 24 horas, o ganho de resistência foi da ordem de 162%.
Nesse caso, acredita-se que tenha ocorrido a formação de ligações de cimentação
imediatamente após a mistura do solo como o aditivo, as quais podem ter sido
parcialmente quebradas durante a compactação dos corpos-de-prova, causando,
conseqüentemente, reduções na resistência mecânica das misturas. No entanto, devido
ao fato de o processo de hidratação ser relativamente rápido nessas misturas
estabilizadas, à semelhança de misturas solo-cimento, advoga-se, também, que possam
ter ocorrido reações de cimentação mais efetivas no material que foi imediatamente
compactado após a mistura.
0
500
1000
1500
2000
2500
Resistência à compressão
não-confinada (kPa)
877
881
1330
1222
1175
Solo 1 com 4% RBI Grade 81 compactado imediatamente após a mistura
Solo 1
Solo 1 com 4% RBI Grade 81 compactado 8 horas após a mistura
Solo 1 com 4% RBI Grade 81 compactado 4 horas após a mistura
Solo 1 com 4% RBI Grade 81 compactado 24 horas após a mistura
Figura 2.1. Resultados dos ensaios de compressão não-confinada: solo 1.
20
0
500
1000
1500
2000
2500
Resistência à compressão
não-confinada (kPa)
638
1239
1341
1189
1188
Solo 2 com 4% RBI Grade 81 compactado imediatamente após a mistura
Solo 2
Solo 2 com 4% RBI Grade 81 compactado 8 horas após a mistura
Solo 2 com 4% RBI Grade 81 compactado 4 horas após a mistura
Solo 2 com 4% RBI Grade 81 compactado 24 horas após a mistura
Figura 2.2. Resultados dos ensaios de compressão não-confinada: solo 2.
0
500
1000
1500
2000
2500
Resistência à compressão
não-confinada (kPa)
292
1622
1445
939
766
Solo 3 com 4% RBI Grade 81 compactado imediatamente após a mistura
Solo 3
Solo 3 com 4% RBI Grade 81 compactado 8 horas após a mistura
Solo 3 com 4% RBI Grade 81 compactado 4 horas após a mistura
Solo 3 com 4% RBI Grade 81 compactado 24 horas após a mistura
Figura 2.3. Resultados dos ensaios de compressão não-confinada: solo 3.
21
2.4. Conclusões
• O tempo decorrido entre a mistura e a compactação, aspecto este
fundamental para a boa execução das camadas estabilizadas no campo, é de
importância significativa na presente modalidade de estabilização.
• A mistura do solo 3 com o aditivo químico analisado no presente trabalho
foi a que apresentou maior ganho de resistência. Entretanto, essa mesma
mistura foi a que teve queda acentuada de resistência relacionada a maiores
períodos decorridos entre mistura e compactação. Assim, recomenda-se que
a execução no campo de camadas do pavimento contendo misturas do
produto analisado com solos granulares (semelhantes ao solo 3) não exceda
quatro horas.
• Os ensaios realizados em laboratório conforme as recomendações do
fabricante, ou seja, amostras compactadas 24 horas após a mistura
solo/aditivo, subestimaram os valores de resistência à compressão não-
confinada e, conseqüentemente, mostraram-se a favor da segurança, uma
vez que, a execução no campo de camadas do pavimento contendo essas
misturas geralmente ocorre num período máximo de oito horas.
• De maneira geral, as misturas dos solos com o estabilizante químico
estudado, quando comparadas com os solos no estado natural, apresentaram
melhorias nas suas características mecânicas, sugerindo que o aditivo
químico estudado pode ser utilizado, com sucesso, como revestimento
primário de estradas de baixo volume de trafego (florestais e vicinais, por
exemplo) e como camadas de pavimentos tradicionais.
Referências bibliográficas
ANYWAY SOLID ENVIRONMENTAL SOLUTIONS LTD. KEREM MAHARAL.
Guide to the construction of pavement layers and stabilized materials using
RBI Grade 81 natural soil stabilizer. Israeli Office, 50 Bezalel Street, Ramat-Gan,
52521 Israel, 2003. 8 p. Disponível em
http://www.anywaysolutions.com/. Acesso
em 22 mar. 2005.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7182: Solo: ensaio de
compactação: Procedimento. Rio de Janeiro, RJ, 1986. 10 p.
22
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6502: Rochas e solos.
Rio de Janeiro, RJ, 1995. 18 p.
DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-ME 201:
Solo-cimento: compressão axial de corpos-de-prova cilíndricos: Método de ensaio.
Rio de Janeiro, RJ, 1994a. 4 p.
DEPARTAMENTO NACIONAL DE ESTRADAS DE RODAGEM. DNER-ME 202:
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LIMA, D. C. Algumas considerações relativas a aspectos da estabilização dos solos,
em particular à estabilização solo-cal. 1981. 171 f. Dissertação (Mestrado em
Geotecnia), Escola de Engenharia de São Carlos, São Carlos, SP, 1981.
LIMA, D. C.; MACHADO, C. C.; CARVALHO, C. A. B.; SILVA, C. H. C.;
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SYMPOSIUM ON HARVESTING AND WOOD TRANSPORT, 6., 2003, Belo
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NOGAMI, J. S.; VILLIBOR, D. F. Pavimentação de baixo custo com solos
lateríticos. São Paulo, SP: Villlibor, 1995. 213 p.
PESSOA, F. H. C. Análises dos solos de Urucu para fins de uso rodoviário. 2004.
151 f. Dissertação (Mestrado em Geotecnia), Universidade de Brasília
(ENC/FT/UnB), Brasília, DF, 2004.
RICO, A.; DEL CASTILLO, H. La ingenieria de suelos en las vias terrestres.
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SANT’ANA, A. P.; SILVA, C. H. C.; COUTO, L. G.; LIMA, D. C.; CARVALHO,
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compactação de misturas solo-escória de alto-forno moída ativada com cal. In:
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Curso (Especialização em Engenharia Civil, Proc. 52/8/3048), Laboratório Nacional
de Engenharia Civil (LNEC), Lisboa, Portugal, 1968.
23
3
Influência do tipo de cura (selada e exposta) e da
imersão em água na resistência mecânica de misturas
solo-RBI Grade 81 com vistas à aplicação em estradas
florestais
Resumo. No presente artigo, analisa-se a influência das condições de cura e da imersão
em água na resistência mecânica das misturas de três solos típicos da Zona da Mata de
Minas Gerais, Brasil, com o aditivo químico RBI Grade 81, para aplicações em estradas
florestais. Trabalhou-se com um solo residual maduro (solo 1) e dois solos residuais
jovens (solos 2 e 3) de gnaisse. O programa de ensaios de laboratório englobou: (i)
teores de aditivo químico: 2%, 4% e 6% em relação ao peso de solo seco; (ii) energia de
compactação: Proctor Modificado; (iii) parâmetros de resistência mecânica: resistência
à compressão não-confinada; (iv) tempo de cura dos corpos-de-prova: sete dias em
câmara climatizada; (v) condições de cura dos corpos-de-prova na câmara climatizada:
sem proteção e com proteção de sacos plásticos; (vi) realização dos ensaios de
compressão não-confinada: sem imersão e com imersão por quatro horas em água. Os
resultados obtidos comprovaram que: (i) as condições de cura e a imersão em água dos
corpos-de-prova influenciam significativamente a resistência mecânica das misturas; (ii)
a selagem dos corpos-de-prova em sacos plásticos levou a se subestimar a resistência
mecânica das misturas no campo; (iii) a realização de ensaios sem a fase de imersão em
água superestimou a resistência mecânica das misturas no campo.
Palavras-chave: Condições de cura; Estabilização de solos; Estabilizante químico RBI
Grade 81; Estradas florestais; Resistência à compressão não-confinada.
Abstract. This paper focus on the study of the influence of the parameters curing type
and water submersion on the mechanical strength of RBI Grade 81 mixtures of three
typical soils from the Zona da Mata of Minas Gerais State, Brazil, for forest roads
applications. A mature (soil 1) and two young (soils 2 and 3) gneiss residual soils were
used throughout the study. Description of the laboratory testing program is as follow:
24
3.1.
(i) chemical stabilizer content: 2%, 4% and 6% regarding soil dry weight;
(ii) compaction effort: modified Proctor; (iii) mechanical strength: unconfined
compression strength; (iv) mixture specimens curing time: seven days in acclimatized
room; (v) mixture specimens curing conditions: specimen sealed in plastic bags, and
specimen exposed to air in acclimatized room; (vi) unconfined compression strength
tests: specimens tested dry and after four hours water immersion. The laboratory testing
program data supported that: (i) curing conditions and water immersion affected
significantly the mechanical strength of the tested mixtures; (ii) the sealed curing
condition led to underestimate the field mixtures mechanical strength; (iii) the
mechanical strength of mixture specimens tested without previous immersion in water
overestimated the field mixtures mechanical strength.
Keywords: Cure conditions; Soil stabilization; RBI Grade 81 chemical stabilizer;
Forest roads; Unconfined compression strength.
Introdução
Atualmente, os recursos destinados por empresas florestais para a conservação
de estradas constituem parte expressiva de seus orçamentos. A adoção de técnicas de
estabilização de solos com materiais alternativos, como é o caso do estabilizante
químico analisado, em substituição aos tradicionais materiais de jazidas de empréstimo,
pode trazer significativas contribuições no que diz respeito à minoração dos custos de
manutenção das vias florestais, além de reduzir os impactos provenientes da exploração
das referidas jazidas.
Segundo Lima (1981), em se tratando de estradas, a estabilização de um solo
significa conferir-lhe a capacidade de resistir às ações erosivas naturais e aos esforços e
desgastes induzidos pelo tráfego sob as condições mais adversas consideradas no
projeto. São vários os critérios de classificação dos processos de estabilização dos solos
para fins de engenharia, podendo-se referir ao uso do tipo de energia, como se segue:
mecânica, química, elétrica e térmica (SILVA, 1968). No presente artigo, aborda-se a
estabilização química dos solos, que é uma técnica rotineira na construção de rodovias.
Os mecanismos de estabilização química de um solo consistem nas alterações
produzidas em sua massa pela introdução de uma pequena quantidade de aditivo
25
3.2.
químico, o qual lhe confere certas propriedades de engenharia pré-definidas em projeto
(LIMA, 1981; LIMA et al., 1993).
Comumente, em laboratório, se realiza a cura de corpos-de-prova de misturas
estabilizadas quimicamente em câmara climatizada, os quais, de modo geral, são
envolvidos por sacos plásticos (cura selada) para evitar o contato com o ar. No entanto,
essas misturas são submetidas ao processo de cura exposta, quando empregadas como
revestimento primário de estradas. A partir dessas constatações, destaca-se a
importância da realização de um estudo para avaliar a influência dos tipos de cura
(selada e exposta) na resistência mecânica de solos estabilizados quimicamente.
O principal objetivo do presente trabalho foi analisar a influência do tipo de
cura (selada e exposta) e da imersão em água na resposta mecânica das misturas de três
solos típicos da Zona da Mata de Minas Gerais com o aditivo químico RBI Grade 81.
Buscou-se, também, avaliar o efeito da adição do aditivo químico nos parâmetros de
compactação (peso específico aparente seco máximo e umidade ótima) dos solos
estudados.
Materiais e métodos
3.2.1. Materiais utilizados
3.2.1.1. Solos
Trabalhou-se com materiais comuns na microrregião de Viçosa, Minas Gerais,
empregando-se um solo residual de gnaisse maduro, pedologicamente classificado como
Latossolo Vermelho-Amarelo (solo 1), e dois solos residuais de gnaisse jovens (solos 2
e 3). Esses materiais foram estabilizados com 2%, 4% e 6% de aditivo químico em
relação ao peso de solo seco, considerando-se um período de cura em câmara
climatizada (com umidade relativa do ar superior a 95%) das misturas de sete dias.
O solo 1 é representativo do manto superficial maduro, horizonte B, bastante
intemperizado e é classificado como A-7-5 (20), de acordo com a classificação do TBR
(Transportation Research Board) e LG’ segundo a Metodologia MCT (NOGAMI e
VILLIBOR, 1995). A sua textura é areno-argilo-siltosa (61% de argila, 14% de silte e
25% de areia), com LL de 74% e IP de 39%. As amostras foram coletadas em um talude
26
de corte localizado no lado direito da rodovia que liga os municípios de Viçosa e Paula
Cândido, no Estado de Minas Gerais, nas proximidades da usina de pré-misturado a frio
da cidade de Viçosa.
O solo 2 refere-se ao manto saprolítico, horizonte C, abundante na
microrregião de Viçosa, espesso e apresentando argilominerais do grupo das micas. A
sua classificação pelo TBR é A-6 (1) e pela Metodologia MCT, NS’. Apresenta uma
textura areno-silto-argilosa (15% de argila, 22% de silte e 63% de areia), LL de 38% e
IP de 13%. As amostras relativas a esta ocorrência foram coletadas em um talude de
corte situado no lado esquerdo da rodovia que liga Viçosa a Paula Cândido, em frente à
entrada do bairro Romão dos Reis, na cidade de Viçosa.
O solo 3 é oriundo de um perfil de intemperismo de solos desenvolvidos do
gnaisse do Pré-Cambriano. Refere-se, também ao manto saprolítico, sendo classificado
pelo TRB como A-2-4 (0) e NA’ pela Metodologia MCT. Apresenta coloração
acinzentada, com granulometria areno-silto-argilosa (13% de argila, 17% de silte e 70%
de areia), LL de 29% e IP de 9%. O local de coleta da amostra é um talude de corte
localizado na Vila Secundino, no Campus da Universidade Federal de Viçosa (UFV),
em Viçosa.
3.2.1.2. Aditivo químico
O aditivo químico utilizado no presente estudo foi o RBI Grade 81. Atualmente
o produto é fabricado pela empresa Anyway Solid Environmental Solutions Ltd. Kerem
Maharal, em Israel e no Canadá, com representação no Brasil, até fins de 2003, pela
empresa Tecflora S.A., que gentilmente forneceu amostras desse produto para a
realização deste trabalho. Segundo o fabricante, o produto é composto por substâncias
inorgânicas que, em conjunto com as micro-fibras naturais distribuídas aleatoriamente
em sua massa, agem nos solos produzindo materiais resistentes à ação das intempéries,
estáveis sob a ação de cargas e de baixa permeabilidade (ANYWAY, 2002).
3.2.2. Preparação de amostras e programa de ensaios
Os procedimentos empregados na preparação das misturas obedeceram às
recomendações do fabricante do produto (ANYWAY, 2003), apenas adotando-se uma
variação que incluiu a determinação, por meio dos resultados de ensaios de laboratório
27
apresentados no trabalho de Trindade et al. (2005), dos tempos ótimos decorridos entre
mistura e compactação para os solos considerados no presente estudo. Foram realizados
ensaios de compressão não-confinada, em corpos-de-prova dos solos 1, 2 e 3
estabilizados com 4% de RBI Grade 81, moldados nos parâmetros ótimos (w
ot
e γ
dmáx
)
do ensaio de compactação Proctor Modificado, adotando-se os períodos entre mistura e
compactação de 0, 4, 8 e 24 horas. Os tempos ótimos decorridos entre mistura e
compactação para cada um dos solos foram os que se associaram aos maiores valores de
resistência à compressão não-confinada. Segundo Trindade et al. (2005), os períodos de
tempo ótimos determinados em laboratório resultaram em: (i) quatro horas nos solos 1 e
2; e (ii) compactação imediatamente após a mistura no solo 3. Nas misturas, adicionou-
se o aditivo nos teores de 2%, 4% e 6% em relação ao peso de solo seco, fez-se a
homogeneização da massa estabilizada, adicionou-se água a ela com posterior
homogeneização, e procedeu-se ao acondicionamento das amostras em sacos plásticos
impermeáveis, considerando: (i) os tempos de repouso das misturas antes da
compactação previamente determinados; (ii) moldagem de corpos-de-prova das
misturas nos parâmetros ótimos (w
ot
e γ
dmáx
) da energia de compactação do ensaio
Proctor Modificado; (iii) corpos-de-prova sem proteção (cura exposta) e com proteção
de sacos plásticos (cura selada); (iv) cura dos corpos-de-prova das misturas em câmara
climatizada por um período de sete dias. Após a cura dos corpos-de-prova, procedeu-se
à realização de ensaios de compressão não-confinada sem imersão e com imersão em
água por um período de quatro horas.
3.2.2.1. Ensaios de compactação
Os ensaios de compactação foram realizados na energia do ensaio Proctor
Modificado, segundo metodologia da Associação Brasileira de Normas Técnicas
(ABNT) descrita na Norma Técnica NBR 7182 (ABNT, 1986), para determinação do
peso específico aparente seco máximo (γ
dmáx
) e da umidade ótima (w
ot
) dos solos e das
misturas.
28
3.3.
3.2.2.2. Moldagem dos corpos-de-prova
Os corpos-de-prova utilizados nos ensaios de compressão não-confinada foram
moldados nos parâmetros ótimos (w
ot
e γ
dmáx
) da energia de compactação anteriormente
citada. Os corpos-de-prova foram compactados por processo dinâmico em cinco
camadas iguais, aplicando-se 27 golpes com um soquete de massa igual a 4,536 kg e
altura de queda de 45,72 cm em cada camada e utilizando-se o molde do ensaio de
compactação Proctor, ou seja, um molde cilíndrico de 10,00 cm de diâmetro e 12,73 cm
de altura (aproximadamente, 1000 cm
3
de volume). Para aceitação dos corpos-de-prova
foram fixados os seguintes limites em sua preparação (Departamento Nacional de
Estradas de Rodagem - DNER, 1994b): peso específico aparente seco máximo
± 0,30 kN/m
3
e umidade ótima ± 0,5%.
3.2.2.3. Ensaios de compressão não-confinada
Os ensaios de compressão não-confinada foram realizados conforme a
metodologia descrita no Método de Ensaio DNER-ME 201 (DNER, 1994a). Para
execução desses ensaios, considerou-se a energia de compactação do ensaio Proctor
Modificado, o período de cura em câmara úmida de sete dias e os teores de aditivo
químico de 2%, 4% e 6% em relação ao peso de solo seco. A determinação da
resistência à compressão não-confinada foi realizada pela média das tensões de ruptura
de três corpos-de-prova, admitindo-se uma tolerância de ± 10% em torno da média. Nos
casos em que o desvio-padrão superou o valor préestabelecido, procedeu-se à moldagem
e execução do ensaio de outros três corpos-de-prova, aumentando-se, assim, o número
de amostras e, conseqüentemente, a confiabilidade dos resultados.
Resultados e discussão
Na Tabela 3.1, encontram-se os parâmetros ótimos de compactação
determinados para os solos 1, 2 e 3, bem como para suas respectivas misturas.
29
Tabela 3.1. Resultados dos ensaios de compactação
Solo 1 Solo 2 Solo 3
Porcentagem de
RBI Grade 81
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
0 15,17 27,32 17,49 14,31 19,68 9,95
2 15,05 27,56 17,37 14,70 19,19 10,72
4 14,94 28,44 17,09 15,09 18,30 12,06
6 14,35 30,35 16,92 16,11 18,12 12,10
Os resultados apresentados na Tabela 3.1 mostram que a adição do
estabilizante químico, promoveu redução nos valores de peso específico aparente seco
máximo e aumento nos valores de umidade ótima dos solos 1, 2 e 3, quando
compactados na energia do ensaio Proctor Modificado.
Na Figura 3.1, encontram-se apresentados os valores de resistência à
compressão não-confinada dos solos 1, 2 e 3 e de suas misturas, determinados via
ensaios realizados em corpos-de-prova submetidos a diferentes tipos de cura (selada e
exposta). A Figura 3.1 ilustra, também, o efeito da imersão dos corpos-de-prova em
água por um período de quatro horas na resistência à compressão não-confinada dos
solos e das misturas.
Analisando os resultados apresentados na Figura 3.1, notou-se que o aumento
do teor de aditivo químico foi responsável por acréscimos significativos nos valores de
resistência à compressão não-confinada. Os ensaios realizados com corpos-de-prova
moldados nos parâmetros ótimos (w
ot
e γ
dmáx
) da energia de compactação do Proctor
Modificado forneceram valores médios de resistência à compressão não-confinada para
os solos 1, 2 e 3, respectivamente, de 877, 638 e 292 kPa. Considerando-se os corpos-
de-prova submetidos à cura selada, os dados ilustrados na Figura 3.1 evidenciam que as
misturas dos solos com 6% de aditivo químico foram as que apresentaram os maiores
valores de resistência à compressão não-confinada, sendo que os ganhos de resistência
em relação aos solos 1, 2 e 3 foram, respectivamente, de 62%, 187% e 690%. No que
diz respeito aos corpos-de-prova submetidos à cura exposta, observou-se, também, que
os maiores valores de resistência à compressão não-confinada se associaram às misturas
dos solos com 6% de aditivo químico e os ganhos de resistência em relação aos solos 1,
2 e 3 foram, respectivamente, de 202%, 203% e 727%, como elucidado na Figura 3.1.
30
0246
RBI Grade 81 (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Resistência à compressão
não-confinada (kPa)
292
1198
1622
2309
457
1089
1399
0246
RBI Grade 81 (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Resistência à compressão
não-confinada (kPa)
638
928
1341
1828
870
1126
0246
RBI Grade 81 (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Resistência à compressão
não-confinada (kPa)
877
1068
1330
1420
221
420
812
915
Ensaios realizados sem a fase de imersão
Ensaios realizados com a fase de 4 horas de imersão em água
Cura selada
Cura selada
Cura selada
(a)
(b)
(c)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Resistência à compressão
não-confinada (kPa)
292
1330
1498
2416
531
1129
1544
0246
RBI Grade 81 (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Resistência à compressão
não-confinada (kPa)
638
1004
1429
1931
879
1255
0246
RBI Grade 81 (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Resistência à compressão
não-confinada (kPa)
877
1559
2221
2645
221
672
843
1160
Cura exposta
Cura exposta
Cura exposta
(a)
(b)
(c)
Figura 3.1. Resultados dos ensaios de compressão não-confinada: (a) solo 1; (b) solo 2; e (3) Solo 3.
31
3.4.
A partir dos resultados ilustrados na Figura 3.1 foi possível constatar que as
únicas amostras que não resistiram à imersão em água por um período de quatro horas,
no ensaio de compressão não-confinada, foram as que seguem: solo 2, sem tratamento e
com 2% de estabilizante químico; solo 3, sem tratamento. Esses resultados apontam que
o aditivo químico em estudo promoveu uma maior estabilidade aos solos quando
submetidos à imersão em água. No entanto, em todas as condições avaliadas no estudo,
notou-se uma queda de resistência mecânica quando foram comparadas as resistências
de corpos-de-prova ensaiados após a imersão em água com aqueles ensaiados sem
imersão. Houve casos em que a imersão foi responsável por quedas de até 62%,
podendo-se citar, como exemplo, o solo 1 com 4% de aditivo químico quando
submetido à cura exposta ao ar.
Os dados apresentados na Figura 3.1 revelam que o tipo de cura mostrou-se um
fator de importância significativa na resposta mecânica das misturas estabilizadas. Em
todos os casos analisados, à exceção do solo 3 com 4% de aditivo químico, foi
observado que os corpos-de-prova que foram submetidos à cura exposta apresentaram
melhor desempenho em comparação com aqueles em que à cura foi selada. Merecem
destaque as misturas do solo 1, em que os ganhos de resistência das amostras
submetidas à cura exposta em comparação com aquelas que foram submetidas à cura
selada chegaram a valores na ordem de 86%.
Considerações finais
• A resistência à compressão não-confinada das misturas dos três solos
estudados com o aditivo químico estudado é, significativamente,
influenciada pelas variáveis: tipo de cura (selada e exposta), porcentagem de
estabilizante químico e imersão em água.
• Os resultados apontaram que os ensaios realizados em laboratório sem a
fase de imersão em água superestimaram os valores de resistência à
compressão não-confinada. No entanto, deve-se destacar que em possíveis
condições adversas de campo podem ocorrer períodos prolongados de
chuvas intensas que, conseqüentemente, podem levar o revestimento
primário a condições semelhantes àquelas vivenciadas em laboratório nos
ensaios com imersão em água.
32
•
Os valores de resistência à compressão não-confinada determinados de
maneira tradicional (cura selada) subestimaram a resistência mecânica das
misturas com relação às condições de cura exposta ao ar em câmara
climatizada, situação esta mais próxima das condições de campo.
• Apesar dos resultados obtidos se mostrarem promissores e qualificarem o
aditivo químico avaliado como um produto de potencial significativo para
aplicação em estradas florestais, conclusões definitivas só serão possíveis
pela realização de pesquisas que abranjam uma maior gama de solos, bem
como através da construção e do acompanhamento do desempenho de
trechos experimentais executados com as misturas.
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compactação na resistência mecânica de misturas solo-RBI Grade 81. Revista
Árvore, v.29, n.3, p. 413-418, 2005.
34
4
Estudo da durabilidade de misturas solo-RBI
Grade 81 com vistas à aplicação em estradas florestais
e pavimentos convencionais
Resumo. O presente artigo é dirigido à caracterização, para fins rodoviários, do
parâmetro durabilidade de três misturas solo-RBI Grade 81, a partir de resultados de
ensaios de durabilidade por molhagem e secagem. Trabalhou-se com um solo residual
maduro (solo 1) e dois solos residuais jovens (solos 2 e 3) de gnaisse da Zona da Mata
de Minas Gerais, Brasil. O programa de ensaios de laboratório envolveu: (i) teor de
estabilizante químico: 6% em relação ao peso de solo seco; (ii) energias de
compactação: Proctor Normal, Intermediário e Modificado; (iii) período de cura: sete
dias em câmara úmida. Os resultados do programa de ensaios apontaram que: (i) apenas
as misturas dos solos 1 e 3 compactadas na energia do ensaio Proctor Intermediário e
dos solos 2 e 3 compactadas na energia do ensaio Proctor Modificado resistiram a todos
os ciclos do ensaio de durabilidade por molhagem e secagem; (ii) as misturas do solo 3
compactadas na energia do ensaio Proctor Modificado apresentaram as menores perdas
de massa (inferiores a 13%); (iii) quanto ao aspecto durabilidade, as misturas solo-RBI
Grade 81 exibem bom potencial para emprego como materiais de construção rodoviária.
Palavras-chave: Eestabilização de solos; Estabilizante químico RBI Grade 81;
Estradas; Durabilidade via ensaios de molhagem e secagem.
Abstract. This paper addresses the characterization of three soil-RBI Grade 81
mixtures for road engineering applications using laboratory testing data from wetting
and drying durability tests. One mature (soil 1) and two young (soils 2 and 3) gneiss
residual soils from the Zona da Mata of Minas Gerais State, Brazil, were used
throughout the study. The laboratory testing program encompassed the following steps:
(i) chemical stabilizer content: 6% regarding soil dry weight; (ii) compaction efforts:
Standard, Intermediate and Modified Proctor; (iii) mixture specimens curing time:
seven days in acclimatized room. The testing program data supported that: (i) only
35
4.1.
tested mixtures of soils 1 and 3 compacted at the Intermediate compaction effort, and of
soils 2 and 3 compacted at the Modified compaction effort endured all cycles in the
durability test; (ii) mixture specimens of soil 3 compacted at the Modified Proctor
compaction effort presented lower mass losses in the durability test (under 13%);
(iii) from durability testing data standpoint, soil-RBI Grade 81 mixtures are regarded
as potential road engineering materials.
Keywords: Soil stabilization; RBI Grade 81 chemical stabilizer; Roads; Wetting and
drying durability tests.
Introdução
As estradas exercem importante papel no desenvolvimento econômico e social
de um país. Sendo o transporte rodoviário uma das principais formas de integração do
Brasil, fundamental no escoamento da produção industrial e agrícola brasileira.
Uma informação que ilustra a importância do sistema rodoviário para a
economia brasileira é que este é responsável por, aproximadamente, 65% do transporte
de cargas e 95% do transporte de passageiros no país, respondendo, também, pelo
transporte de 70% dos produtos de consumo doméstico no país (REIS, 2002).
Com relação ao setor florestal, em meados da década de 80 estimava-se a
extensão da malha brasileira de estradas em 600.000 km (MACHADO e
MALINOVSKI, 1986), tendo este número aumentado substancialmente com as novas
ampliações das empresas florestais nas últimas duas décadas. Segundo Machado et al.
(2003), os principais problemas enfrentados na construção das estradas florestais têm
sido: (i) a baixa durabilidade da superfície de rolamento; e (ii) a escassez de solos locais
aptos a serem usados como revestimento primário.
Com base nestas constatações, pode-se afirmar que são muitas as perspectivas
do emprego de um agente de estabilização que permita a execução do pavimento
rodoviário em uma visão tradicional, bem como na forma de revestimento primário com
um direcionamento maior para as vias florestais e vicinais, em geral. Assim, é de
interesse realizar estudos que sejam direcionados à busca de novos materiais de
construção rodoviária, em especial considerando-se a técnica de estabilização química
dos solos, com a finalidade de se minimizar os custos com o transporte de materiais de
36
4.2.
jazidas de empréstimo, bem como de reduzir os impactos ambientais proporcionados
pela sua exploração.
Com relação ao estabilizante químico que é o objeto do presente artigo, França
(2003) relata que em alguns países, como África do Sul, Israel, Itália e Portugal, o RBI
Grade 81 tem sido aplicado com êxito, principalmente na construção de estradas
vicinais, aumentando a resistência e reduzindo o desgaste e a formação de pó das
camadas de subleito e revestimento primário. Tais aspectos são de grande interesse para
o uso adequado desse estabilizante nos países de clima tropical, o que reforça a
importância de se desenvolverem estudos de durabilidade de misturas solo-RBI
Grade 81, em especial no Brasil onde se observa uma diversidade nos processos
pedogenéticos de formação de solos.
Materiais e métodos
4.2.1. Materiais utilizados
O presente trabalho foi conduzido com um solo residual jovem,
pedologicamente classificado como Latossolo Vermelho-Amarelo (solo 1) e dois solos
saprolíticos de gnaisse (solos 2 e 3), cujos argumentos para a sua escolha foram os que
seguem: (i) os solos 1 e 2 formam duas ocorrências que abrangem uma vasta área do
Sudeste brasileiro; e (ii) o solo 3 é o único que se enquadra nas exigências de dosagem
de misturas solo-cimento, segundo a Norma Simplificada de Dosagem da Associação
Brasileira de Cimento Portland (ABCP, 1986) e a Norma de Dosagem da Associação
Brasileira de Normas Técnicas (ABNT, 1992). Assim, essas misturas podem servir de
referência para fins de comparação com as misturas solo-RBI Grade 81, no que se refere
ao parâmetro durabilidade. Apresenta-se, a seguir, uma descrição dos solos e locais de
coleta das amostras, bem como fotografias (Figura 4.1) que retratam suas condições de
ocorrência no campo.
• solo 1: é um solo residual maduro, classificado pedologicamente como
Latossolo Vermelho-Amarelo. Ele tem grande expressão territorial no sul e
no sudeste do Brasil e apresenta um horizonte B latossólico de tonalidade
amarelada, estrutura granular forte e em blocos bem individualizados,
aspecto bastante poroso, com textura argilo-areno-siltosa (61% de argila,
37
14% de silte e 25% de areia). Trata-se de um solo classificado como
A-7-5 (20), de acordo o TRB (Transportation Research Board), e LG’, pela
metodologia MCT (Miniatura, Compactado e Tropical) preconizada por
Nogami e Villibor (1995). O local de coleta da amostra foi um talude de
corte localizado no lado direito da rodovia que liga os municípios de Viçosa
e Paula Cândido, próximo à usina de pré-misturado a frio da cidade de
Viçosa, Minas Gerais;
• solo 2: é um solo residual jovem, que se constitui no manto saprolítico,
horizonte C, resultante de um perfil de intemperismo de solos desenvolvidos
do gnaisse do Pré-Cambriano, com camadas de espessuras às vezes
superiores a 20 metros. Esse solo possui coloração rósea, sua textura é
areno-silto-argilosa (15% de argila, 22% de silte e 63% de areia) e sua
classificação é a que segue: A-6 (1), de acordo com o TRB, e NS’, pela
metodologia MCT. O local de coleta da amostra foi um talude de corte
situado no lado esquerdo da rodovia que liga Viçosa a Paula Cândido, em
frente à entrada do bairro Romão dos Reis, em Viçosa; e
• solo 3: é, também, um solo residual jovem oriundo de um perfil de
intemperismo de solos desenvolvidos do gnaisse do Pré-Cambriano. Ele
apresenta coloração acinzentada, com granulometria areno-silto-argilosa
(13% de argila, 17% de silte e 70% de areia) e é classificado como
A-2-4 (0), de acordo o TRB, e NA’, pela metodologia MCT. O local de
coleta da amostra é um talude de corte localizado na Vila Secundino, no
Campus da Universidade Federal de Viçosa (UFV), em Viçosa.
Trabalhou-se com o aditivo químico RBI Grade 81. Embora esse produto tenha
alcançado, nos últimos anos, reconhecimento internacional como estabilizante de
camadas do pavimento rodoviário, nas funções de melhoria do subleito, reforço, sub-
base, base e revestimento primário, o seu uso no Brasil é, praticamente, inexistente
(FRANÇA, 2003). Segundo o fabricante, a empresa Anyway Solid Environmental
Solutions Ltd. Kerem Maharal, o aditivo químico é composto por substâncias
inorgânicas que agem nos solos e produzem materiais resistentes à ação das
intempéries, estáveis sob a ação de cargas e de baixa permeabilidade (ANYWAY,
38
2002). O produto é comercializado em sacos de 25 kg ou em recipientes maiores com
capacidade de uma tonelada, podendo ser armazenado por até doze meses. É um pó de
cor cinza, sem odor, não inflamável, pH 12,5 (na forma de pasta saturada) e peso
específico dos grãos da ordem de 25 kN/m
3
(ANYWAY, 2002).
(a) (b) (c)
Figura 4.1. Locais de coleta das amostras dos solos: (a) solo 1; (b) solo 2; e (c) solo 3.
4.2.2. Preparação de amostras e programa de ensaios
Os procedimentos empregados na preparação das misturas obedeceram às
recomendações do fabricante do produto (ANYWAY, 2003), apenas adotando-se uma
variação que incluiu a determinação, por meio dos resultados de ensaios de laboratório
apresentados no trabalho de Trindade et al. (2005), dos tempos ótimos decorridos entre
mistura e compactação dos solos considerados no presente estudo. Foram realizados
ensaios de compressão não-confinada, em corpos-de-prova dos solos 1, 2 e 3
estabilizados com 4% de RBI Grade 81, moldados nos parâmetros ótimos (w
ot
e γ
dmáx
)
do ensaio de compactação Proctor Modificado, adotando-se os períodos entre mistura e
compactação de 0, 4, 8 e 24 horas. Os tempos ótimos decorridos entre mistura e
compactação para cada um dos solos foram os que se associaram aos maiores valores de
resistência à compressão não-confinada. Segundo Trindade et al. (2005), os períodos de
tempo ótimos determinados em laboratório resultaram em: (i) quatro horas nos solos 1 e
2; e (ii) compactação imediatamente após a mistura no solo 3. Nas misturas, adicionou-
se o aditivo químico no teor de 6% em relação ao peso de solo seco, fez-se a
homogeneização da massa estabilizada e adicionou-se água a ela, com posterior
39
homogeneização, e procedeu-se ao acondicionamento das amostras em sacos plásticos
impermeáveis, considerando: (i) os tempos de repouso das misturas antes da
compactação previamente determinados; (ii) moldagem de corpos-de-prova das
misturas nos parâmetros ótimos (w
ot
e γ
dmáx
) das energias de compactação dos ensaios
Proctor Normal, Intermediário e Modificado; (iii) cura dos corpos-de-prova das
misturas em câmara climatizada (com umidade relativa do ar superior a 95%) por um
período de sete dias. Após a cura dos corpos-de-prova, deu-se início aos ensaios de
durabilidade por molhagem e secagem.
4.2.2.1. Ensaios de compactação
Os ensaios de compactação foram realizados nas energias dos ensaios Proctor
Normal, Intermediário e Modificado, segundo a metodologia descrita na Norma Técnica
NBR 7182 (ABNT, 1986), com o objetivo de se determinar o peso específico aparente
seco máximo (γ
dmáx
) e a umidade ótima (w
ot
) das misturas dos solos 1, 2 e 3 com 6% de
aditivo químico.
4.2.2.2. Moldagem dos corpos-de-prova
Os corpos-de-prova foram moldados nas energias anteriormente citadas para a
realização dos ensaios de durabilidade por molhagem e secagem. Os corpos-de-prova
foram compactados por processo dinâmico, utilizando-se o molde do ensaio de
compactação Proctor, ou seja, um molde cilíndrico de 10,00 cm de diâmetro e 12,73 cm
de altura (aproximadamente, 1000 cm
3
de volume) e obedecendo-se às especificações
apresentadas na Tabela 4.1.
Tabela 4.1. Parâmetros e equipamentos utilizados nos ensaios de compactação (ABNT, 1986)
Energia de compactação utilizada
Características inerentes a cada energia
de compactação
Normal Intermediária Modificada
Soquete
Pequeno
(massa 2,50 kg)
Grande
(massa 4,54 kg)
Grande
(massa 4,54 kg)
Número de camadas 3 3 5
Número de golpes por camada 26 21 27
Energia de compactação (kN.m/m
3
) 590 1290 2690
40
4.3.
Para aceitação dos corpos-de-prova foram fixados os limites recomendado pelo
Departamento Nacional de Estradas de Rodagem, hoje Departamento Nacional de Infra-
Estrutura de Transportes, em sua preparação (DNER, 1994a): peso específico aparente
seco máximo ± 0,30 kN/m
3
; e umidade ótima ± 0,5%.
4.2.2.3. Ensaios de durabilidade por molhagem e secagem
Os ensaios de durabilidade por molhagem e secagem foram executados
segundo a metodologia descrita no Método de Ensaio DNER-ME 203 (DNER, 1994b).
Originalmente, o ensaio foi desenvolvido para avaliar a durabilidade, através da perda
de massa, de corpos-de-prova de misturas solo-cimento compactados na energia do
ensaio Proctor Normal e submetidos a um período de cura de sete dias em câmara
úmida, antes de serem submetidos a doze ciclos consecutivos de molhagem, secagem e
escovação com escova de fios de aço achatados (ABCP, 1986). No entanto, no presente
trabalho, tendo em vista a recomendação do fabricante de que as misturas solo-RBI
Grade 81 devem ser compactadas na energia do ensaio Proctor Modificado (ANYWAY,
2003), trabalhou-se, também, com as energias de compactação dos ensaios Proctor
Intermediário e Modificado.
Resultados e discussão
Na Tabela 4.2, encontram-se os parâmetros ótimos de compactação
determinados para as misturas dos solos 1, 2 e 3, compactados nas energias dos ensaios
Proctor Normal, Intermediário e Modificado.
Tabela 4.2. Resultados dos ensaios de compactação
Energia Normal Energia Intermediária Energia Modificada
Material analisado
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
Solo 1 com 6% de RBI
Grade 81
13,64 32,70 13,81 31,87 14,35 30,35
Solo 2 com 6% de RBI
Grade 81
14,81 20,35 16,23 18,13 16,92 16,11
Solo 3 com 6% de RBI
Grade 81
15,68 14,01 17,02 12,74 18,12 12,10
41
Os resultados apresentados na Tabela 4.2 mostram que o aumento da energia
de compactação foi responsável por incrementos nos valores de peso específico
aparente seco máximo e reduções nos valores de umidade ótima das misturas.
Observou-se, também, que os maiores valores de peso específico aparente seco máximo
relacionam-se ao solo 3, de características granulares (70% de areia). Em contrapartida,
o solo 1, que possui 61% de argila, apresentou os maiores valores de umidade ótima. No
que diz respeito aos parâmetros ótimos de compactação, os materiais estudados neste
trabalho apresentaram comportamento comumente relatado em trabalhos clássicos da
Mecânica dos Solos (VARGAS, 1977; SOUSA, 1980; PINTO, 2000).
De posse dos parâmetros ótimos de compactação de cada uma das misturas,
partiu-se, então, para a moldagem dos corpos-de-prova para a realização dos ensaios de
durabilidade por molhagem e secagem.
Nas tabelas 4.3, 4.4 e 4.5 são apresentados, respectivamente, os resultados dos
ensaios de durabilidade por molhagem e secagem realizados em corpos-de-prova dos
solos 1, 2 e 3 com 6% de aditivo químico e compactados nas energias dos ensaios
Proctor Normal, Intermediário e Modificado.
Os resultados ilustrados nas Tabelas 4.3, 4.4 e 4.5 revelam que as únicas
misturas que resistiram aos doze ciclos do ensaio de durabilidade foram as que seguem:
solo 1 com 6% de estabilizante químico compactado na energia Intermediária (perda de
massa acumulada na ordem de 16%); solo 2 com 6% de estabilizante químico
compactado na energia Modificada (perda de massa acumulada da ordem de 22%); e
solo 3 com 6% de estabilizante químico compactado nas energias Intermediária e
Modificada (perdas de massa acumuladas da ordem de 20% e 13%, respectivamente).
Observou-se, também, que com o aumento da energia de compactação
ocorreram reduções na perda de massa das misturas, exceto para as misturas do solo 1
com o aditivo químico, onde houve uma inversão de resultados entre as energias do
ensaio Proctor Intermediário e Modificado.
42
Tabela 4.3. Resultados dos ensaios de durabilidade por secagem e molhagem realizados em corpos-de-
prova do solo 1 com 6% de aditivo químico
Energia de
compactação
Ciclo nº
Perda de massa
acumulada (%)
Estado do
corpo-de-prova
0 0,00
1 2,97
2 6,19
3 8,65
4 11,11
5 13,38
6 15,62
7 18,15
8 20,66
9 24,73
10 -
11 -
Normal
12 -
0 0,00
1 1,85
2 2,93
3 4,25
4 5,70
5 6,79
6 7,84
7 8,74
8 10,14
9 11,61
10 12,83
11 14,37
Intermediária
12 16,02
0 0,00
1 1,92
2 4,42
3 7,25
4 9,52
5 11,54
6 13,89
7 15,26
8 16,57
9 18,93
10 20,89
11 -
Modificada
12 -
43
Tabela 4.4. Resultados dos ensaios de durabilidade por secagem e molhagem realizados em corpos-de-
prova do solo 2 com 6% de aditivo químico
Energia de
compactação
Ciclo nº
Perda de massa
acumulada (%)
Estado do
corpo-de-prova
0 0,00
1 3,07
2 7,35
3 11,39
4 -
5 -
6 -
7 -
8 -
9 -
10 -
11 -
Normal
12 -
0 0,00
1 2,29
2 5,31
3 7,88
4 10,35
5 12,56
6 14,26
7 16,43
8 18,33
9 21,65
10 -
11 -
Intermediária
12 -
0 0,00
1 1,36
2 3,26
3 5,46
4 7,27
5 8,94
6 10,43
7 11,57
8 13,19
9 14,69
10 16,78
11 19,02
Modificada
12 21,45
44
Tabela 4.5. Resultados dos ensaios de durabilidade por secagem e molhagem realizados em corpos-de-
prova do solo 3 com 6% de aditivo químico
Energia de
compactação
Ciclo nº
Perda de massa
acumulada (%)
Estado do
corpo-de-prova
0 0,00
1 1,72
2 3,80
3 6,05
4 8,16
5 10,17
6 11,77
7 13,95
8 15,90
9 18,71
10 21,38
11 -
Normal
12 -
0 0,00
1 1,25
2 2,68
3 4,47
4 6,12
5 7,52
6 8,48
7 9,85
8 11,24
9 12,63
10 14,57
11 16,93
Intermediária
12 19,54
0 0,00
1 1,19
2 2,43
3 3,87
4 5,03
5 6,43
6 7,18
7 8,09
8 8,87
9 10,01
10 10,84
11 11,78
Modificada
12 12,82
45
4.4.
A maior durabilidade associada a uma menor energia de compactação
observada no solo 1 pode ser explicada por meio do modelo de representação da
estrutura de solos argilosos compactados, proposto por Lambe (1958). Esse autor afirma
que, a partir de determinado nível de energia de compactação aplicada ao corpo-de-
prova, há uma tendência de suas partículas se orientarem de forma paralela, com
diminuição das distâncias entre elas, resultando num material mais denso. Por outro
lado, como afirmou Melo (1985), à medida que as partículas tendem a se orientar de
forma paralela, pode ocorrer formação de lamelas que podem levar a um descolamento
precoce de camadas do corpo-de-prova, reduzindo assim a sua resistência ao desgaste, o
que pode ter ocorrido no presente caso. Esse fenômeno é comum em solos lateríticos
argilosos, podendo-se citar como exemplo um estudo conduzido com um Latossolo
Roxo desenvolvido sobre o basalto na bacia do Paraná, onde Carvalho et al. (1981)
constataram, por meio da observação de amostras em microscópico eletrônico,
utilizando a técnica de Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV), que, após uma
compactação empregando a energia do ensaio Proctor Normal, o solo apresentou
fraturas segundo as superfícies de menor resistência e os vazios intersticiais foram
substituídos por vazios fissurais orientados perpendicularmente ao eixo da compactação.
Conclusões
• Apenas os corpos-de-prova dos solos 1, 2 e 3 estabilizados com 6% de
aditivo químico e compactados nas energias dos ensaios Proctor
Intermediário (solos 1 e 3) e Proctor Modificado (solos 2 e 3) resistiram a
todos os ciclos dos ensaios de durabilidade por molhagem e secagem.
• Verificou-se, também, que o solo 3 com 6% de estabilizante químico
compactado na energia do Proctor Modificado apresentou a maior
durabilidade, dentre as misturas aqui analisadas, com uma perda de massa
acumulada da ordem de 13%.
• A análise dos resultados dos ensaios de durabilidade realizados indica que a
estabilização de solos com aditivo químico estudado pode ser uma técnica
de interesse para fins rodoviários. No entanto, o emprego desse produto, em
46
especial considerando-se os solos argilosos, requer estudos prévios de
dosagem em laboratório para cada tipo de solo considerado.
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48
5
Chemical stabilization of tropical soils: mechanical
characterization using CBR, unconfined compression
and Brazilian tensile strength laboratory tests
Abstract. This paper presents the results of a laboratory study directed to the
technological characterization of tropical soils of the Zona da Mata of Minas Gerais
State, Brazil, and their mixtures with the chemical stabilizer RBI Grade 81 for
geotechnical engineering applications. The study addresses the effects of stabilizer,
compaction effort and water immersion on mechanical engineering parameters of two
mature and one residual gneiss soils, as follows: (i) stabilizer contents of 2%, 4% and
6% regarding soil dry weight; (ii) mixtures specimens cured during seven days in a
conditioning chamber; (iii) soils and mixtures specimens compacted at the standard,
intermediate and modified Proctor compaction efforts; (iv) mechanical characterization
of soils and mixtures specimens via CBR, unconfined compression and Brazilian tensile
strength laboratory tests. Conclusions of the study are, as follows: (i) addition of the
stabilizer to soils increased significantly theirs mechanical strength parameters;
(ii) higher values CBR, unconfined compressive and tensile strengths are directly
related to increases in compaction effort and in stabilizer content; (iii) addition of
stabilizer caused significant decrease in soils swelling; (iv) water immersion caused
decreases of 48% and 54% in unconfined compressive and tensile strengths,
respectively; (v) the mean of the ratios between tensile strength and unconfined
compressive strength of mixture specimens were around 0.15 and around 0.12 regarding
parameters measured, respectively, before and after specimens immersion in water; and
(vi) in the majority of the statistical analysis, the normality test (Shapiro-Wilk’s test)
and the significance test (Student t test) resulted significant at the 5% probability level.
Keywords: Tropical soils; Chemical stabilization, RBI Grade 81 chemical stabilizer;
Mechanical characterization; Geotechnical applications.
49
5.1. Introduction
In Brazil, where highway transport is clearly predominant, corresponding to
95% of the passenger transport matrix and 61.1% of the cargo transport matrix, the
highway network is a fundamental element in the productive chains (Brazilian National
Transportation Federation - CNT, 2005). It links producing markets and consumers,
reduces regional inequalities and increases accessibility and social inclusion of the
poorer members of society. Thus it is understood that the efficiency of Brazilian
economy depends in large part on the correct functioning of the highway transport
system.
Although Brazil has an extensive highway network, of around 1.72 million km
(Brazilian Planning Transportation Agency - GEIPOT, 2001), a considerable part of it is
unsuitable for use and requires recuperation and even amplification because of the
increase in traffic and cargo transported.
In the face of such a large problem, investment must be made in studies on the
highway area, with special emphasis on the use of soil mechanical stabilization
techniques that enable the use of fine local soils in the highway pavement levels (LIMA
et al., 2003). It is pointed that the application of these techniques contributes to the
conservation of the environment, because the borrow areas and quarries that can supply
granular soils suitable for highway applications are increasingly scarce, and reduction in
transport costs of these materials to the highway bed.
Commonly used forms of chemical stabilization in highway construction
include the incorporation of products with cementing power into soils, such as Portland
cement and lime. According to Alcântara (1995) the use of these materials in Brazil has
been widely disseminated in highway construction in the last 50 years, especially
because of the support of their manufacturer organizations.
In addition to the traditional chemical additives, there is a series of non-
traditional products, commercial or not, that have been used in Brazil at the practical
level of highway construction or in research for technical assessment of their potentials
as soil stabilizers, that includes DS-328, Dynacal, Perma-Zyme, phosphoric acid, lignin,
Kraft black liquor, eucalyptus wood tar, granulated blast furnace slag, steel mill slag,
lime mud, grits, civil construction residues, charcoal thermal electricity plant
byproducts (fly ashes) and more recently, RBI Grade 81.
50
5.2.
It is in this field that the present study is inserted, to amplify the Brazilian
databank on the mechanical characteristics of chemically stabilized soils for
geotechnical purposes, especially highway engineering applications. Three residual
gneiss soils typical of the Zona da Mata of Minas Gerais State, Brazil, mixed with RBI
Grade 81 stabilizer were characterized technologically and the influence of the
compaction effort, stabilizer content and water immersion were assessed on the
mechanical strength of the mixtures, represented by the results of the CBR, unconfined
compression and Brazilian tensile strength tests.
The soil stabilizer RBI Grade 81
This product is a chemical stabilizer that was developed in South Africa at the
beginning of the 1990s for application in highway construction (Advanced Forest
Technology S.A. Company - TECFLORA, 2001). Recently it has reached a certain
international recognition as a stabilizer of highway pavement layers, in the functions of
improving the subgrade, subbase, base and first cover. It has been applied in several
countries on the African continent and in some countries in Europe, such as Portugal,
Spain and Italy. However, it has been very little used in Brazil, and only one example
can be reported of the construction of the base layer of the service patio of the Vallourec
& Mannesmann do Brasil S.A. Corporation, in Belo Horizonte, Minas Gerais State,
where it showed promising results (LIMA et al., 2003).
The additive percentage to be used depends on various factors, especially on
the type of soil to be stabilized, the function of the stabilized layer in the highway
pavement and the type of traffic requirement. Its field of application ranges from sandy
to plastic clay soils (Anyway Solid Environmental Solutions Ltd Kerem Maharal
Corporation - ANYWAY, 2001). Regarding the evolution of the mechanical strength of
the compacted mixture in time, there is a substantial quantitative at the end of the first
24 hours of the chemical reactions between the soil and the additive, that reaches 90% at
the end of seven days and may extend for a year depending on the type of soil to be
stabilized (ANYWAY, 2002). The project of mixtures for use as highway pavement
layers is based on results of the CBR and unconfined compression strength tests for a
cure time of seven days for the compacted mixtures and the mixture performance in the
51
field is assessed by collecting samples of the compacted material for laboratory tests
after the 28-day cure time (ANYWAY, 2003).
The product is currently manufactured in Israel and Canada by the Anyway
Solid Environmental Solutions Ltd Kerem Maharal Corporation. It is commercialized in
granular form in 25 kg packets and one ton containers and can be stored for up to 12
months in a suitable environment. Technical information on the product is as follows
(ANYWAY, 2004): (i) it is a gray, inodorous, non-inflammable material, 25 kN/m
3
grain unit weigth and 12.5 pH (in the form of saturated paste) with small fibers
uniformly distributed throughout its mass; (ii) its main constituents are calcium
hydroxide (Ca(OH)
2
) and calcium sulfate (CaSO
4
), but compounds such as SiO
2
, Al
2
O
3
,
Fe
2
O
3
, CaO, MnO, MgO and K
2
O are also found in smaller quantities.
It is believed that França (2003) was the pioneer in laboratory studies on the
performance of mixtures of this stabilizer with Brazilian soils for highway applications.
This author worked with compacted mixtures at the compaction efforts of the
intermediate (26 blows) and modified (55 blows) Proctor tests and cured for periods of
1, 7, 14 and 28 days and concluded that the additive promoted substantial improvements
in the physical and mechanical properties (unconfined compressive strength, CBR and
swelling) of four soils typical of the Zona da Mata of Minas Gerais State that are also
commonly found in the subgrade of highways in the Brazilian Southeast.
Recently, Caneschi et al. (2004) reported that the addition of quantities of 2%,
4% and 6% of the chemical additive to a young residual sand-silt-clay soil in the Zona
da Mata of Minas Gerais State accounted for considerable increases in the CBR,
unconfined compressive and tensile strengths parameters and for significant reduction in
its swelling measured in the CBR test. In this case, the mean of the ratios between the
tensile strength and unconfined compressive strength of the mixtures was 0.16, higher
than the values commonly found for the soil-lime and soil-cement mixtures, that is
around of 0.10 (LIMA et al., 1993b). The authors reported that the high tensile strength
values can be also attributed to the anchorage effects of the small fibers present in the
chemical additive. It points out that these fibers can increase flexibility and tension
strength in the stabilized layers, thus decreasing the occurrence of cracks in the layers of
the highway pavements when in use.
52
5.3. Experimental program
5.3.1. Materials
The three soil samples used in the present study, derived from weathered Pre-
Cambrian gneiss, were sampled in the city of Viçosa located in the Zona da Mata of
Minas Gerais State, Brazil. One of the samples represented a mature residual soil,
classified pedologically as Red-Yellow Latosol and called here “soil 1”. This material
presents a yellow-colored B horizon, strong granular structure in well individualized
blocks, a porous appearance and a clay-sand-silt texture. The other two samples
represented young residual soils from the C horizon, called here “soil 2” and “soil 3”,
with sand-silt-clay textures. The soils were chosen for the chemical stabilizer studies
because of their great extension in Southeast Brazil and because they represent different
materials in the TRB (Transportation Research Board) and USC (Unified Soil
Classification) soils classification systems, and in the MCT (Miniature, Compacted and
Tropical) methodology by Nogami and Villibor (1995). Tables 5.1 and 5.2 show,
respectively, data on the geotechnical characterization and soils classifications
according to the TRB and USC classifications and the MCT methodology.
Table 5.1. Geotechnical soils characterization: grain size distribution according Brazilian Technical
Standards Association (ABNT, 1995), grain unit weight (γs), liquid limit (LL), plastic limit
(PL) and plasticity index (PI)
Soils samples
Soils properties
Soil 1 Soil 2 Soil 3
Clay (φ ≤ 0.002 mm)
% 61 15 13
Silt (0.002 < φ ≤ 0.06 mm)
% 14 22 17
Fine sand (0.06 < φ ≤ 0.2 mm)
% 10 30 13
Medium sand (0.2 < φ ≤ 0.6 mm)
% 12 26 37
Coarse sand (0.6 < φ ≤ 2 mm)
% 3 7 20
Grain size
distribution
Gravel (φ > 2 mm)
% 0 0 0
γs
kN/m
3
27.1 25.4 25.2
LL % 74 38 29
PL % 35 25 20
PI % 39 13 9
53
Table 5.2. Soils classification according to TRB and USC Systems, and MCT Methodology
Soil classification
Soil samples
TRB System USC System MCT Methodology
Soil 1 A-7-5 (20) CH LG’
Soil 2 A-6 (1) SM NS’
Soil 3 A-2-4 (0) SC NA’
Regarding the MCT geotechnical classification, it is expected that soils 1, 2
and 3 will present the following characteristics (NOGAMI and VILLIBOR, 1995): (i)
soil 1, the integrants of the LG’ group, when they have a relatively high percentage of
sand grains and are compacted, can present high support capacity, high resilient
modulus, low permeability, little contraction by moisture loss, reasonable cohesion and
small expansion by water immersion; (ii) soil 2, the soils of the NS’ group (non-lateritic
silt soils) are characterized mainly by having, when compacted at optimum moisture
content and maximum dry unit weight of the standard Proctor effort, low support
capacity when immersed in water, low resilient modulus, high erodibility, high
expansion (but low expansion pressure) and average permeability; (iii) soil 3 is
characterized as the NA´ group that includes sands, silts and mixtures of both almost
without the presence of clay particles. Quartz and/or mica are the predominant minerals.
Contrary to sands and quartz silts which are non-swelling soils, micaceous soils can be
highly expansive. When compacted under optimum moisture content and maximum dry
unit weight of the standard Proctor effort, many of these soils present low to medium
bearing capacity, high hydraulic erodibility and high resilient response.
The soil stabilizing agent used was RBI Grade 81, at contents of 2%, 4% and
6% compared to the dry soil weight.
5.3.2. Methods
5.3.2.1. Soils sampling
The samples were collected with manual tools in slopes cutting, placed in
50 kg plastic bags and identified by labels containing the soil origin data. These bags
were then taken to the Civil Engineering Laboratory (LEC) of the Department of Civil
Engineering (DEC) at the Federal University of Viçosa (UFV), where they were air
54
dried, the clumps removed, sieved through a 4.8 mm nominal opening and placed in
plastic bags for later use. The samples were prepared for the laboratory tests according
to the recommendations of the ABNT (1986a).
5.3.2.2. Compaction tests
The compaction tests were carried out at the compaction efforts of the
standard, intermediate and modified Proctor tests, according to the methodology
recommended by ABNT (1986b), to determine the optimum moisture content (w
opt
) and
the maximum dry unit weight (γ
dmax
) of the soils and the respective mixtures, with
compaction of the mixtures between two and four hours after stabilizer addition,
following the procedures common to soil-cement and soil- lime mixtures.
The specimens were compacted by dynamic process according to
specifications presented in Table 5.3 using the Proctor compaction test mold, that is, a
10 cm diameter and 12.73 cm tall cylindrical mold (about 1000 cm
3
). It should be
emphasized that the Brazilian standard and modified Proctor compaction tests are
similar to the AASHTO standard and modified compaction tests.
Table 5.3. Compaction laboratory test parameters according to the Brazilian Technical Standards
Association (ABNT, 1986b)
Applied compaction effort
Laboratory compaction test parameters
Standard Intermediate Modified
Hammer
Small size
(mass of 2.50 kg)
Large size
(mass of 4.54 kg)
Large size
(mass of 4.54 kg)
Number of layers 3 3 5
Number of blows per layer 26 21 27
Compaction effort (kN.m/m
3
) 590 1290 2690
5.3.2.3. Mixtures specimens preparation for mechanical strength tests
The procedures used to prepare the soil-chemical additive mixtures followed
the recommendations of the product manufacturer (ANYWAY, 2003), but a variation
was adopted that consisted of considering the optimum times between mixing and
compaction previously determined for the soils used in the present study in a research
carried out by Trindade et al. (2005) based on best mixtures mechanical strength
responses. In this study the authors carried out unconfined compression tests in
55
specimens of soils 1, 2 and 3 stabilized with 4% RBI Grade 81, molded on the optimum
compaction parameters (w
opt
and γ
dmax
) determined in the modified Proctor compaction
test, adopting periods between mixing and compaction of 0, 4, 8 and 24 hours.
According to Trindade et al. (2005), the optimum times between mixing and
compaction for each one of the soils were those associated to the highest unconfined
compressive strength values: (i) four hours, for soils 1 and 2; and (ii) compaction
immediately after mixing for soil 3.
The optimum times determined between mixing the soils with the additive and
compaction of the mixtures specimens determined by Trindade et al. (2005) were used
in the laboratory test program, where, to optimize the mechanical performances of the
mixtures, the additive was added at contents of 2%, 4% and 6% compared to the dry soil
weight, homogenized, water added to the stabilized mass with later homogenization,
and the samples were placed in plastic bags, considering: (i) mixture specimen
modeling in the optimum parameters (w
opt
and γ
dmax
) determined in the compaction
efforts of the standard, intermediate and modified Proctor tests; (ii) mixture specimen
cure in an acclimatized room under the conditions already described for a period of
seven days; (iii) CBR tests (with and without 4 days water immersion), unconfined
compression and Brazilian tensile strength tests (both with and without 4 hours water
immersion).
5.3.2.4. Mechanical strength tests
The tests to determine the CBR parameters, unconfined compressive and
tensile strengths parameters in the soils and their mixtures with the 2%, 4% and 6%
contents of chemical additive, after 7 days cure in an acclimatized room, were
performed on compacted specimens at the compactions efforts of the standard,
intermediate and modified Proctor tests. The test speed used in the execution of these
tests was 1.25 mm/min.
It is pointed out that the CBR parameter has been used in the dimensioning of
chemically stabilized layers, but not always in the most suitable way, when the
reactivity of the soils to the action of the chemical stabilizer is considered, as Lima
(1981) points out, because the CBR test was conceived to characterize granular
materials. According to this author, for so-called non reactive soils, according to the
56
concept by Thompson (1969), the literature unanimously confirms the use of the CBR
value as representative of the mixture quality; however, for those considered “reactive”
this fact does not occur, and the use of the mechanical resistance parameters obtained
by unconfined compression, Brazilian tensile strength and flexural tensile strength tests
is recommended, in agreement with the Transportation Research Board (TRB, 1976) of
the United States of America and, recently, with the Brazilian National Transport
Infrastructure Officials in Brazil, that replaced the extinct Brazilian National Highway
Officials (DNER, 1996). The present study worked with additive contents in the 2% to
6% range, creating mixtures with tensile strength that varied over a significant range,
from those that were included in what the DNER (1996) calls “cemented soils”, with
rigidity to accentuated flexibility, to the “soils improved with cement or lime”,
understood as constituents of flexible layers. Thus it was chosen to incorporate the CBR
test in the present study, executing it in its traditional form (ABNT, 1987), with
specimen immersed in water for four days, and eliminating this immersion stage to
analyze the influence of this procedure on the mechanical strength.
The specimens used in the unconfined compression and Brazilian tensile
strength tests were compacted by dynamic process, in three equal layers, using the
Proctor compaction test mold, that is, a 10 cm diameter, 12.73 cm tall cylindrical
mould. The unconfined compression and Brazilian tensile strength tests were carried out
according to the procedures described, respectively, in the methods of the DNER-ME
201 (DNER, 1994b) and DNER-ME 181 (DNER, 1994a), fixed to accept specimens in
the following limits (DNER, 1994c): maximum dry unit weight ± 0.30 kN/m
3
and
optimum moisture content ± 0.50%.
The mean of three determinations was used, adopting a maximum standard
deviation of 10% from the mean, to obtain the CBR, unconfined compressive and
tensile strengths mechanical parameters. In the cases where the standard deviation was
greater than the pre-established value, a further three specimens were molded and
tested, thus increasing the number of samples and consequently, the reliability of the
results.
57
5.4. Results and analysis
5.4.1. Compaction
The compaction curve of a soil consists of the graphical representation of the
dry unit weight variation in function of the compaction moisture content. The optimum
compaction parameters, or rather, the optimum moisture content (w
opt
) and the
maximum dry unit weight (γ
dmax
) are defined at its inflection point. In general terms, the
shape of this curve depends on soil type, compaction method and the effort adopted in
the stabilization process. The effects in it by the use of chemical additives are the most
varied possible, and dislocation of the curves to the right or to the left and changes in
shape can occur.
Regarding the mixtures analyzed in the present study, Figures 5.1 to 5.3 show
that the addition of the chemical stabilizer to the soils caused dislocations in the
compaction curves to the right and downwards, at all the compaction efforts used.
Generally, as the chemical additive contents increased there was a progressive flattening
of the soil compaction curves. Figure 5.4 shows the tendencies presented by the
optimum compaction parameters compared to the addition of increasing chemical
stabilizer contents. The optimum moisture contents in soils 1, 2 and 3 increased with
increased chemical additive contents, for the compaction efforts used. The maximum
dry unit weights of the soils decreased with increases in chemical additive contents. It
was also observed that the increase in compaction effort accounted for increases in the
maximum dry unit weight values and reductions in the optimum moisture content
values of the soils and respective mixtures.
The influence of incorporating chemical stabilizer on optimum soil compaction
parameters has been discussed in several studies published, including Guimarães
(1971), TBR (1976), Lima(1981), Ferraz (1994), Osula (1996), Consoli et al. (2001),
Trindade et al. (2003), Sant’Ana (2003), Pessoa (2004), Cristelo and Jalali (2004) and
Kolias et al. (2005). It is noted that most of the stabilizing agents that produce soil
particle flocculation and cementation, making the soil more granular, as, for example,
hydrated lime and Portland cement, cause reductions in the maximum dry unit weight of
the soils. It is believed that phenomena of this nature are also responsible for reductions
58
observed in the values of the maximum dry unit weights of the soils 1, 2 and 3 after
adding the chemical stabilizer assessed, as shown in Figure 5.4.
24 26 28 30 32 34 36 38 40
Water content (%)
12.0
12.5
13.0
13.5
14.0
14.5
Dry unit weight (kN/m
3
)
Soil 1
Soil 1 stabilized with 2% of RBI Grade 81
Soil 1 stabilized with 4% of RBI Grade 81
Soil 1 stabilized with 6% of RBI Grade 81
22 24 26 28 30 32 34 36 38
Water content (%)
12.5
13.0
13.5
14.0
14.5
15.0
Dry unit weight (kN/m
3
)
20 22 24 26 28 30 32 34 36
Water content (%)
13.0
13.5
14.0
14.5
15.0
15.5
Dry unit weight (kN/m
3
)
(a)
(b)
(c)
Figure 5.1. Compaction curves of soil 1 and its mixtures: (a) standard Proctor compaction effort; (b)
intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort.
59
10 12 14 16 18 20 22 24 26
Water content (%)
14.0
14.3
14.6
14.9
15.2
15.5
Dry unit weight (kN/m
3
)
Soil 2
Soil 2 stabilized with 2% of RBI Grade 81
Soil 2 stabilized with 4% of RBI Grade 81
Soil 2 stabilized with 6% of RBI Grade 81
9 1113151719212325
Water content (%)
15.0
15.5
16.0
16.5
17.0
17.5
Dry unit weight (kN/m
3
)
8 1012141618202224
Water content (%)
15.5
16.0
16.5
17.0
17.5
18.0
Dry unit weight (kN/m
3
)
(a)
(b)
(c)
Figure 5.2. Compaction curves of soil 2 and its mixtures: (a) standard Proctor compaction effort; (b)
intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort.
60
4 6 8 101214161820
Water content (%)
14.0
15.0
16.0
17.0
18.0
19.0
Dry unit weight (kN/m
3
)
Soil 3
Soil 3 stabilized with 2% of RBI Grade 81
Soil 3 stabilized with 4% of RBI Grade 81
Soil 3 stabilized with 6% of RBI Grade 81
5 7 9 111315171921
Water content (%)
15.0
16.0
17.0
18.0
19.0
20.0
Dry unit weight (kN/m
3
)
6 8 10 12 14 16 18 20 22
Water content (%)
16.0
17.0
18.0
19.0
20.0
21.0
Dry unit weight (kN/m
3
)
(a)
(b)
(c)
Figure 5.3. Compaction curves of soil 3 and its mixtures: (a) standard Proctor compaction effort; (b)
intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort.
61
0246
RBI Grade 81 (%)
25
27
29
31
33
35
Optimum moisture content (%)
Standard Proctor compaction effort
Intermediate Proctor compaction effort
Modified Proctor compaction effort
0246
RBI Grade 81 (%)
12
14
16
18
20
22
Optimum moisture content (%)
0246
RBI Grade 81 (%)
7
9
11
13
15
17
Optimum moisture content (%)
0246
RBI Grade 81 (%)
12
13
14
15
16
17
Maximum dry
unit weight (kN/m
3
)
0246
RBI Grade 81 (%)
14
15
16
17
18
19
Maximum dry
unit weight (kN/m
3
)
0246
RBI Grade 81 (%)
15
16
17
18
19
20
Maximum dry
unit weight (kN/m
3
)
(a)
(b)
(c)
(a)
(b)
(c)
Figure 5.4. Compaction tests data of soils and their mixtures: (a) soil 1; (b) soil 2; and (c) soil 3.
62
In contrast, the alterations in the optimum moisture contents induced by the
chemical stabilizer are not well defined in the literature. For example, cases can be
quoted of optimum moisture content reduction in soils with the addition of hydrated
lime (GUIMARÃES, 1971) and non-significant alterations in the optimum moisture
content of soils with cement addition (FERRAZ, 1994). On the other hand, some
authors have reported increases in optimum moisture content with the addition of
chemical additives such as hydrated lime (CARVALHO et al., 1981; LIMA, 1981;
FERRAZ, 1994; OSULA, 1996; AIBAN et al., 1998; CRISTELO and JALALI, 2004),
Portland cement (OSULA, 1996; TRINDADE et al., 2003), fly ashes (CONSOLI et al.,
2001; KOLIAS et al., 2005) and ground high furnace dross (SANT’ANA, 2003).
Concerning influence of RBI Grade 81 on the compaction parameters of
tropical soils, there is scarse data available in the literature. One of the few references in
this respect is a study by França (2003), who obtained similar results to those reported
in the present study. Regarding the soils, this author mentioned lower maximum dry
unit weight values and greater values of optimum moisture content of the mixtures with
the increase in the additive content, and greater compaction efforts produced mixtures
with higher maximum dry unit weights and lower optimum moisture contents, a
performance that was confirmed by the results in the present research presented in
Figure 5.4.
5.4.2. CBR and swelling
Figures 5.5 to 5.7 present the results of the conventional (with four days water
immersion stage) and non-conventional (without four days immersion stage) CBR tests
carried out on the soils and their respective mixtures, considering the compaction efforts
of the standard, intermediate and modified Proctor tests.
The analysis of the results presented in Figures 5.5 to 5.7 shows that the non-
conventional tests supplied higher CBR values than the conventional tests. However,
the percentage gains observed in the CBR parameter in function of the additive content
were greater in the samples tested conventionally, that is, after immersion in water for
four days according to the respective technical standard. For example, it can be reported
the results of the CBR tests carried out at the modified Proctor compaction effort, when
specimens tested non-conventionally presented CBR percentage gains in soils 1, 2 and
63
3, respectively, of 349%, 249% and 293%, while in the conventional tests the observed
gains were, respectively, 374%, 698% and 600%. This behavior can be related to the
fact that the untreated soil samples presented generally more accentuated drops in their
bearing capacity after immersion in water than the stabilized samples due to drops in
their suction and, consequently, in their effective stresses.
Figures 5.5 to 5.7 show that the greatest CBR values were associated to soil 3,
which had a more granular texture, and its respective mixtures, with CBR values of up
to 228%, in the case those specimens compacted at the modified Proctor effort and
tested in the non-conventional form. Compared to the soils, it was observed that all the
mixtures presented significant increases in CBR, especially soil 2 with 6% of additive
compacted at the modified Proctor compaction effort and tested conventionally, that
obtained a gain of 698%. A striking fact in the results of the CBR tests presented in
Figures 5.5 to 5.7 was the significant gains in load capacity associated to the variations
in the compaction effort used in the soils and their respective mixtures. The only
exception occurred in soil 3 tested conventionally that presented a slight reduction in
CBR when the compaction effort was raised from the intermediate to the modified
Proctor.
In terms of swelling, the highest values observed in the CBR tests ranged from
1.3% to 3.2% and from 0.5% to 3.0%, respectively, in soils 2 and 3 tested at the
standard and modified Proctor compaction efforts, as shown in Figures 5.6 and 5.7.
These swellings may be associated to the combinations of at least these two factors: the
mineralogical constitutions of the soils, with the presence of mica (muscovite) and its
silt and fine sand fractions, that gave more pronounced, resilient mechanical responses
and the considerable variation in the compaction effort used in the specimen
preparation, which emphasized further their resilient responses. In contrast, the results
presented in Figure 5.5 show that the swelling values detected in soil 1 were relatively
low, and the greatest swelling observed was 0.7%.
However, the addition of the chemical stabilizer accounted for significant
reductions in swelling, in all soils and at all compaction efforts used. Analysis of the
data presented in Figures 5.5 to 5.7 shows that the soil stabilization caused percentage
reductions in swelling of up to 96%, in the case of soil 3 with 4% and 6% chemical
additive and tested, respectively, at the intermediate and modified Proctor compaction
efforts. However, in some circumstances there was increased swelling related to
64
increased chemical additive contents. It is believed that in these cases the poor precision
in the determination of the low swelling value during the execution of the CBR tests
accounted most for this performance observed in the mixtures.
0246
RBI Grade 81 (%)
0
40
80
120
160
200
CBR (%)
0.0
0.3
0.6
0.9
1.2
1.5
Swelling (%)
17
25
48
87
11
13
34
68
0.3
0.1
0.2
0.1
0246
RBI Grade 81 (%)
0
40
80
120
160
200
CBR (%)
0.0
0.3
0.6
0.9
1.2
1.5
Swelling (%)
32
63
77
103
18
33
41
72
0.5
0.2
0.1
0.1
0246
RBI Grade 81 (%)
0
40
80
120
160
200
CBR (%)
0.0
0.3
0.6
0.9
1.2
1.5
Swelling (%)
34
67
83
151
23
38
75
107
0.7
0.5
0.2
0.3
(a)
(b)
(c)
Swelling: 7 days curing time plus 4 days water immersion
CBR: 7 days curing time plus 4 days water immersion
CBR: 7 days curing time
Figure 5.5. Mean values of CBR and swelling of soil 1 and its mixtures: (a) standard Proctor
compaction effort; (b) intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor
compaction effort.
65
0246
RBI Grade 81 (%)
0
50
100
150
200
250
CBR (%)
0.0
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
Swelling (%)
16
28
56
74
12
26
55
67
1.3
0.5
0.2
0.2
0246
RBI Grade 81 (%)
0
50
100
150
200
250
CBR (%)
0.0
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
Swelling (%)
34
59
95
101
14
29
61
74
2.4
1.4
0.3
0.4
0246
RBI Grade 81 (%)
0
50
100
150
200
250
CBR (%)
0.0
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
Swelling (%)
52
109
146
180
18
43
106
142
3.2
1.0
0.2
0.2
(a)
(b)
(c)
Swelling: 7 days curing time plus 4 days water immersion
CBR: 7 days curing time plus 4 days water immersion
CBR: 7 days curing time
Figure 5.6. Mean values of CBR and swelling of soil 2 and its mixtures: (a) standard Proctor
compaction effort; (b) intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor
compaction effort.
66
0246
RBI Grade 81 (%)
0
60
120
180
240
300
CBR (%)
0.0
0.8
1.6
2.4
3.2
4.0
Swelling (%)
29
55
106
136
15
30
70
101
0.5
0.2
0.1
0.1
0246
RBI Grade 81 (%)
0
60
120
180
240
300
CBR (%)
0.0
0.8
1.6
2.4
3.2
4.0
Swelling (%)
43
73
126
198
26
52
105
159
1.2
0.2
0.1
0.1
0246
RBI Grade 81 (%)
0
60
120
180
240
300
CBR (%)
0.0
0.8
1.6
2.4
3.2
4.0
Soil swelling (%)
58
96
207
228
25
63
126
175
3.0
0.8
0.2
0.1
(a)
(b)
(c)
Swelling: 7 days curing time plus 4 days water immersion
CBR: 7 days curing time plus 4 days water immersion
CBR: 7 days curing time
Figure 5.7. Mean values of CBR and swelling of soil 3 and its mixtures: (a) standard Proctor
compaction effort; (b) intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor
compaction effort.
It is emphasized that the performance of the materials assessed in the present
study was characteristic of cemented mixtures that commonly present low swelling and
67
high bearing capacity. As examples, there are reports in the literature of significant
reductions in swelling and CBR gains after incorporating hydrated lime (FERAZ et al.,
1991; AIBAN et al., 1998; REZENDE, 2003; PESSOA, 2004), Portland cement
(AIBAN et al., 1998; TRINDADE et al., 2003; PESSOA, 2004) and RBI Grade 81
(MACHADO et al., 2001; FRANÇA et al., 2003) in the soils.
5.4.3. Unconfined compression and Brazilian tensile strength tests
Unconfined compressive strength is one of the parameters most used in the
dosing methods of soil-cement and soil-lime mixtures, as their quality reference (LIMA
et al., 1993b). This characteristic has been used as a quantitative parameter to assess the
efficacy of the cementing links produced in the intergranular contacts of the soil
particles, in the case of soil-cement mixtures (LIMA et al., 1993a), and of the
pozzolanic reactions that occur in the long-term that are responsible for the development
of cement products in soil stabilized with lime (TRB, 1976). These considerations
justify the use of the unconfined compression test to assess the mechanical properties of
the mixtures researched in the present study.
Lima et al. (1993b) reported that the layers in a highway pavement constituted
of cemented mixtures that present high mechanical strength and deformability modules
values generally show a plate performance that can lead to substantial reduction in the
level of the stress applied by traffic transmitted to the lower levels. However, the high
relationship among the deformation modules in the stabilized layer and in the lower
layers can result in the generation of considerable flexural stress in the stabilized
material (THOMPSON, 1966). Thus in the present study great importance was given to
determining the tensile strength in the RBI Grade 81 mixtures using the Brazilian tensile
strength test.
Therefore, in the present study, the effects of stabilizer content and compaction
effort on the mechanical strength of soil-RBI Grade 81 mixtures were also assessed
using data from unconfined compression and Brazilian tensile strength tests that were
carried out on mixture specimens submitted to curing in an acclimatized room for seven
days, considering the compaction efforts of the standard, intermediate and modified
Proctor tests. Furthermore, following the Brazilian Standards the adverse conditions that
can occur in mixtures in use in the field were simulated by tests carried out on
68
specimens cured and submitted to immersion in water for four hours, before being taken
to failure.
Figures 5.8 to 5.10 present the results of the unconfined compression and
Brazilian tensile strength tests on specimens of the soils and the mixtures. Analysis of
these results shows that increases in the chemical additive content and the compaction
effort accounted for significant increases in the unconfined compressive strength and
tensile strength values, and the greatest percentage gains observed were associated to
the mixture with 6% chemical additive tested at the standard Proctor compaction effort.
The greatest gains in unconfined compressive and tensile strengths in soils 1, 2 and 3
were 376%, 258% and 946%, and 502%, 329% and 1296%, respectively.
Similarly to the data obtained in the CBR tests and presented in item 5.4.2, the
results in Figures 5.8 to 5.10 show that the highest values for unconfined compressive
and tensile strengths were associated to mixtures of soil 3 with 6% chemical additive,
tested at the modified Proctor compaction effort, and refer, respectively, to the
following values: (i) 2309 and 363 kN/m
2
, in the case of tests without the water
immersion stage; and (ii) 1399 and 182 kN/m
2
, in the case of tests with the four hours
water immersion stage.
Indeed, it is difficult to define a minimal mechanical strength so that a
cemented mixture shows plate effect, for purposes of the structural project of a highway
pavement with a cemented layer. However, Thompson (1968) reported that research
developed with plate tests on modified soils or soils improved with Portland cement,
that is, soils stabilized with lower cement contents than those determined by the dosage
criteria of these mixtures, indicated that the plate effect may be related to the materials
with 240 kN/m
2
flexural tensile strength. Thus when a ratio of approximately two was
adopted between flexural tensile strength and the Brazilian tensile strength, as referred
to in the literature (TRB, 1976), there are materials with tensile strength determined in
Brazilian tests at more than 120 kN/m
2
that may present plate effect. Based on these
data, most of the mixtures in the present study for the 4% and 6% stabilizer contents
may present typical plate performance.
69
0246
RBI Grade 81 (%)
0
400
800
1200
1600
2000
Unconfined
compressive strength (kN/m
2
)
0
80
160
240
320
400
Tensile strength (kN/m
2
)
155
187
504
739
0
78
109
200
18
22
84
111
0
12
30
45
0246
RBI Grade 81 (%)
0
400
800
1200
1600
2000
Unconfined
compressive strength (kN/m
2
)
0
80
160
240
320
400
Tensile strength (kN/m
2
)
430
500
857
1132
135
214
336
438
46
64
132
198
13
22
42
63
0246
RBI Grade 81 (%)
0
400
800
1200
1600
2000
Unconfined
compressive strength (kN/m
2
)
0
80
160
240
320
400
Tensile strength (kN/m
2
)
877
1068
1330
1420
221
420
812
915
75
88
159
255
15
46
75
86
(a)
(b)
(c)
† †
Unconfined compressive strength: 4 hours water immersion
Tensile strength: without immersion
Tensile strength: 4 hours water immersion
Unconfined compressive strength: without immersion
Figure 5.8. Mean values of unconfined compressive and Brazilian tensile strengths of soil 1 and its
mixtures specimens: (a) standard Proctor compaction effort; (b) intermediate Proctor
compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort. †Specimens suffered such
severe mass losses after 4 hours immersion in water that prevented them to be tested.
70
0246
RBI Grade 81 (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
Unconfined
compressive strength (kN/m
2
)
0
90
180
270
360
450
Tensile strength (kN/m
2
)
136
280
440
488
0
0
199
219
25
41
84
107
0
0
31
46
0246
RBI Grade 81 (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
Unconfined
compressive strength (kN/m
2
)
0
90
180
270
360
450
Tensile strength (kN/m
2
)
273
482
830
927
0
0
323
665
44
71
148
179
0
0
44
76
0246
RBI Grade 81 (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
Unconfined
compressive strength (kN/m
2
)
0
90
180
270
360
450
Tensile strength (kN/m
2
)
638
928
1341
1897
0
0
870
1126
62
86
180
312
0
0
91
154
(a)
(b)
(c)
† † † †
† † † †
† † † †
Unconfined compressive strength: 4 hours water immersion
Tensile strength: without immersion
Tensile strength: 4 hours water immersion
Unconfined compressive strength: without immersion
Figure 5.9. Mean values of unconfined compressive and Brazilian tensile strengths of soil 2 and its
mixtures specimens: (a) standard Proctor compaction effort; (b) intermediate Proctor
compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort. †Specimens suffered such
severe mass losses after 4 hours immersion in water that prevented them to be tested.
71
0246
RBI Grade 81 (%)
0
600
1200
1800
2400
3000
Unconfined
compressive strength (kN/m
2
)
0
100
200
300
400
500
Tensile strength (kN/m
2
)
94
428
813
981
0
256
469
538
11
68
127
155
0
37
73
92
0246
RBI Grade 81 (%)
0
600
1200
1800
2400
3000
Unconfined
compressive strength (kN/m
2
)
0
100
200
300
400
500
Tensile strength (kN/m
2
)
168
480
1044
1390
0
381
748
825
22
115
202
219
0
54
102
114
0246
RBI Grade 81 (%)
0
600
1200
1800
2400
3000
Unconfined
compressive strength (kN/m
2
)
0
100
200
300
400
500
Tensile strength (kN/m
2
)
292
1198
1622
2309
0
457
1089
1399
37
161
269
363
0
98
153
182
(a)
(b)
(c)
† †
† †
† †
Unconfined compressive strength: 4 hours water immersion
Tensile strength: without immersion
Tensile strength: 4 hours water immersion
Unconfined compressive strength: without immersion
Figure 5.10. Mean values of unconfined compressive and Brazilian tensile strengths of soil 3 and its
mixtures specimens: (a) standard Proctor compaction effort; (b) intermediate Proctor
compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort. †Specimens suffered such
severe mass losses after 4 hours immersion in water that prevented them to be tested.
72
The results of the laboratory experiments in Figures 5.8 to 5.10 also show the
effect of the water immersion of specimens in the mechanical strength parameters
analyzed. In these experiments, the immersion of the specimens in water for a four-hour
period accounted for decreases in unconfined compressive and tensile strengths in the
mixtures, but some specimens did not resist the immersion process and became undone
or suffered severe mass losses that prevented them from being tested. In accordance
with the data presented, generally only the specimens of untreated soil and the soil 2
mixture stabilized with 2% additive did not resist the water immersion process, which
reinforces the efficiency of the additive in producing mixtures with greater mechanical
stability. However, it should be emphasized that even mixtures which resisted to water
immersion presented considerable drops in mechanical strength, and data presented in
Figure 5.11 verify that mean losses of the mechanical strength were approximately: (i)
58%, 46% and 39%, respectively, for specimens of soils 1, 2 e 3 taken to failure in the
unconfined compression tests; and (ii) 60%, 58% e 46%, respectively, for specimens of
soils 1, 2 and 3 submitted to failure in the Brazilian tensile strength test. There were
extreme cases where water immersion was responsible for mechanical strength losses of
up to 78%, as, for example, in the unconfined compressive strength of soil 1 stabilized
with 4% additive and tested at the standard Proctor compaction effort.
The literature reports studies such as those by Mendonça et al. (2001) and
Cristelo and Jalali (2004) where adverse conditions that can occur with soil lime
mixtures in use in the field were simulated by submitting specimens to water immersion
before carried out on unconfined compression tests. Mendonça et al. (2001) reported
that the stress-strain curves of the mixtures of two residual gneiss soils after cure times
of 7 to 180 days, without and after four hours water immersion, presented some
geometric similarities, but differed significantly in the magnitude of the mechanical
strengths determined, and there were drops of 20% to 40% among the strengths
determined without and after specimens water immersion, respectively. Working with
two residual granite soils and with cure times of 1 to 10 weeks, Cristelo and Jalali
(2004) reported that only the soil lime mixtures cured for more than 6 weeks resisted to
water immersion for a 48 hour period, and 35% to 75% drops in unconfined
compressive strength were observed after specimen water immersion.
The results presented in Figure 5.12 show that the highest mean value of the
ratios among tensile strength and unconfined compressive strength was associated to the
73
soil 3 mixtures. It could be also associated to the soils 1, 2 and 3 mixtures, respectively,
the following mean values: (i) 0.14, 0.16 and 0.17 for the tests without water immersion
phase; and (ii) 0.15, 0.14 and 0.15 for the tests with four hours water immersion phase.
It’s inferred, also, from data presented in Figure 5.12, that water immersion was
responsible for decrease of the ratios between tensile strength and unconfined
compressive strength of the analyzed mixtures; exception was the soil 1 mixtures, where
it was noticed a slight increase in mean values of the ratios between tensile strength and
unconfined compressive strength.
Figure 5.13 presents the results of the regression analyses carried out to
determine models that would relate the tensile strength and unconfined compressive
strength in the mixtures studied. The best equation was chosen taking into consideration
the following criteria: (i) significance of the variables of the model; (ii) greatest
determination coefficient (R
2
) obtained in the analysis; (iii) coherence in the signs
associated to the coefficients of the equations; and (iv) graphic analysis of the residues
or errors classified in frequency intervals and calculated by Equation 5.1, as follow:
y
ˆ
yResiduals −= .............................................................................................. (5.1)
where: ( ) is the tensile strength determined in the laboratory tests and
expressed in kN/m
y
2
, and ( ) is the tensile strength estimated from equations from
Figure 5.13 and expressed in kN/m
y
ˆ
2
.
Analysis of the results showed that the linear model was the best fit to the data
determined experimentally. From this model, that was used to estimate the tensile
strength in function of unconfined compressive strength, the coefficients of
determination of 0.8711 and 0.8736, respectively, were estimated for the tests with and
without water immersion of the specimens for four hours. The equations presented in
Figure 5.13 show similar normally distributed residues which are concentrated around
the mean values. In both cases, it was also verified that the residual mean values were
equal to zero, i.e., there were determined two equations non-tending to underestimate or
overestimate the tensile strength determined experimentally.
74
(
a
)
(
a
)
(
b
)
(
b
)
(
c
)
(
c
)
Mean
v
alues = 58.14†
Mean
v
alues = 59.79††
Mean
v
alues = 45.79†
Mean
v
alues = 57.92†
Mean
v
alues = 38.99† Mean
v
alues = 45.68†
30 40 50 60 70 80 90
Percentage decrease of the
unconfined compressive strength
0
2
4
6
8
10
12
Number of observations
10 20 30 40 50 60 70
Percentage decrease of the
unconfined compressive strength
0
1
2
3
4
5
6
Number of observations
10 20 30 40 50 60 70
Percentage decrease of the
unconfined compressive strength
0
2
4
6
8
10
12
Number of observations
30 40 50 60 70 80 90
Percentage decrease
of the tensile strength
0
2
4
6
8
10
12
Number of observations
30 40 50 60 70 80 90
Percentage decrease
of the tensile strength
0
1
2
3
4
5
6
Number of observations
36 40 44 48 52 56 60
Percentage decrease
of the tensile strength
0
2
4
6
8
10
12
Number of observations
Figure 5.11. Mean values of percentage strength decreases of tested soils mixtures specimens: (a) soil 1;
(b) soil 2; and (c) soil 3. †Normal distribution at 5% level using Shapiro-Wilk’s normality
test. ††Non-normal distribution at 5% level using Shapiro-Wilk’s normality test.
75
S
am
p
les teste
d
without water immersion
S
amples teste
d
after
4 hours water immersio
n
(
a
)
(
a
)
(
b
)
(
b
)
(
c
)
(
c
)
Mean
v
alues = 0.1423†
Mean
v
alues = 0.1476††
Mean
v
alues = 0.1628†
Mean
v
alues = 0.1429††
Mean
v
alues = 0.1693†† Mean
v
alues = 0.1527††
0.08 0.10 0.12 0.14 0.16 0.18 0.20
Tensile strength
Unconfined compressive strength
0
1
2
3
4
5
6
Number of observations
0.04 0.08 0.12 0.16 0.20 0.24 0.28
Tensile strength
Unconfined compressive strength
0
2
4
6
8
10
12
Number of observations
0.12 0.14 0.16 0.18 0.20 0.22 0.24
Tensile strength
Unconfined compressive strength
0
2
4
6
8
10
12
Number of observations
0.12 0.14 0.16 0.18 0.20 0.22 0.24
Tensile strength
Unconfined compressive strength
0
2
4
6
8
10
12
Number of observations
0.10 0.12 0.14 0.16 0.18 0.20 0.22
Tensile strength
Unconfined compressive strength
0
1
2
3
4
5
6
Number of observations
0.08 0.12 0.16 0.20 0.24 0.28 0.32
Tensile strength
Unconfined compressive strength
0
2
4
6
8
10
12
Number of observations
Figure 5.12. Mean values of ratio between Brazilian tensile strength and unconfined compressive
strength of tested soils mixtures specimens: (a) soil 1; (b) soil 2; and (c) soil 3. †Normal
distribution at 5% level using Shapiro-Wilk’s normality test. ††Non-normal distribution at
5% level using Shapiro-Wilk’s normality test.
76
S
ample
s
te
s
te
d
without water immersion
S
amples teste
d
after
4 hours water immersio
n
Mean
v
alues = 0.00†Mean
v
alues = 0.00†
Soil 1 mixtures specimens
Soil 2 mixtures specimens
Soil 3 mixtures specimens
0 300 600 900 1200 1500
Unconfined compressive
strength (
k
N/m
2
)
0
40
80
120
160
20
0
Tensile Strength (kN/m
2
)
0 500 1000 1500 2000 2500
Unconfined compressive
stren
g
th
(
k
N/m
2
)
0
80
160
240
320
400
Tensile strength (kN/m
2
)
-120 -80 -40 0 40 80
Residuals
0
5
10
15
20
25
30
Number of observations
-40-200 204060
Residuals
0
5
10
15
20
25
30
Number of observations
y = 3.9728 + 0.1522
**
. x
R
2
= 0.8711
**
^
y = 10.8265 + 0.1155
**
.
x
R
2
= 0.8736
**
^
Figure 5.13. Brazilian tensile and unconfined compressive strengths adjusted equations, and residual
analysis applied to tested soils mixtures specimens: (a) specimens tested without immersion
in water; (b) specimens tested after immersion during 4 hours in water. †Normal
distribution at 5% level using Shapiro-Wilk’s normality test. **Significant at 1% level
using Student t test.
The mean values of the relationships between the tensile strength and
unconfined compressive strength, given by the inclination of straight lines illustrated in
Figure 5.13, were clearly altered by water immersion of the specimens, and the mean
values of these ratios were around 0.15, for the mixtures not submitted to water
immersion, and around 0.12, in the case of the mixtures submitted to four hours water
immersion. However, it was detected that in both cases increases in unconfined
compressive strength contributed significantly to the gains in tensile strength, because
77
5.5.
the coefficients of the equations presented in Figure 5.13 were significant at the level of
1% probability by the Student t test.
It is pointed out that the mean values of the ratio between the tensile strength
and unconfined compressive strength detected for the mixtures studied, after a seven-
day cure period, were superior to those commonly used to estimate cemented mixture
tensile strength that are usually around 0.10 (LIMA et al., 1993b). The results obtained
in the present study suggested the occurrence of short and medium-term reactions,
responsible for the generation of inter-particles cementation links that, associated to the
action of the microfibers present in the stabilizer mass, accounted for the high tensile
strength values in the tested mixtures.
Conclusions
• The chemical stabilizer under study presented good performance when
added to the soils analyzed, producing gains in their mechanical strengths
(CBR, unconfined compressive strength and tensile strength) and decreases
in their mean swellings in the CBR test.
• The compaction parameters of the soils under study were significantly
modified with the addition of the stabilizer, and reductions were observed in
the maximum dry unit weights and increases in the optimum moisture
contents.
• Increasing compaction effort led to significant alterations in the mechanical
properties of the soils and mixtures, causing increases in the CBR, swelling,
unconfined compressive strength and tensile strength values.
• Water immersion caused significant reductions in the mechanical strength
of the mixtures, reaching average drops of 48% and 54%, respectively, in
the Brazilian tensile strength and unconfined compression tests.
• The mean values of the relationships among the tensile strength and
unconfined compressive strength were around 0.15 for the mixtures not
submitted to water immersion and around 0.12 in the case of the mixtures
that were submitted to four hours water immersion. These values are greater
78
than those commonly found in mixtures stabilized with lime and Portland
cement, which are about 0.10.
• In the majority of the statistical analysis, the normality test (Shapiro-Wilk’s
test) and the significance test (Student t test) resulted significant at 5%
probability level.
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compaction on mechanical strength of soil-RBI Grade 81 mixtures. Brazilian
Journal of Forest Science, v.29, n.3, p. 413-418, 2005. (In Portuguese).
82
6
6.1.
Chemical stabilization of tropical soils: shear
strength and elastic properties characterization using
triaxial test
Abstract. This paper addresses the mechanical characterization of soils of the Zona da
Mata of Minas Gerais State, Brazil, and their mixtures with a chemical stabilizer for
geotechnical highway applications using non consolidated-non drained triaxial tests.
Materials and methods are as follows: (i) soils: one mature and two young gneiss
residual soils; (ii) chemical stabilizer: RBI Grade 81 at the contents of 2%, 4% and 6%
related to soils dry weights; (iii) soils and mixtures specimens compacted at the
standard, intermediate and modified Proctor compaction efforts; (iv) mixtures
specimens cured during seven days in a conditioning chamber. Conclusions of the study
are as follows: (i) addition of the stabilizer to the soils and increase in its content, as
well as in the compaction effort led to significant gains in the soils shear strength,
mainly regarding the intercept cohesion parameter; (ii) the effect of the confining
pressure in the shear strength of the tested mixtures was progressively reduced with
increases in the stabilizer content and in the compaction effort; (iii) addition of the
stabilizer to the tested soils probably generated internal mechanisms of cementation
among the soil particles that produced more rigid soil mixtures with fragile rupture
behavior, affecting significantly the soils deformability parameters.
Keywords: Tropical soils; Chemical stabilization; RBI Grade 81 chemical stabilizer;
Shear strength; Geotechnical and highway applications.
Introduction
Brazil is the largest country in Latin America, covering almost half (47.3%) of
the South American continent, with an area of 8,547,403 km
2
. It is the fifth largest
country in the world after the Russian Federation, Canada, China and United States.
83
Because of Brazil's territorial extension, implanting its transport system has been an
enormous challenge over the years.
Since the beginning of the 1970s, the Brazilian government has prioritized
funds for roadway construction and maintenance, which transport about 85% of the
Brazilian population and products (BRAZIL, 2005). Even with this effort, the roadway
network in Brazil is still not considered satisfactory, bearing in mind
(REZENDE, 2003): (i) the need to pave more roadways; (ii) a great part of this network
has serious conservation and maintenance problems; and (iii) the existence of several
regions without transport roads.
Rezende (2003) reported that at the start of roadway construction in Brazil,
project specifications and methodologies were adopted that existed in other countries so
that at first granular materials were used to execute base layers and sub-base layers on a
large scale and, as consequently, these materials are not easily found today. In Brazil,
recent research comes being carried through to analyze the viability of using fine local
soils and rejects including slag, fly ash, civil construction rubble, residues or byproducts
from the paper and cellulose industries and milled asphalt as materials to form roadway
paving layers. These studies refer to the so-called economic or low cost paving’s, that
with the use of the materials mentioned have reduced construction costs satisfactorily,
and the environmental impacts generated by exploitation of quarries. When these
materials do not present satisfactory structural performance, one of the recommended
solutions is the use of chemical stabilization techniques that aim to obtain an end
product that meets the projected specific requirements.
The chemical stabilizers that have been proven to improve the physical and
mechanical properties of a soil include Portland cement and lime (THOMPSON, 1966,
1969; Transportation Research Board - TRB, 1976; LIMA, 1981; FERRAZ et al., 1991;
FERRAZ, 1994; ALCÂNTARA, 1995; MENDONÇA et al., 2000; SCHNAID et al.,
2001; TRINDADE et al., 2003). However recently another product, RBI Grade 81, has
been used successfully in chemical stabilization of soils on the European and African
continents and it is the object of study in the present investigation.
As Thompson (1966) pointed out, the shear strength parameters of stabilized
mixtures are essential to rational analysis and dimensioning of the structure of flexible
pavements, also including in the spectrum the semi-rigid pavements dimensioned
according to the dimensioning method of the Brazilian National Department of
84
6.2.
Highways (DNER, 1996), currently the Brazilian National Department of Transport
Infrastructure (DNIT). In this sense, the present study was carried out to widen the
Brazilian databank in the characteristics of resistance to shearing of soils stabilized
chemically for geotechnical purposes, especially for roadway applications. For this, the
mixtures of three residual gneiss soils typical of the Zona da Mata of Minas Gerais
State, Brazil, and the RBI Grade 81 chemical stabilizer were characterized
technologically in order to analyze the influence of the compaction effort and stabilizer
content on shear strength and elastic properties of the mixtures, represented by data
from unconsolidated-undrained triaxial tests.
Soil stabilization
6.2.1. Background
According to Lima (1981) the stabilization of a soil is any artificial
modification introduced in its performance to permit its use in engineering works,
acquiring a quantitative character through parameters inherent to determined project
criteria, such as shear strength, deformation under load action, moisture absorption. This
author also stated that when dealing with roads, stabilizing a soil means giving it the
capacity to resist natural erosive actions and efforts and wear induced by traffic under
the most adverse conditions considered in the project. In this context, Winterkorn
(1955) summarized the stabilization process in: (i) determination of soil strength and
complimentary strength necessary for the determined engineering purpose;
(ii) transformation of this complimentary strength required in materials and construction
processes to be used, based on technical, economical or special criteria; and
(iii) consideration of the durability of the work in the project period.
Silva (1968) emphasized that when attempting to order the soil stabilization
techniques there is a problem related to the disparities and similarities of the means and
mechanisms used, although it is of practical interest to adopt a classification criteria.
From this point of view, this author refers to the following soil stabilization modalities:
mechanical, chemical, electrical and thermal. Of these, those of greatest interest in
roadway construction are the mechanical and the chemical, and the latter is the
technique of greatest interest in the present study.
85
Chemical stabilization of a soil refers to the alterations produced in its mass by
introducing a small quantity of chemical additive, which gives it certain engineering
properties pre-established in the project. According to Silva (1968), the chemical soil
stabilization can be processed through four different mechanisms: (i) substitution of
water molecules and cations adsorbed by water repellent cations; (ii) establishing
reinforced links among particle aggregates by adding linkers; (iii) flocculation; and
(iv) dispersion. Lima et al. (1993a) reported that it is common to include chemical
additives for roadway purposes that produce better structuring in the soil mass, such as
hydrated lime and Portland cement. In this context, other products have also been used
tentatively, such as lignin, sugar cane waste, wood tar, Kraft black liquor, lime mud,
grits and DS-328, but the practical results have not yet permitted a precise definition of
their potentialities (LIMA et al. 2003).
With the objective of supplying a theoretical framework for the soil chemical
stabilization techniques commonly used in roadway construction in Brazil, the
subsequent items present a brief reference to the use of Portland cement and lime and a
synthesis of the main characteristics of RBI Grade 81.
6.2.2. Soil-cement stabilization
In terms of the historical use of soil-cement, the English engineer H. E. Brook-
Bradley was pioneer according to the Portland Cement Association (PCA, 1960), and
the precursor of this mixture, when it was used in treating road beds and tracks for
animal traction vehicles in southern England in 1891.
In Brazil, the first works executed with a soil-cement date from 1939.
According to Dama and Miranda (1996), the first experiment in soil-cement in the
Brazilian roadway network was the paving of the Rio-Bahia Highway with about 1800
km of soil-cement base. Regarding research, the Brazilian Portland Cement Association
(ABCP) began studies with soil-cement mixtures in 1941, extending this research not
only to the area of roadway engineering but also to sectors of Brazilian civil
construction.
Regarding the soil-cement doses, it can be stated that this consists in
performing laboratory experiments with a certain soil type and variable ratios of soil
and Portland cement and water and in the interpretation of the results of these
86
experiments by technical economic criteria established in function of the experience.
The result is the definition of the soil, Portland cement and water quantities that
guarantee the mixture the minimum characteristics required of resistance and durability
(LIMA et al. 1993a).
The Brazilian experience in using base and sub-base layers of soil-cement is
based on the design methods of the Portland Cement Association, with adaptations by
the Brazilian Portland Cement Association (ABCP, 1986), and in the technical standard
NBR 12253 of the Brazilian Technical Standards Society (ABNT, 1992).
According to Lima et al. (1993a), the effect produced by Portland cement can
be seen in two distinct ways, whether referring to granular or cohesive soils. In the first,
the additive is destined mainly to create links in the intergranular contacts to guarantee
more effective strength of the material to external solicitations, by increase in the
strength part relative to cohesion; in the case of fine soils, the Portland cement grains
perform as a nucleus to which the surrounding tiny particles of the soil adhere, forming
regions of flocculated materials that present links derived from the cementation
phenomena. The soil-cement doses are processed by the study of the soil by
characterization studies, and from the mixture by unconfined compression tests. Thus
every soil can be stabilized with Portland cement; however, it is a basic rule that the
cement quantity used increases with the quantity of clay that technically and
economically makes sandy soils more favorable to this form of stabilization.
The Brazilian National Department of Highways (DNER, 1996), presents a
distinction between the terms soil-cement stabilization and soil improved with cement.
The first term refers to a duly compacted mixture of soil, Portland cement (contents
commonly in the 6% to 10% range) and water, and the mixtures should meet certain
density, durability and mechanical strength requirements, giving as a result a cemented
and highly tensile strength material. The second is a modality that is obtained by adding
small quantities of Portland cement (2% to 4%) to primarily modify soil regarding its
plasticity and sensitivity to water, without accentuated cementation, and the mixtures
are considered as layers with flexible performance.
Some considerations regarding the chemical and mineralogical constitution of
the soils should be considered in soil-cement stabilization. One of them is the presence
of sulfates, because, according to Petrucci (1978) reactions may occur of these
substances with calcium hydroxide and free aluminum, giving rise to calcium sulfo-
87
aluminate with expansive performance. Another is the presence of organic matter,
considered by this author as a negative factor for occurrence of Portland cement
hydration reactions. The third consideration, according to Alcântara (1995), concerns
soils with fine fraction consisting of montmorilonitic clay that, in the stabilization
process with Portland cement, may lead to the disaggregation of the mixture because of
the occurrence of significant expansion of the clay minerals when in the presence of
water.
6.2.3. Soil-lime stabilization
Lime has been used for more than 5000 years and it is believed that its use in
road stabilization originated more than 2000 years ago with the Romans (LIMA, 1981).
The Romans also used a cementation material, pozzolan, in the search for better
mechanical strength characteristics of the soil and lime mixtures. Pozzolan is a silicic
material that alone, presents little or no agglutination capacity. However, it reacts with
lime and water to form cementation compounds, capable of agglutinating soil particles.
Generally, all the soils with fine particle size react with lime (LIMA et al.,
1993b), and cationic exchanges and flocculation’s occur between these and lime that
benefit their workability, plasticity and expansive characteristics. However, according to
these authors, pozzalanic reactions among the soils and lime do not always occur and
are influenced by the natural property of these materials, by the types and quantity of
lime used, by the cure period conditions and by the compacting characteristics of the
mixtures.
Regarding soil-lime stabilization mechanisms, it is known that the cation
exchange reactions and flocculation are processed rapidly and produce immediate
alterations in plasticity and, on a smaller scale, in shear strength of the mixture (LIMA
et al., 1993b). Pozzolanic reactions can occur between the soil and lime, depending on
the characteristics of the soils to be stabilized. These reactions result in the formation of
several cementation compounds that increase mixture strength and durability and
develop in the long-term, as reported by Diamond and Kinter (1965), Guimarães (1971),
TRB (1976) and Lima (1981).
Lima et al. (1993b) pointed out that soil lime stabilization in roads involves
three service modalities, namely modification of the soil by lime action; stabilization of
88
the subgrade; and stabilization of the base and sub-base layers and reinforcement of the
roadway pavement. According to these authors, the first functions are a constructive
expedient in regions where the soils are naturally excessively wet for use in roadway
construction; the second includes generally the in situ improvement of engineering
properties of soils of the subgrade; and the third includes improvement in the excavated
material engineering properties of soils that are reactive to lime action. Regarding
experiments for design purposes, there are, for the soils that show appreciable strength
gain with lime addition, unconfined compression of samples molded in the standard
Proctor compaction effort; for situations when workability improvement is required,
followed by small strength gains, unconfined compression and California bearing ratio
(CBR) tests are used.
The characteristics of compaction, plasticity, volume variation and mechanical
strength of a soil are influenced by lime addition as follows: the optimum soil moisture
content increases with the lime content and the maximum dry unit weight decreases
(TRB, 1976; CARVALHO et al., 1981; LIMA et al., 1993b); Castro and Serafim Luis
(1974) and Osula (1996) reported reductions in the liquidity limit and increases in the
plasticity limit; volume variations through water absorption and contractions by drying
are, normally, reduced by treatments of soils with lime (MENDONÇA, 1998); and
mechanical strength of reactive soils stabilized with lime, after compaction and suitable
cure period, reach values greatly superior to those of compacted soils (TRB, 1976;
LIMA, 1981; ALCÂNTARA, 1995; OSULA, 1996; MENDONÇA, 1998).
Similarly to the soil-cement mixtures, the Brazilian National Department of
Highways uses the terminologies soil stabilized with lime and soil improved with lime
(DNER, 1996). The first designation is for so-called non-reactive soils where cationic
exchange reactions and carbonation reactions predominate from the addition of lime and
the mixtures are considered as flexible layers; the second is applied to so-called reactive
soils, where lime addition gives rise specifically to pozzolanic reactions, and the
mixtures are considered as semi-rigid layers.
6.2.4. Soil-RBI Grade 81 stabilizer mixtures
RBI Grade 81 is a chemical stabilizer developed in South Africa at the
beginning of the 1990s for roadway application (TECFLORA, 2001). This product is
89
currently manufactured in Israel and Canada by the Anyway Solid Environmental
Solutions Ltd. Kerem Maharal Corporation and commercialized in the form of grains, in
25 kg packs and in one ton containers that can be stored for up to 12 months. Until the
end of 2003, the product was commercialized in Brazil by the TECFLORA S.A.
Company (Advanced Forest Technology S.A.), head office in the city of Viçosa, Minas
Gerais State, who kindly supplied part of the samples used in the present study.
According to the manufacture’s information, the product consists of inorganic
substances that act on the soils to produce strength to weathering action and are stable
under load action and relatively waterproof (ANYWAY, 2002). It consists of gray
colored odorless grains (Figure 6.1a) not self inflammable, with 12.5 pH (in the form of
saturated paste) and 25 kN/m
3
grain unit weight. The main chemical elements forming
the product and their respective variation range in terms of percentage are:
Ca (25-45%), Si (5-20%), S (5-15%), Mg (0-10%), Fe (0-5%), K (0-5%), Al (0-5%) and
Mn (0-2%) (ANYWAY, 2004). The stabilizer also presents approximately 2 cm long
and 20 μm diameter natural microfibers (Figure 6.1b), randomly distributed in its mass,
that create greater tensile strength and mixture flexibility, minimizing the occurrence of
cracks in the stabilized pavement layer (ANYWAY, 2002).
Figure 6.1. (a) photograph showing RBI Grade 81 grains; and (b) details of the microfibers present in
chemical stabilizer mass obtained via secondary electrons signs produced in scanning
electronic microscope (SEM).
It is known that the percentage of chemical additive to be used in the
stabilization of a soil for geotechnical roadway purposes depends on several factors,
especially on the type of soil to be stabilized, the function of the stabilized layer in the
90
road pavement and the type and volume of traffic solicitation. However, regarding RBI
Grade 81, the application field includes, without distinction, soils ranging from sandy to
highly plastic clay (ANYWAY, 2001) and this is one of its most striking characteristics.
Regarding the evolution of mechanical strength of the RBI Grade 81 soil
mixtures over time, technical information from the manufacturer states that at the end of
the first 24 hours there is a substantial quantitative in the chemical reactions, that reach,
at the end of seven days, after mixing and compacting, 90% and can extend for one
year, and this evolution depends on the type of soil to be stabilized (ANYWAY, 2002).
The mixture project, for purposes of use as layers of highway pavement, is based on the
results of the CBR and unconfined compression tests for a seven-day cure time
(ANYWAY, 2003). Regarding accompanying the performance of the mixture in the
field, it is common to recommend specimen collection for laboratory experiments after
the 28 day cure time (ANYWAY, 2003).
From the structural point of view, previous studies have suggested that the
product acts as soil particle linkers, creating an interparticle cementation nuclei through
hydration and pozzolanic reactions that are responsible for the transformation of the
stabilized mass to a product with greater strength and rigidity (ANYWAY, 2001), thus
including the potentialities of the traditional stabilizers lime and Portland cement. The
cementation of the particles produced by the stabilizing agent is clearly shown in
Figure 6.2 that presents images obtained from the results of SEM analysis, carried out
on two soils with different textures (clayey and sandy soils).
The constructive procedures to apply the product in the field are common to
other chemical stabilizers, such as Portland cement and hydrated lime, involving
operations of scarification of the soil in the field, applying the product and mixture of
the stabilized soil mass, application of the quantity of water to take the mixture to the
field compaction moisture content established in the design, new mixing and
compaction. According to the manufacturer (ANYWAY, 2003), the stabilized layer can
be open to traffic shortly after compaction, which functions as a compaction agent
responsible for new mechanical strength gains by the mixture.
91
Figure 6.2. Images of soil-RBI Grade 81 samples obtained by secondary electrons signs produced in
SEM: (a) clayey soil of high plasticity; and (b) sandy soil no plastic.
6.3. Experimental program
6.3.1. Materials
The present study was carried out on three soils collected in the city of Viçosa,
located in the Zona da Mata of Minas Gerais State, Brazil, using a mature gneiss
residual soil, pedologically classified as a Red-Yellow Latosol (soil 1) and two young
gneiss residual soils (soils 2 and 3).
Soil 1 is widely distributed in Brazil and presents a yellow colored latosol B
horizon, strong granular structure and individualized blocks, with a fairly porous aspect.
It has a clay-sand-silt texture (61% clay, 14% silt and 25% sand), with 74% LL and
39% IP. It’s classified as A-7-5 (20) according to the soil classification system of the
Transportation Research Board (TRB). The soil sample was collected from a cutting
slope located on the right side of the highway that links the cities of Viçosa and Paula
Cândido, close to the Viçosa cold mixed plant, between 4.60 and 5.20 meters counted
from the top of the slope.
Soil 2 is from saprolytic layer, C horizon, abundant in a large area of Southeast
Brazil, thick and presenting clay minerals of the mica group. The TBR classification is
A-6 (1) and it presents a sand-silt-clay texture (15% clay, 22% silt and 63% sand), 38%
LL and 13% IP. The soil samples were collected from a cutting slope situated on the left
side of the roadway that links the cities of Viçosa and Paula Cândido, in front of the
entrance to the Romão dos Reis neighborhood in the city of Viçosa.
92
Soil 3 came from a weathered profile of soils developed from pre-Cambrian
gneiss and the saprolytic layer, classified by the TRB as A-2-4 (0). It’s gray in color
with sand-silt-clay particle size (13% clay, 17% silt and 70% sand), 29% LL and 9% IP.
The sample collection location was a cutting slope located in the Vila Secundino, on the
campus of the Federal University of Viçosa (UFV), in Viçosa. This soil was chosen
because it complies with the Brazilian highway engineering standard design
requirement for soil-cement mixtures.
The RBI Grade 81 stabilizer was used at amounts of 2%, 4% and 6% in
relation to the dry soil weight.
6.3.2. Methods
6.3.2.1. Soils sampling
The samples were collected with manual tools in slopes cutting, placed in
50 kg plastic bags and identified by labels containing the soil origin data. Next, these
bags were then taken to the Civil Engineering Laboratory (LEC) of the Department of
Civil Engineering (DEC) at the Federal University of Viçosa (UFV), where they were
air dried, the clumps removed, sieved through a 4.8 mm nominal opening and placed in
plastic bags for later use. The samples were prepared for the laboratory tests according
to the recommendations of the Brazilian Technical Standards Association
(ABNT, 1986a).
6.3.2.2. Compaction tests
The compaction tests were carried out at the compaction efforts of the
standard, intermediate and modified Proctor tests, according to the methodology
recommended by ABNT (1986b), to determine the optimum moisture content (w
opt
) and
the maximum dry unit weight (γ
dmax
) of the soils and the respective mixtures, with
compaction of the mixtures between two and four hours after stabilizer addition,
following the procedures common to soil-cement and soil- lime mixtures.
The specimens were compacted by dynamic process according to
specifications presented in Table 6.1 using the Proctor compaction test mold, that is, a
10 cm diameter and 12.73 cm tall cylindrical mold (about 1000 cm
3
). It should be
93
emphasized that the Brazilian standard and modified Proctor compaction tests are
similar to the AASHTO standard and modified compaction tests.
Table 6.1. Compaction laboratory test parameters according to the Brazilian Technical Standards
Association (ABNT, 1986b)
Applied compaction effort
Laboratory compaction test parameters
Standard Intermediate Modified
Hammer
Small size
(mass of 2.50 kg)
Large size
(mass of 4.54 kg)
Large size
(mass of 4.54 kg)
Number of layers 3 3 5
Number of blows per layer 26 21 27
Compaction effort (kN.m/m
3
) 590 1290 2690
6.3.2.3. Mixtures specimens preparation for triaxial tests
The procedures used to prepare the soil-chemical additive mixtures followed
the recommendations of the product manufacturer (ANYWAY, 2003), but a variation
was adopted that consisted of considering the optimum times between mixing and
compaction previously determined for the soils used in the present study in a research
carried out by Trindade et al. (2005) based on best mixtures mechanical strength
responses. In this study the authors carried out unconfined compression tests in
specimens of soils 1, 2 and 3 stabilized with 4% RBI Grade 81, molded on the optimum
compaction parameters (w
opt
and γ
dmax
) determined in the modified Proctor compaction
test, adopting periods between mixing and compaction of 0, 4, 8 and 24 hours. The
optimum times between mixing and compaction for each one of the soils were those
associated to the highest unconfined compressive strength values: (i) four hours, for
soils 1 and 2; and (ii) compaction immediately after mixing for soil 3.
The optimum times determined between mixing the soils with the additive and
compaction of the mixtures specimens determined by Trindade et al. (2005) were used
in the laboratory test program, where, to optimize the mechanical performances of the
mixtures, the additive was added at contents of 2%, 4% and 6% compared to the dry soil
weight, homogenized, water added to the stabilized mass with later homogenization,
and the samples were placed in plastic bags, considering: (i) mixture specimen
modeling in the optimum parameters (w
opt
and γ
dmax
) determined in the compaction
efforts of the standard, intermediate and modified Proctor tests; (ii) mixture specimen
94
cure in an acclimatized room under the conditions already described for a period of
seven days; (iii) static unconsolidated-undrained triaxial tests.
6.3.2.4. Triaxial tests
The shear strength parameters of soils 1, 2 and 3 and their respective mixtures,
after being submitted to a seven day cure time in a acclimatized chamber, were
determined by carrying out unconsolidated-undrained triaxial tests on specimens
molded in the optimum parameters(w
opt
and γ
dmax
) of the standard, intermediate and
modified Proctor compaction efforts.
Initially specimens were molded identical to those used in CBR tests, that is,
they were compacted by dynamic process in five equal layers using a 15.08 cm diameter
and 17.78 cm tall cylindrical mold and a 6.35 cm high disk spacer, a 4.536 kg mass
hammer dropping 45.72 cm (ABNT, 1987). To the standard, intermediate and modified
Proctor compaction efforts were applied, respectively, 12, 26 and 55 blows. The limits
for specimen acceptance were fixed as recommended by the Standard Method
DNER-ME 202 of the Brazilian National Department of Highways (DNER, 1994):
(i) maximum dry unit weight in the range γ
dmax
± 0.30 kN/m
3
and optimum moisture
content in the range w
opt
± 0.5%. Smaller (8.0 ± 0.2 cm tall by 3.6 ± 0.1 cm diameter)
specimens were molded and used for the unconsolidated-undrained triaxial tests. Six
specimens were prepared for each shear strength envelope determination, four to carry
out the unconsolidated-undrained triaxial tests and two stored for possible use in case of
problems during the tests.
The unconsolidated-undrained triaxial tests were carried out according to the
procedures recommended by Head (1982). The specimens were submitted to 50, 100,
200 and 400 kN/m
2
confining stresses. These values were chosen because the influence
of low confining stress is progressively reduced with the development of cementation
reactions common in chemically stabilized mixtures (ALCÂNTARA, 1995;
MENDONÇA et al., 2000). The tests were carried out until each specimen reached
failure or until the axial strain reached values of 15%. The test displacement rate used
was 0.5 mm/min. The axial displacements were measured using a linear variable
differential transducer (LVDT) installed on the outside of the unconsolidated-undrained
triaxial test chamber and the vertical axial force applied on the top of the sample by a
95
6.4.
piston was recorded by a 20 kN capacity load cell attached to it. The displacement and
force readings were collected every two seconds by a data acquisition system that
permitted a more realistic determination of the values of the secant deformation
modulus at 1% axial strain (Es
1%
) in the soils and mixtures. The values of this parameter
were presented at 1% axial strain because the data obtained were more reliable starting
at this level of deformation. The values of the secant deformation modulus at the 50%
failure stress level (E
50
) were also determined. This last parameter has been commonly
used to estimate the immediate settlement of shallow foundations (SOUTO SILVEIRA,
1967). It is pointed out that water pore-pressure measurements were not taken during
the tests in the present study.
Results and analysis
6.4.1. Compaction parameters
Tables 6.2 to 6.4 show the values of the optimum compaction parameters of
soils 1, 2 and 3 and their mixtures. It was observed that the optimal moisture content in
the soils increased with growing quantities of chemical additive, for the compaction
efforts used. The maximum dry unit weight decreased with increases in the contents of
chemical additive. It was also observed that the increase in the compaction effort was
responsible for increases in the maximum dry unit weight and reductions in the values
of the optimum moisture content of the soils and their respective mixtures.
Concerning influence of RBI Grade 81 on the compaction parameters of
tropical soils, there is scarce data available in the literature. One of the few references in
this respect is a study by França (2003), who obtained similar results to those reported
in the present study. Regarding the soils, this author mentioned lower maximum dry
unit weight values and greater values of optimum moisture content of the mixtures with
the increase in the additive content, and greater compaction efforts produced mixtures
with higher maximum dry unit weights and lower optimum moisture contents, a
performance that was confirmed by the results in the present research presented in
Tables 6.2 to 6.4.
96
Table 6.2. Compaction test data: soil 1 and its mixtures
Standard Proctor Intermediate Proctor Modified Proctor
Amount of
RBI Grade 81 (%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
0 13.85 30.78 14.68 28.19 15.17 27.32
2 13.79 31.35 14.64 28.51 15.05 27.56
4 13.72 31.66 14.17 30.18 14.94 28.44
6 13.64 32.70 13.81 31.87 14.35 30.35
Table 6.3. Compaction test data: soil 2 and its mixtures
Standard Proctor Intermediate Proctor Modified Proctor
Amount of
RBI Grade 81 (%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
0 15.07 17.98 17.01 15.67 17.49 14.31
2 15.01 18.33 16.80 15.73 17.37 14.70
4 14.89 19.68 16.31 16.57 17.09 15.09
6 14.81 20.35 16.23 18.13 16.92 16.11
Table 6.4. Compaction test data: soil 3 and its mixtures
Standard Proctor Intermediate Proctor Modified Proctor
Amount of
RBI Grade 81 (%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
0 17.71 13.11 18.84 11.55 19.68 9.95
2 17.52 13.51 18.52 11.91 19.19 10.72
4 16.74 14.08 17.51 12.65 18.30 12.06
6 15.68 14.01 17.02 12.74 18.12 12.10
6.4.2. Shear strength and elastic properties
Regarding the stress-strain relationships, it can be stated that they are
fundamental for the analysis of the structural performance of a roadway pavement that
presents chemically stabilized soils in its composition. In general, the stress-strain
behavior of cemented soils can be described as initially stiff, apparently linear up to a
well defined yield point, beyond which the soil suffers increasingly plastic deformations
until failure (THOMPSON, 1966; SCHNAID et al., 2001).
Initially it was observed from the photographs shown in Figure 6.3 that
generally the performance of soils 1, 2 and 3 was significantly influenced by the
addition of the chemical stabilizer under study. The untreated soil specimens presented
visually a greater axial strain than the specimens of the mixture with 6% chemical
additive. Furthermore, in addition to the small axial strains, the mixture specimens
97
presented cracks along the loading axe, indicating a type of fragile failure characteristic
of extremely rigid materials.
Figure 6.3. Specimens of untreated soils and its mixtures with 6% of RBI Grade 81 photographed after
failure: (a) soil 1; (b) soil 2; and (c) soil 3.
Figures 6.4 to 6.6 show the results of the unconsolidated-undrained triaxial
tests carried out with soils 1, 2 and 3 and their mixtures in the form of principal stress
difference versus axial strain curves, and secant deformation modulus versus axial strain
curves, for the standard, intermediate and modified Proctor compaction efforts. To
illustrate the stress-strain behavior of the soils and mixtures, only the curves for the
200 kN/m
2
confining stress are presented, but it should be emphasized that similar
performance was observed for the curves of the samples submitted to the other
confining stresses.
Regarding the compaction effort, it was verified that the soils and mixtures
stress-strain responses, especially the mixtures, depended on the level of applied
compaction efforts (Figures 6.4 to 6.6). However, only the peak strength values of soils
1, 2 and 3 were clearly altered with the changes in both the variables analyzed in the
present study, that is, the quantities of chemical additive and the different compaction
efforts applied.
Figure 6.4 shows that untreated soil 1 presented stress-strain curves typical of
fine soils, with ductile behavior and failure by excessive axial strain, which in the
present study was the maximum axial strain adopted as criteria for closing the tests,
equal to 15%. It was verified that the increase in compaction effort and the addition of
2% chemical additive accounted for not very significant changes in the elastic
parameters of soil 1. An intermediate behavior was detected in the mixtures of soil 1
with 4% RBI Grade 81 and a transition was observed between the mixtures with 2% and
98
6% chemical stabilizer. When 6% chemical additive was added to soil 1, the stress-
strain curves presented fragile failure modes and peak stress values related to smaller
axial strains of the order of 1.5-4% (Figure 6.4), which is a common performance in
mixtures with a significant degree of particle cementation and in line with the specialist
literature (THOMPSON, 1966; TRB, 1976; ALCÂNTARA, 1995; MENDONÇA et al.,
2000; CONSOLI et al., 2001).
It was possible to visualize with greater clarity from the secant deformation
modulus versus axial strain curves the progressive rise in rigidity in soil 1 in function of
the increase in the chemical stabilizer contents added, mainly at the deformation levels
between 0.1% and 1%.
Results in Figures 6.5 and 6.6 show that the stress-strain curves of soils 2 and 3
presented similar developments. The untreated soils 2 and 3 specimens compacted at
standard Proctor compaction effort failed because of excessive axial strain. On the other
hand, the non-stabilized soils 2 and 3 specimens compacted at the intermediate and
modified Proctor compaction efforts presented peak stress values related to the smaller
axial strains, ranging from 5-8%.
Regarding the mixtures of soils 2 and 3, similarly to the mixtures in soil 1 with
6% chemical additive, it was verified that the stress-strain curves presented fragile
behavior and peak stress values related to axial strains in the 2-6% range, as depicted in
Figures 6.5 and 6.6.
The failure stresses in soils 1 and 2 and their mixtures were in the same range,
considering all the applied confining stresses and compaction efforts. It was observed
also that peak stresses in soil 3 and its mixtures reached values 20-60% greater than
those determined for soils 1 and 2 and their respective mixtures.
Regarding the elastic properties of soils, Massad (1981) reported that three
modulus are commonly determined through unconsolidated-undrained triaxial tests, as
follows: (i) deformation modulus corresponding to the angular coefficient of the
straight-line fitted to the three first points of the stress-strain curves (E
0
); (ii) the
deformation modulus corresponding to the angular coefficient of the straight-line that
leaves from the origin of the stress-strain curve and is secant at the point where the
specific axial strain reaches 1% (Es
1%
); and (iii) deformation modulus determined from
the slope of the straight-line that leaves the origin of the stress-strain curve and is secant
at the corresponding point at 50% failure stress (E
50
).
99
0 4 8 12 16 20
Axial strain (%)
0
250
500
750
1000
1250
Principal stress difference (kN/m
2
)
Soil 1
Soil 1 stabilized with 2% of RBI Grade 81
Soil 1 stabilized with 4% of RBI Grade 81
Soil 1 stabilized with 6% of RBI Grade 81
0 4 8 12 16 20
Axial strain (%)
0
350
700
1050
1400
1750
Principal stress difference (kN/m
2
)
(a)
(b)
0 4 8 121620
Axial strain (%)
0
400
800
1200
1600
2000
Principal stress difference (kN/m
2
)
(c)
0.001 0.01 0.1 1 10
Axial strain (%)
1
10
100
1000
Secant deformation
modulus (MN/m
2
)
(b)
0.001 0.01 0.1 1 10
Axial strain (%)
1
10
100
1000
Secant deformation
modulus (MN/m
2
)
(c)
0.001 0.01 0.1 1 10
Axial strain (%)
1
10
100
1000
Secant deformation
modulus (MN/m
2
)
(a)
Figure 6.4. Stress-strain response and secant deformation modulus versus axial strain for soil 1 and its
mixtures specimens (confining pressure 200 kN/m
2
) compacted at the: (a) standard Proctor
compaction effort; (b) intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor
compaction effort.
100
0 4 8 12 16 20
Axial strain (%)
0
250
500
750
1000
1250
Principal stress difference (kN/m
2
)
Soil 2
Soil 2 stabilized with 2% of RBI Grade 81
Soil 2 stabilized with 4% of RBI Grade 81
Soil 2 stabilized with 6% of RBI Grade 81
0 4 8 12 16 20
Axial strain (%)
0
350
700
1050
1400
1750
Principal stress difference (kN/m
2
)
(a)
(b)
0 4 8 121620
Axial strain (%)
0
400
800
1200
1600
2000
Principal stress difference (kN/m
2
)
(c)
0.001 0.01 0.1 1 10
Axial strain (%)
1
10
100
1000
Secant deformation
modulus (MN/m
2
)
(b)
0.001 0.01 0.1 1 10
Axial strain (%)
1
10
100
1000
Secant deformation
modulus (MN/m
2
)
(c)
0.001 0.01 0.1 1 10
Axial strain (%)
1
10
100
1000
Secant deformation
modulus (MN/m
2
)
(a)
Figure 6.5. Stress-strain response and secant deformation modulus versus axial strain for soil 2 and its
mixtures specimens (confining pressure 200 kN/m
2
) compacted at the: (a) standard Proctor
compaction effort; (b) intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor
compaction effort.
101
0 4 8 12 16 20
Axial strain (%)
0
350
700
1050
1400
1750
Principal stress difference (kN/m
2
)
Soil 3
Soil 3 stabilized with 2% of RBI Grade 81
Soil 3 stabilized with 4% of RBI Grade 81
Soil 3 stabilized with 6% of RBI Grade 81
0 4 8 12 16 20
Axial strain (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
Principal stress difference (kN/m
2
)
(a)
(b)
0 4 8 121620
Axial strain (%)
0
600
1200
1800
2400
3000
Principal stress difference (kN/m
2
)
(c)
0.001 0.01 0.1 1 10
Axial strain (%)
1
10
100
1000
Secant deformation
modulus (MN/m
2
)
(b)
0.001 0.01 0.1 1 10
Axial strain (%)
1
10
100
1000
Secant deformation
modulus (MN/m
2
)
(c)
0.001 0.01 0.1 1 10
Axial strain (%)
1
10
100
1000
Secant deformation
modulus (MN/m
2
)
(a)
Figure 6.6. Stress-strain response and secant deformation modulus versus axial strain for soil 3 and its
mixtures specimens (confining pressure 200 kN/m
2
) compacted at the: (a) standard Proctor
compaction effort; (b) intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor
compaction effort.
102
Figures 6.7 to 6.9 show the maximum, minimum and mean Es
1%
and E
50
values
determined from specimens of soils 1, 2 and 3 and their mixtures with the chemical
stabilizer analyzed, tested under the 50, 100, 200 and 400 kN/m
2
confining stresses.
Analysis of the data presented in the figures showed that the chemical additive
accounted for significant increases in the Es
1%
and E
50
values. The increases in the
confining stress and the compaction effort generally also caused increases in the Es
1%
and E
50
values, but on a smaller scale than those produced by adding the chemical
additive. Soils 1, 2 and 3 and their mixtures generally presented E
50
> Es
1%
, that
indicated that the materials under study, when they reached a stress level corresponding
to 50% failure, were still in the elastic regime of strains, that is, with axial strains lower
than 1%.
Figures 6.7 to 6.9 showed that the mean Es
1%
and E
50
values determined for
soils 1, 2 and 3 were in the range 10-30 MN/m
2
. In contrast, the mean Es
1%
and E
50
values reported for the mixtures of soils 1, 2 and 3 were 21-158 MN/m
2
. The values of
the deformation modulus of the mixtures studied in the present study were within ranges
determined for chemically stabilized soils and presented by authors such as Thompson
(1966), for soil-lime mixtures, and Consoli et al. (2001), for soil-fly ash-carbide lime
mixtures.
Generally, the increase in the chemical additive quantities and the increase in
compaction energy produced increases in the Es
1%
and E
50
values. However, two cases
were observed where the performance was atypical to that usually observed. The first
case was specimens from soil 1 and its mixtures that presented the highest mean Es
1%
and E
50
values associated to the intermediate Proctor compaction effort. It’s believed
that this performance may be associated to the deleterious effects caused to soil 1 and its
mixtures by the applied modified Proctor compaction effort, with probable formation of
plasma orientations and empty cracks, responsible for the lamellation in layers of
specimens, in line with performance previously reported by Carvalho et al. (1981), who
studied a purple latosol stabilized with hydrated lime. The second case concerned soil 2
mixtures, where the addition of increasing quantities of chemical additives produced
increases in the mean Es
1%
and E
50
values up to the 4% content, and falls in the
deformation modulus measured when 6% chemical additive was added to the soil. In
this case there is no plausible explanation for this performance, and this behavior needs
further study.
103
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
Maximum values
Minimum values
Mean values
(a)
(b)
(c)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
50% failure stress - E
50
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
50% failure stress - E
50
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
50% failure stress - E
50
(MN/m
2
)
(a)
(b)
(c)
Figure 6.7. Maximum, minimum and mean values of secant deformation modulus Es
1%
(i.e., secant
modulus at 1% axial strain) and E
50
(i.e., secant modulus at 50% failure stress level) of
soil 1 and its mixtures specimens tested at different confining pressures (50, 100, 200 and
400 kN/m
2
) and compacted at the: (a) standard Proctor compaction effort; (b) intermediate
Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort.
104
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
Maximum values
Minimum values
Mean values
(a)
(b)
(c)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
50% failure stress - E
50
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
50% failure stress - E
50
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
50% failure stress - E
50
(MN/m
2
)
(a)
(b)
(c)
Figure 6.8. Maximum, minimum and mean values of secant deformation modulus Es
1%
(i.e., secant
modulus at 1% axial strain) and E
50
(i.e., secant modulus at 50% failure stress level) of
soil 2 and its mixtures specimens tested at different confining pressures (50, 100, 200 and
400 kN/m
2
) and compacted at the: (a) standard Proctor compaction effort; (b) intermediate
Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort.
105
0246
RBI Grade 81 (%)
0
40
80
120
160
200
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
40
80
120
160
200
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
40
80
120
160
200
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
Maximum values
Minimum values
Mean values
(a)
(b)
(c)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
40
80
120
160
200
Secant deformation modulus at
50% failure stress - E
50
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
40
80
120
160
200
Secant deformation modulus at
50% failure stress - E
50
(MN/m
2
)
0246
RBI Grade 81 (%)
0
40
80
120
160
200
Secant deformation modulus at
50% failure stress - E
50
(MN/m
2
)
(a)
(b)
(c)
Figure 6.9. Maximum, minimum and mean values of secant deformation modulus Es
1%
(i.e., secant
modulus at 1% axial strain) and E
50
(i.e., secant modulus at 50% failure stress level) of
soil 3 and its mixtures specimens tested at different confining pressures (50, 100, 200 and
400 kN/m
2
) and compacted at the: (a) standard Proctor compaction effort; (b) intermediate
Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort.
106
Figures 6.10 to 6.12 present the peak strength envelopes, in terms of total
stresses, of soils 1, 2 and 3 and their mixtures with RBI Grade 81 and the peak friction
angle and peak cohesion intercept values determined for these materials. Analysis of
these results showed that increases in chemical additive content and the compaction
effort accounted for increases in the peak friction angle and peak cohesion intercept
values, with more expressive increases in this last parameter.
The results in Figures 6.10 to 6.12 showed that generally the mixtures with 6%
chemical additive compacted at the modified Proctor compaction effort presented the
greatest peak friction angle and peak cohesion intercept values, except for soil 1
mixtures that presented a maximum peak cohesion intercept associated to the mixture
with 6% chemical additive compacted at the intermediate Proctor compaction effort.
The maximum peak friction angle and peak cohesion intercept values of the mixtures of
soils 1, 2 and 3 were, respectively: (i) 30, 37 and 40 degrees; and (ii) 348, 284 and
407 kN/m
2
.
From the data presented in the Figures 6.10 to 6.12 it was possible to determine
also the percentage gains in the peak friction angle and peak cohesion intercept
parameters due to the addition of the chemical additive analyzed. The greatest
percentage gains in the peak friction angle values were 71%, 23% and 21% determined,
respectively, for the mixtures of soils 1, 2 and 3. Regarding the peak cohesion intercept,
the highest percentage gains determined for the mixtures were 415%, 410% and 2900%,
respectively, for soils 1, 2 and 3.
It is believed that there are short and medium-term hydration/cementation and
medium-term pozzolanic reactions and the latter account for the solubilization of some
minerals present in the soil (e.g. SiO
2
and Al
2
O
3
) and consequently for the formation of
stable cementing compounds. These compounds, together with the microfibers
randomly distributed in the chemical stabilizing mass, give the mixtures higher peak
cohesion intercept values. The changes in the peak friction angle values were probably
associated to the alterations in the texture of the soil studied caused by fine particle
flocculation and/or agglomeration.
107
0 300 600 900 1200 1500
(
σ
1
+
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0
300
600
900
1200
1500
(
σ
1
-
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0 300 600 900 1200 1500
(
σ
1
+
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0
300
600
900
1200
1500
(
σ
1
-
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0 250 500 750 1000 1250
(
σ
1
+
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0
250
500
750
1000
1250
(
σ
1
-
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
Soil 1
Soil 1 with 2% of RBI Grade 81
Soil 1 with 4% of RBI Grade 81
Soil 1 with 6% of RBI Grade 81
0246
RBI Grade 81 (%)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion intercept (kN/m
2
)
0
10
20
30
40
50
Peak friction angle (degrees)
78
112
200
348
25
25
26
28
0246
RBI Grade 81 (%)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion intercept (kN/m
2
)
0
10
20
30
40
50
Peak friction angle (degrees)
110
156
203
310
25
30
30
30
0246
RBI Grade 81 (%)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion intercept (kN/m
2
)
0
10
20
30
40
50
Peak friction angle (degrees)
49
65
105
252
14
15
23
24
(a)
(b)
(c)
(a)
(b)
(c)
Peak friction angle
Peak cohesion intercept
Figure 6.10. Peak strength envelopes, peak cohesion intercept and peak friction angle for soil 1 and its
mixtures specimens compacted at the: (a) standard Proctor compaction effort;
(b) intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort.
108
0 300 600 900 1200 1500
(
σ
1
+
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0
300
600
900
1200
1500
(
σ
1
-
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0 350 700 1050 1400 1750
(
σ
1
+
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0
350
700
1050
1400
1750
(
σ
1
-
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0 250 500 750 1000 1250
(
σ
1
+
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0
250
500
750
1000
1250
(
σ
1
-
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
Soil 2
Soil 2 with 2% of RBI Grade 81
Soil 2 with 4% of RBI Grade 81
Soil 2 with 6% of RBI Grade 81
0246
RBI Grade 81 (%)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion intercept (kN/m
2
)
0
10
20
30
40
50
Peak friction angle (degrees)
98
108
162
226
26
30
32
32
0246
RBI Grade 81 (%)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion intercept (kN/m
2
)
0
10
20
30
40
50
Peak friction angle (degrees)
103
132
251
284
33
34
34
37
0246
RBI Grade 81 (%)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion intercept (kN/m
2
)
0
10
20
30
40
50
Peak friction angle (degrees)
31
63
135
158
23
26
27
28
(a)
(b)
(c)
(a)
(b)
(c)
Peak friction angle
Peak cohesion intercept
Figure 6.11. Peak strength envelopes, peak cohesion intercept and peak friction angle for soil 2 and its
mixtures specimens compacted at the: (a) standard Proctor compaction effort;
(b) intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort.
109
0 400 800 1200 1600 2000
(
σ
1
+
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0
400
800
1200
1600
2000
(
σ
1
-
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0 450 900 1350 1800 2250
(
σ
1
+
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0
450
900
1350
1800
2250
(
σ
1
-
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0 300 600 900 1200 1500
(
σ
1
+
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
0
300
600
900
1200
1500
(
σ
1
-
σ
3
)/2 (kN/m
2
)
Soil 3
Soil 3 with 2% of RBI Grade 81
Soil 3 with 4% of RBI Grade 81
Soil 3 with 6% of RBI Grade 81
0246
RBI Grade 81 (%)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion intercept (kN/m
2
)
0
10
20
30
40
50
Peak friction angle (degrees)
12
85
255
360
34
35
37
38
0246
RBI Grade 81 (%)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion intercept (kN/m
2
)
0
10
20
30
40
50
Peak friction angle (degrees)
64
176
269
407
33
34
38
40
0246
RBI Grade 81 (%)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion intercept (kN/m
2
)
0
10
20
30
40
50
Peak friction angle (degrees)
14
76
186
277
30
31
31
32
(a)
(b)
(c)
(a)
(b)
(c)
Peak friction angle
Peak cohesion intercept
Figure 6.12. Peak strength envelopes, peak cohesion intercept and peak friction angle for soil 3 and its
mixtures specimens compacted at the: (a) standard Proctor compaction effort;
(b) intermediate Proctor compaction effort; and (c) modified Proctor compaction effort.
110
22
⋅+=
In a recent study, Trindade et al. (2006a) reported the results of unconfined
compression tests carried out on specimens from soils 2 and 3 and their mixtures with
2%, 4% and 6% RBI Grade 81, considering standard, intermediate and modified Proctor
compaction efforts and a seven day cure time in a acclimatized chamber, in the case of
the mixtures. From these data, in the present paper regression analyses were performed
to determine models for the soil RBI Grade 81 mixtures behavior that would relate the
unconfined compressive strength with the peak cohesion intercept parameter, as well as
with the secant deformation modulus at the level of 1% strain.
It should be pointed out that Thompson (1966), from the results of unconfined
compression and triaxial tests, the latter carried out with the confining pressures of 34.5,
103.4 and 241.3 kN/m
2
, established relationships among the unconfined compressive
strength and the peak cohesion intercept, as well as the deformation modulus in
compression (for the 103.4 kN/m
2
confining pressure) for mixtures of four typical soils
from the State of Illinois, USA, with 3% and 5% hydrated lime, submitted to cure
periods of 1, 2, 4 and 6 days, shown in Equations 6.1 and 6.2, as follows:
)(kN/mq0.29264.12)c(kN/m
2
u
2
⋅+=
...................................................................... (6.1)
)(kN/mq0.12468.81)E(MN/m
u
..................................................................... (6.2)
where: (c) is the peak cohesion intercept; (E) is the deformation modulus in
compression determined from unconsolidated-undrained triaxial tests carried out at the
103.4 kN/m
2
confining pressure; and (q
u
) is the unconfined compressive strength.
The results of the present paper are presented in Figure 6.13, which shows the
relationships between the unconfined compressive strength and the peak cohesion
intercept values and between unconfined compressive strength and the secant
deformation modulus at the level of 1% strain values established to the tested mixtures.
It was observed that the linear model, in addition to its greater simplicity, was a good fit
to the obtained test data.
111
0 500 1000 1500 2000 2500
Unconfined compressive
strength (kN/m
2
)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion
intercept (kN/m
2
)
0 500 1000 1500 2000 2500
Unconfined compressive
strength (kN/m
2
)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion
intercept (kN/m
2
)
0 500 1000 1500 2000 2500
Unconfined compressive
strength (kN/m
2
)
0
100
200
300
400
500
Peak cohesion
intercept (kN/m
2
)
Standard Proctor compaction effort
Intermediate Proctor compaction effort
Modified Proctor compaction effort
Linear fit
(a)
(b)
(c)
0 500 1000 1500 2000 2500
Unconfined compressive
strength (kN/m
2
)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
0 500 1000 1500 2000 2500
Unconfined compressive
strength (kN/m
2
)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
0 500 1000 1500 2000 2500
Unconfined compressive
strength (kN/m
2
)
0
30
60
90
120
150
Secant deformation modulus at
1% axial strain - Es
1%
(MN/m
2
)
(a)
(b)
(c)
Figure 6.13. Peak cohesion intercept (c) and mean values of secant deformation modulus at 1% axial
strain (Es
1%
) determined at different confining pressures (50, 100, 200 and 400 kN/m
2
)
versus unconfined compressive strength (q
u
): (a) soil 1 mixtures; (b) soil 2 mixtures; and (c)
soil 3 mixtures.
112
Table 6.5 shows the equations obtained from the linear regression analyses to
determine the peak cohesion intercept (c), in kN/m
2
, and the secant deformation
modulus at 1% axial strain (Es
1%
), in MN/m
2
, in function of the unconfined compressive
strength (q
u
), in kN/m
2
. All the equation parameters were significant at levels of 0.1 and
0.001 probability by the Student t test and determination coefficients (R
2
) were ≥ 0.85,
with the exception of the equations to estimate the Es
1%
values of the soil 2 mixtures
that presented R
2
≤ 0.75. The low R
2
values detected for the equations to estimate Es
1%
in function of q
u
for the soil 2 mixtures were attributed to the atypical performance
shown in Figure 6.8, where a decrease in the Es
1%
values was observed with the
addition of 6% chemical stabilizer.
Table 6.5. Regression equations adjusted to (c) and (Es
1%
) of soil-RBI Grade 81 mixtures as
dependent variables of (q
u
) these same materials
Parameters
Soils
samples
Compaction efforts Equations R
2
Standard Proctor
u
***
q3088.06091.4c
ˆ
⋅+−=
0.87
***
Intermediate Proctor
u
***
q3515.00713.72c
ˆ
⋅+−=
0.94
***
Soil 1
Modified Proctor
u
***
q3170.01962.177c
ˆ
⋅+−=
0.85
***
Standard Proctor
u
***
q2994.02979.11c
ˆ
⋅+−=
0.96
***
Intermediate Proctor
u
***
q1783.05322.36c
ˆ
⋅+=
0.86
***
Soil 2
Modified Proctor
u
***
q1546.08514.6c
ˆ
⋅+=
0.91
***
Standard Proctor
u
***
q2842.02829.26c
ˆ
⋅+−=
0.95
***
Intermediate Proctor
u
***
q2872.04631.43c
ˆ
⋅+−=
1.00
***
Peak cohesion
intercept (kN/m
2
)
Soil 3
Modified Proctor
u
***
q1696.07638.0c
ˆ
⋅+−=
0.98
***
Standard Proctor
u
***
1% q0753.09491.3sE
ˆ
⋅+=
0.98
***
Intermediate Proctor
u
***
1% q0943.04012.51sE
ˆ
⋅+−=
0.97
***
Soil 1
Modified Proctor
u
***
1% q0664.06231.33sE
ˆ
⋅+−=
0.94
***
Standard Proctor
u
***
1% q0822.01415.3sE
ˆ
⋅+=
0.75
***
Intermediate Proctor
u
***
1% q0571.09434.21sE
ˆ
⋅+=
0.72
***
Soil 2
Modified Proctor
u
**
1% q0411.01882.51sE
ˆ
⋅+=
0.64
**
Standard Proctor
u
***
1% q0896.01740.1sE
ˆ
⋅+=
0.99
***
Intermediate Proctor
u
***
1% q0782.08690.1sE
ˆ
⋅+=
0.99
***
Secant deformation
modulus at 1% axial
strain (MN/m
2
)
Soil 3
Modified Proctor
u
***
1% q0563.03027.0sE
ˆ
⋅+=
0.96
***
**
and
***
significant at the 0.01 and 0.001 probability level, respectively.
Finally, it should be emphasized that the mechanical behavior of the soil
mixtures described in this paper so far reflects the main changes in the stress-strain
113
6.5.
response of soils associated with their developed degree of cementation and it is
qualitatively in agreement with triaxial test results reported in the specialized literature
for naturally cemented and chemically stabilized soils, as reported by Thompson (1966),
TRB (1976), Clough et al. (1981), Little et al. (1987), Mendonça et al. (2000), Consoli
et al. (2001), Schnaid et al. (2001) and Trindade et al. (2006b).
Conclusions
• The addition of increasing of the chemical stabilizer content reduced the
maximum dry unit weight values and increased the optimum moisture
content values of the soils analyzed. In contrast, the increase in the
compaction effort accounted for increases in the maximum dry unit weight
and reductions in the optimum moisture content values of soils and
respective mixtures.
• The increase in the chemical additive content and the compaction effort
caused significant gains in the shear strength of the soils, with greater effect
on the peak cohesion intercept parameter.
• The addition of the chemical stabilizer to the soils started a internal process
responsible for the development of cementation linking among particles,
causing significant changes in their stress-strain parameters and resulting in
mixtures with higher rigidity and fragile failure behavior.
• From linear regression analyses it was determined equations to estimate the
peak cohesion intercept (c) and the secant deformation modulus at 1% axial
strain (Es
1%
) in function of the unconfined compressive strength (q
u
). The
equations obtained presented high R
2
values, generally greater than 0.85,
and all their parameters were significant to the levels of probability of 0.01
and 0.001 by the Student t test.
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118
7
Chemical stabilization of tropical soils: physical,
chemical, mineralogical and microstructural
characterization
Abstract. This paper reports the physical, chemical, mineralogical and microstructural
characterization of three soils of the Zona da Mata of Minas Gerais State, Brazil, and
their mixtures with the chemical stabilizer RBI Grade 81 for geotechnical engineering
purposes. The investigation consisted of: (i) one mature residual soil (soil 1) and two
less weathered soils (soils 2 and 3) on gneiss; (ii) stabilizer contents of 2%, 4% and 6%
regarding soil dry weight; (iii) mixtures specimens cured during seven days in a
conditioning chamber; (iv) soils and mixtures specimens compacted at the standard and
modified Proctor compaction efforts, for microstructural characterization. The results
indicated that the chemical stabilizer promoted considerable changes in all physical,
chemical, mineralogical and microstructural properties of studied soils. There were
observed changes in texture and plasticity, increases in pH and CEC and decreases in
exchangeable acidity. Energy dispersive X-ray spectrometry (EDS) analyses indicated
that contents of Si and Al oxides in soils decrease after chemical stabilization, probably
by solubilization of these oxides and Ca silicates and aluminates formation during
hydration and/or pozzolanic reactions of chemical stabilizer with soils. With reference
to mineralogy, the chemical stabilizer addition resulted in peak reduction of all clay
minerals and the formation of rankinite, a Ca-silicate in a well-crystalline form, easily
identified by X-ray diffraction, strengthening the conclusions gotten from the EDS
analyses. The microstructure of soils subjected to high compaction effort (modified
Proctor) showed the development of microfractures and unconnected crack voids in
soil 1, whereas in the sand soils 2 and 3 we also observed widespread break of quartz
grains. The chemical stabilizer addition accounted for the formation of well-developed
cementation nuclei, notably in soil 3 mixture.
Keywords: Tropical soils; Chemical stabilization; RBI Grade 81 stabilizer; Physical,
chemical, mineralogical and microstructural characterization; Geotechnical applications.
119
7.1. Introduction
The perfecting of chemical stabilization techniques for tropical soils requires
the development of extensive laboratory and field experimentation to attain the
engineering standards to comply with the technical norms. Regarding laboratory
programs, an important step to be executed is the characterization of the physical,
chemical, mineralogical and microstructural characteristics of soils and their mixtures
with the chemical additives used, thus creating essential parameters for a complete
technical assessment, together with data on the mechanical strength and durability of the
end product.
Thus the objective of this study was to widen the Brazilian databank on the
physical, chemical, mineralogical and microstructural characteristics of soils stabilized
chemically for geotechnical purposes, especially for highway applications. Three
residual gneiss soils of the Zona da Mata of Minas Gerais State, Brazil, mixed with the
RBI Grade 81 chemical stabilizer were characterized technologically.
RBI Grade 81 is chemical stabilizer commercialized by the Anyway Solid
Environmental Solutions Ltd. Kerem Maharal Corporation for highway construction
applications. In the last decade the product was recognized internationally as a highway
pavement layers stabilizer, in the functions of improving the subgrade, sub-base, base
and first cover, which has been applied in several countries on the African continent and
in some countries in Europe, such as Portugal, Spain and Italy. It has been little used in
Brazil and the only reference is the construction of the base layer of the service patio of
the Vallourec & Mannesmann do Brazil S.A. Corporation in Belo Horizonte, Minas
Gerais State, which showed promising results (LIMA et al., 2003). Regarding
Laboratory studies on the Brazilian soils stabilized with RBI Grade 81, data recently
presented in the studies by Caneschi et al. (2004), França (2003), Machado et al. (2001)
and Trindade et al. (2005a, 2005b, 2005c, 2006a, 2006b, 2006c) showed that the
product accounted for substantial improvements in the mechanical properties of
different types of soils (ranging from highly plastic clays to sandy soils), but the most
expressive mechanical strengths gains generally occurred in mixtures of the chemical
additive with granular soils.
The following will be discussed as specific topics in the present study: (i)
influence of the chemical additive content on the physical (Atterberg limits, grain size
120
7.2.
distribution, grain unit weight), chemical (pH, cationic exchange capacity and potential
acidity) and mineralogical soils properties; (ii) effects of applying different compaction
efforts and the addition of chemical stabilizer on the microstructural characteristics of
the soils using images obtained from optical microscope (OM) and secondary electron
signals generated in a scanning electronic microscope (SEM); (iii) effects of the
chemical stabilizer incorporation on chemical elements contents measured by energy
dispersive X-ray spectrometry (EDS) analyses.
Materials and experimental methods
7.2.1. Materials
The present study was carried out on three tropical soils derived from Pre-
Cambrian gneiss, forming a clay-sand-silt sample collected in the B horizon of a mature
residual soil (soil 1), classified pedologically as Red-Yellow Latosol, and two sand-silt-
clay samples collected in the C horizon from two young residual soils (soils 2 and 3).
The soil stabilizing agent used was RBI Grade 81, at contents of 2%, 4% and 6%
compared to the dry soil weight. Further information on the soils and the chemical
stabilizer assessed in this study can be found in Trindade et al. (2006a, 2006b).
7.2.2. Methods
7.2.2.1. Soils sampling
The samples were collected with hand tools in cutting trenches, packed in
50 kg plastic bags and identified by labels containing the data on the soil origin. The
bags were then taken to the Civil Engineering Laboratory (LEC) of the Civil
Engineering Department (DEC) at the University of Federal University of Viçosa were
at they were air dried, broken up, sifted through a 4.8 mm mesh and placed in plastic
bags for later use.
121
7.2.2.2. Physical and chemical characterization
The geotechnical characterization was carried out following the
recommendations of the Brazilian Technical Standards Association (ABNT). The tests
carried out were: (i) sieve analysis (ABNT, 1984d); (ii) determination of liquidity limit
(ABNT, 1984a); (iii) determination of plasticity limit and plasticity index
(ABNT, 1984c); and (iv) determination of grain unit weight (ABNT, 1984b).
The chemical analyses were performed according to the procedures of the
Brazilian Agricultural Research Corporation (EMBRAPA, 1997), and the mean value of
three determinations was considered for each analysis. The pH in H
2
O was determined
by a potentiometer, using proportions of 1:2.5 (volume/volume) soil:solution. The Ca
2+
and Mg
2+
exchangeable cations were extracted in KCl 1 mol/L and determined by
atomic absorption spectrometry. The Al
3+
cation, extracted by KCl 1 mol/L, was
determined volumetrically by titrating with NaOH 0.025 mol/L. The potential acidity
(H
+
+ Al
3+
) was determined by extraction with 0.5 mol/L calcium acetate at pH 7.0 and
later titrating with NaOH. The K
+
and Na
+
cations were extracted by Mehlich-1
extractor and determined by flame photometry. The following were determined from the
results of these analyses: (i) the sum of the exchangeable bases (SB): Ca + Mg + K +
Na; (ii) cation exchange capacity (CEC): SB + (H + Al); and (iii) percentage base
saturation (V%): (SB / CEC) x 100.
The procedures recommended by the ABNT (1986a) were followed for the
preparation of the disturbed samples for the laboratory tests, while the chemically
stabilized soil samples used in the physical and chemical property characterization
experiments were prepared according to the description in the following paragraphs.
The samples of each one of the soils were placed in 2 kg plastic bags to which
the chemical additive was added in amounts of 2%, 4% and 6% content, then
homogenized to incorporate it uniformly in the soils to maximize the occurrence of the
soil additive reaction processes. Finally, each one of the samples received a quantity of
water necessary to reach the optimum moisture contents determined in the compaction
tests carried out at the Standard Proctor compaction effort. The plastic bags were sealed
and placed in a moist chamber with relative air humidity greater than 95%, then starting
the cure time of the mixtures. After seven-day cure time, the samples were air dried,
broken up in a pestle with a hand mortar and sieved through a 2 mm mesh. The
122
hygroscopic moisture was determined in each one of the samples and experiments were
performed to determine the physical and chemical properties.
7.2.2.3. Mineralogical characterization
The soil mineralogy (soils 1, 2 and 3, and adding mixture) was identified by X-
ray diffractometry, using the two soils fractions separated by the 53 μm mesh.
Powdered specimens from the ≥ 53 μm fraction were mounted in excavated glass slide,
using neutral glue for fixing the sample, avoiding any orientation. Oriented samples
were mounted with the < 53 μm fraction of analyzed materials, allowing the settling of
drops suspension onto a glass slide, followed by air-drying.
All samples were cobalt-irradiated (Co-Kα) in the 4° and 50° 2θ interval, using
a X-ray diffractometer manufactured by Rigaku Radiation Shield Company set with a
speed of 2° 2θ/min, fitted with a nickel filter. Data acquisition was made automatically
at each 0.05° 2θ.
7.2.2.4. Microstructural characterization
The microstructural characterization was carried out by means of optical and
scanning-electron microscopy and microanalysis, for soils samples 1, 2 and 3, as well as
its mixtures with 6% of chemical stabilizer, which were previously cured for seven days
in a wet chamber.
For thin sections prepared for optical microcopy, the following steps were
considered: (i) the specimens were compacted in the optimum compaction parameters
(w
opt
and y
dmax
) determined in the modified Proctor test (Table 7.2); (ii) mixture
specimens were cured in an acclimatized room for a period of seven days and after cure
time were oven-dried at 50 °C for 24 hours; and (iii) after, specimens were impregnated
with a resin mixture, using 450 mL of polyester resin, 550 mL styrene and 5 mL
catalyser; polymerization was accomplished after 30 days in a ventilated room, followed
by thin sectioning, using a diamond-powder polishing system. Thin sections were
photographed in a Pentax camera fitted in a Olympus SZH binocular at plain light and
magnified 15X. All microstructural descriptions followed the recommendations of
Bullock et al. (1985).
123
With reference to SEM analyses, it was used small 1 cm
3
compacted samples
extracted from specimens compacted in the optimum parameters determined in
compaction effort of standard and modified Proctor tests (Tables 7.1 and 7.2). It should
be emphasized that the Brazilian standard and modified Proctor compaction tests are
similar to the AASHTO standard and modified compaction tests. The samples were
dried in a chamber at 50° C for 24 hours and fixed on aluminum stubs using double
faced carbon adhesive tape. Next, a coating of approximately 20 nm of a palladium gold
alloy was applied, using an FDU 010 model metalizer, manufactured by Balzers Inc.,
USA. The samples were observed under a VP 1430-type scanning electronic
microscope, manufactured by LEO Electron Microscopy Oberkochen, Germany, that
operated at 15 kV. The metalization and scanning electronic microscopy were both
carried out at the Nucleus for Microscopic and Microanalysis (NMM) at the Federal
University of Viçosa (UFV).
The compaction tests were carried out following the methodology
recommended by the ABNT (1986b), compacting the mixtures for between two to four
hours after adding the stabilizer, following the usual procedures for soil-cement and
soil-lime mixtures. Tables 7.1 and 7.2 show the optimum moisture content values (w
opt
)
and maximum dry unit weight (γ
dmax
) of the soils and their respective mixtures used in
molding the specimens. Limits were fixed for specimen acceptance as proposed by the
Brazilian National Highway Officials (DNER, 1994) in their preparation: maximum dry
unit weight ± 0.30 kN/m
3
and optimum moisture content ± 0.5%.
Table 7.1. Compaction test data: Standard Proctor (TRINDADE et al., 2006a)
Soil 1 Soil 2 Soil 3
Amount of
RBI Grade 81 (%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
0 13.85 30.78 15.07 17.98 17.71 13.11
6 13.64 32.70 14.81 20.35 16.08 14.08
Table 7.2. Compaction test data: Modified Proctor (TRINDADE et al., 2006a)
Soil 1 Soil 2 Soil 3
Amount of
RBI Grade 81 (%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
γ
dmax
(kN/m
3
)
w
opt
(%)
0 15.17 27.32 17.49 14.31 19.68 9.95
6 14.35 30.35 16.92 16.11 18.12 12.10
124
Microanalysis was performed in the samples used in the physicochemical
analysis reported in item 7.2.2.2 of this paper. The samples of soils 1, 2 and 3 and their
mixtures with 6% of stabilizer were fixed on aluminum stubs using double faced carbon
adhesive tape. Next, a coating of carbon conductor film was applied using a Balt-Tec
MED 020 metalizer. After sample preparation, photographs were taken using a SEM
model JEOL JSM 6360-LV attached to a backscattering detector and energy dispersive
X-ray spectrometer (EDS) with Si(Li) 10 mm
2
detector, 136 eV energy resolution,
manufactured by Thermo Electron Company. The analyses were performed at the
Campinas State University (UNICAMP) Chemistry Institute, located in the city of
Campinas, São Paulo state, Brazil. In the samples of soil 1 and its mixture prepared with
6% of stabilizer were also performed microchemicals mapping from a 55 mm distance
(surface-detector) at voltage of 20 kV and 5 A. After testing each sample the EDS was
recalibrated using a copper standard. Microchemicals maps of selected particles were
obtained considering the most important chemical elements present in the tested
samples (Si, Al, Fe, S and Ca). EDS qualitative spectrums obtained from the analyses
were recorded in a computer hard disk for quantitative determination of chemical
composition of each tested sample using a Noran System SIX Corporation dedicated
software that quantifies the percentages of each chemical element (Z > 11) based on the
hypothesis that they are in the oxide form. The results of the analysis were based in the
average of 10 to 20 isolated determinations, as depicted in Figure 7.1.
Figure 7.1. Selected particles to perform microanalysis and quantify chemical elements presents in a
soil sample.
125
7.3. Results and evaluation
7.3.1. Physical and chemical properties of the soils and mixtures
The physical and chemical characteristics of civil engineering construction
materials must be known to classify them for their potential uses. To meet this
requirement, physical and chemical characterization experiments were carried out on
the materials under study.
The results of the sieve and sedimentation analysis are presented in Figure 7.2.
This figure shows the grain size distribution curves of the soils and their respective
mixtures with the chemical additive studied and the quantities of the clay (φ ≤
0.002 mm), silt (0.002 < φ ≤ 0.06 mm) and sand (0.06 < φ ≤ 2 mm) fractions defined by
the grain size distribution scale proposed by the ABNT (1995).
Comparison of the grain size distribution curves in Figure 7.2 shows that the
chemical additive altered the original particle distribution of all soils. It is believed that
the small particles in the soils agglutinated, forming larger sized flakes, as observed
especially in soil 1 (Figure 7.2a) where, with the increase in the amount of additive, the
percentage of the clay fraction decreased significantly and the silt and sand fractions
increased. A small variation was observed in this performance in soils 2 and 3 (Figures
7.2b and 7.2c, respectively), because with the increase in the additive content the
percentage of the clay and silt fractions decreased but the sand fraction increased. When
6% chemical additive was added to the soils, the percentages of particles smaller than
0.002 mm decreased from 61%, 15% and 13% to 29%, 13% and 6%, respectively, in
soils 1, 2 and 3, proving that the predominant reactions were those of flocculation,
characteristic in clay surfaces with a high concentration of Ca
2+
ions. This conclusion
was reinforced by the observation that the modifications produced by the additive in the
granular soils were more significant in soil 1, which consisted of 61% clay particles
(particle diameter less than 0.002 mm).
126
0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10 100
Grain size (mm)
0
20
40
60
80
100
Percent finer by weight
Soil
Soil with 2% of RBI Grade 81
Soil with 4% of RBI Grade 81
Soil with 6% of RBI Grade 81
0246
RBI Grade 81 (%)
0
20
40
60
80
100
Percentage
0
20
40
60
80
100
Percent finer by weight
2.0 in
1.5 in
1.0 in
0.75 in
0.375 in
# 4
# 10
# 16
# 30
# 40
# 50
# 100
# 200
0246
RBI Grade 81 (%)
0
20
40
60
80
100
Percentage
61
14
25
45
16
39
34
19
47
29
19
52
0
20
40
60
80
100
Percent finer by weight
0246
RBI Grade 81 (%)
0
20
40
60
80
100
Percentage
(c)
(b)
(a)
13
17
70
12
16
72
9
8
83
6
8
86
13
15
22
63
15
24
61
16
15
69
15
72
Sedimentation analysis Sieve analysis
Clay fraction
Silt fraction
Sand fraction
Clay Silt
Sand
Gravel
fine coarsemedium
Figure 7.2. Grain size distribution curves and percentages of clay, silt and sand fractions in soils and
soil-mixtures: (a) soil 1; (b) soil 2; and (c) soil 3.
127
The occurrence of significant grain size modifications in soils has been
reported in the literature by Guimarães (1971), who detected significant changes in clay
soils after adding lime at 3% and 5%, Osula (1996), who added 1%, 2% and 3%
Portland cement and hydrated lime to a laterite, and Cristelo and Jalali (2004), who
added 2% hydrated lime to two residual granite soils.
In a recent paper on the determination of shear strength and elastic properties
of soils-RBI Grade 81 mixtures via triaxial tests, Trindade et al. (2006b, 2006c) reported
gains in the peak friction angle of specimens cured for seven days in a wet chamber and
associated them to changes in grain size distributions due to flocculation/agglomeration
and consequent increase in soils grain size. This assumption is confirmed by data
presented in Figure 7.2.
Tables 7.3 to 7.5 show the effects of increasing additive content on the grain
unit weight (γ
s
) of soils and mixtures. The addition of the stabilizer produced small
alterations in the values of this parameter, as expected, because the product has γ
s
approximately equal 25 kN/m
3
(ANYWAY, 2004), that is, a value close to those
reported for soils without treatment.
Regarding the consistency indices of the soils and mixtures, the data presented
in Tables 7.3 to 7.5 show that generally there were slight increases in the plasticity limit
values (PL) but reductions in the liquidity limit values (LL) and the plasticity Index (PI)
of the soil with the increase in the quantity of chemical additive. The only combination
that showed a reduction in PL compared to the natural soil was the mixture of soil 1
with 6% additive.
The changes in plasticity presented in Tables 7.3 to 7.5 suggest that there may
have occurred not only cationic exchanges but also alterations in the structure of the fine
soil particles via their flocculation and cementation. These results may reflect directly
on the performance of these materials in the field, affecting aspects and parameters such
as workability, swelling and compaction moisture. Similar conclusions are reported by
Guimarães (1971), Transportation Research Board (TRB, 1976), Osula (1996), Çokça
(2001) and Cristelo and Jalali (2004) where hydrated lime, Portland cement and fly ash
were used as stabilizing agents.
128
Table 7.3. Physical and chemical properties of soil 1 and its mixtures
Amount of RBI Grade 81 (%)
Soils characteristics
0 2 4 6
γ
s
kN/m
3
27.05 27.05 27.02 26.77
LL % 74 61 56 52
PL % 33 42 39 36
Physical
PI % 39 19 17 16
pH H
2
O (1:2,5) - 6.1 8.2 9.1 9.7
K
+
cmol
c
/kg 0.05 0.13 0.25 0.41
Na
+
cmol
c
/kg 0.02 0.03 0.05 0.06
Ca
2+
cmol
c
/kg 0.94 17.27 25.31 39.07
Mg
2+
cmol
c
/kg 0.09 0.12 0.29 0.31
Al
3+
cmol
c
/kg 0.00 0.00 0.00 0.00
H
+
+ Al
3+
cmol
c
/kg 0.99 0.00 0.00 0.00
SB cmol
c
/kg 1.10 17.56 25.91 39.85
CEC cmol
c
/kg 2.09 17.56 25.91 39.85
Chemical
V% % 52.6 100.0 100.0 100.0
Table 7.4. Physical and chemical properties of soil 2 and its mixtures
Amount of RBI Grade 81 (%)
Soils characteristics
0 2 4 6
γ
s
kN/m
3
25.44 25.92 25.33 25.79
LL % 38 37 36 35
PL % 25 25 27 29
Physical
PI % 13 12 9 6
pH H
2
O (1:2,5) - 5.4 8.5 9.6 9.8
K
+
cmol
c
/kg 0.01 0.12 0.18 0.21
Na
+
cmol
c
/kg 0.01 0.03 0.06 0.08
Ca
2+
cmol
c
/kg 0.42 15.59 24.67 35.44
Mg
2+
cmol
c
/kg 0.04 0.15 0.08 0.07
Al
3+
cmol
c
/kg 0.32 0.00 0.00 0.00
H
+
+ Al
3+
cmol
c
/kg 1.32 0.00 0.00 0.00
SB cmol
c
/kg 0.49 15.88 24.99 35.80
CEC cmol
c
/kg 1.81 15.88 24.99 35.80
Chemical
V% % 27.1 100.0 100.0 100.0
129
Table 7.5. Physical and chemical properties of soil 3 and its mixtures
Amount of RBI Grade 81 (%)
Soils characteristics
0 2 4 6
γ
s
kN/m
3
25.24 25.71 25.79 25.62
LL % 29 27 26 25
PL % 20 20 22 22
Physical
PI % 9 7 4 3
pH H
2
O (1:2,5) - 5.3 8.5 9.8 10.0
K
+
cmol
c
/kg 0.18 0.26 0.30 0.32
Na
+
cmol
c
/kg 0.02 0.08 0.10 0.11
Ca
2+
cmol
c
/kg 0.59 13.83 23.66 35.98
Mg
2+
cmol
c
/kg 0.25 0.09 0.05 0.04
Al
3+
cmol
c
/kg 1.02 0.00 0.00 0.00
H
+
+ Al
3+
cmol
c
/kg 1.54 0.00 0.00 0.00
SB cmol
c
/kg 1.04 14.25 24.11 36.46
CEC cmol
c
/kg 2.58 14.25 24.11 36.46
Chemical
V% % 40.3 100.0 100.0 100.0
An interesting characteristic of the RBI Grade 81 is that it is recommended to
stabilize a wide range of soils, ranging from sand to plastic clay (ANYWAY, 2001).
Thus, in a first analysis, it can be inferred that this stabilizer has elements in common
with Portland cement and lime in its chemical composition. Hilt and Davidson (1960)
analyzed the mechanical performance of clay soil and lime mixtures and considered the
possibility of the existence of a limit condition at which, primarily, the stabilizer should
meet the affinity of these soils to lime, defining it as its lime fixation capacities. In this
study, these authors concluded that: (i) the addition of small quantities of lime to clay
soils led to significant increases in net PL, and these were more expressive in soils rich
in montmorillonite than those rich in kaolinite; (ii) the addition of amounts of lime
lower than the soil fixation point can lead to significant changes in its workability, but
not in its mechanical strength.
Thus, when small quantities of lime are added to clay soils, significant
variations occur in their PL, but inexpressive changes in the mechanical strength,
because there is no lime available for significant pozzolanic reactions to take place; for
larger quantities of additive, the PL tends to remain unaltered, verifying the availability
of lime for pozzolanic reactions to take place that can lead, if they are reactive to lime,
to significant variations in their mechanical strength. Thus the PL parameter can be
considered a good indication of the lime fixation point of a soil. Similarly, Marks III
130
and Haliburton (1970) widened this discussion, understanding that the lime fixation
point of a clay soil corresponds to the maximum compression condition of the diffuse
double layer of its clay particles, and there is no later reduction in its plasticity, because
the superficial charges of these particles reached a condition of equilibrium. Thus in this
type of soil, there is a limit for plasticity reduction. In the present study, it was observed
that modifications took place in the soil consistency indices with the addition of the
stabilizer, and small falls in LL and slight increases in PL were observed, except in soil
1, and a gradual fall in PI, that was more pronounced in soil 1 stabilized with 2%
additive. When the concept of the lime fixation point was applied to the data in the
present study, it was associated with the 2%, 6% and 4% contents, respectively to soils
1, 2 and 3, as shown in Figure 7.3. However, this type of performance was not observed
clearly and easily in the mixtures analyzed here.
0246
RBI Grade 81 (%)
15
20
25
30
35
40
45
Plasticity limit (%)
35
42
39
36
25 25
27
29
20 20
22 22
Soil 1
Soil 2
Soil 3
Figure 7.3. Minimum RBI Grade 81 content (% by dry weight) regarding the application of the lime
fixation concept to soils 1, 2 and 3.
The soil chemical characterization experiments have frequently been carried
out in studies in the soil science field for fertilizer and nutrient replacement practices for
131
plant growth. Soils, for example, with high cationic exchange capacity are considered as
being fertile. In the geotechnical area, these experiments have been carried out to assess,
for example, the degree of soil weathering, soil potential for liner applications in
environmental geotechnical engineering and the soil reaction potential to chemical
stabilizers.
Tables 7.3 to 7.5 show the results of the chemical characterization of the soils
and soil-mixtures. The pH values, measured in water following the 1:2.5 volumetric
soil:solution ratio of soils 1, 2 and 3 were, respectively, 6.1, 5.4 and 5.3, characterizing
soil 1 as slightly acid and soils 2 and 3 as acid according to terminology by Guimarães
(2002). According to van Raij et al. (1987) soil pH values are generally between 4 and
7, and values below this range indicate the presence of free acids and values above this
value indicate the presence of saline or limestone soils. The cationic exchange capacity
(CEC) values in soils 1, 2 and 3 were relatively low and compatible with the mineralogy
of their clay fractions, which were predominantly composed of kaolinite and iron and
aluminum oxides, which are secondary minerals that have, respectively, CEC in the
range from 3 to 15 cmol
c
/kg (GUIMARÃES, 1971) and 2 to 4 cmol
c
/kg (MEURER et
al., 2004). Regarding the percentage base saturation (V%), soils 1, 2 and 3 presented
values lower than 60%. According to Brady and Weil (1999), soils from tropical and
wet regions, in which silicate clays predominate, are acid when V% is lower than 80%.
Therefore the V% values are in line with the pH values determined and with the clay
minerals present in the soils studied. The potential acidity (H
+
+ Al
3+
) values of soils 1,
2 and 3 were, respectively, 0.99, 1.32 and 1.54, that is, they presented an inverse
relationship with the pH values, showing that the potential acidity and consequently,
some of the hydrogen and aluminum compounds influenced the pH means of the soils.
Brady and Weil (1999) commented that the factors that account for soil acidity are
complex, because there are two groups of dominant elements that exercise influence in
the soil at the same time: acidity derives from aluminum and hydrogen while most of
the other cations neutralize it.
Tables 7.3 to 7.5 show that when the chemical additive was added to the soils
there were significant increases in the value of the following chemical characteristics:
pH, sum of exchangeable bases (SB) (mainly due to the increase in the Ca
2+
ions), CEC
and V%. In contrast, there was an expressive reduction in the quantity of free hydrogen
and aluminum and the quantitative sums of H
+
+ Al
3+
became nil after stabilizing the
132
soils with the additive under study. In short, the incorporation of the chemical stabilizer
in the soils accounted for the increase in saturation of bases and for the total
consumption of the exchangeable H
+
+ Al
3+
ions, generating sharp modifications in the
pH from acid to alkaline.
Among the chemical characteristics assessed in the present study, the pH has
been the most used in studies of soil chemical stabilization. It is known that increased
pH causes the partial dissolution of mineral constituents of the soils generally followed
by the formation of new silicates and aluminates, stable in the new conditions, which
associate, forming a cement-like product capable of conferring high mechanical strength
to the material (CHAUVEL and NÓBREGA, 1980). For instance, some studies sought
to establish dosing criteria based on the pH values of the stabilized material, such as the
classic study by Eades and Grim (1966) and recently the standard test method presented
by American Society for Testing and Materials (ASTM, 1999). In these publications it
is proposed a method to determine the ideal quantity of lime to stabilize a soil
determining its lime reactivity level, which consisted of measuring the pH of the
mixture after one hour. This value was then related to the quantity of lime consumed in
the reactions in this time interval relating the optimum lime content to the smallest
quantity of lime that raises the pH of the mixtures to 12.4. However, it is believed that
dosage criteria based on the pH value that causes attack on the silica and aluminum
present in the soil should be studied in depth, especially in the case of chemically
stabilized tropical soils. Some studies carried out in tropical soils have reported that the
addition of quantities from 2% to 5% Portland cement (PESSOA, 2004) and hydrated
lime (LIMA, 1981; CARVALHO et al., 1981; PESSOA, 2004) was responsible for
sharp increases in the pH, and values greater than 12.0 were observed. On the other
hand, Rezende (2003) studied clay soils from the subgrade of two Brazilian highway
experimental roads constructed in Brasilia-DF and did not observe pH values greater
than 10.9 even after adding up to 6% hydrated lime.
In the present study, it was verified that when 2% to 4% chemical additive was
added to soils the pH value increased significantly, but more variations were observed at
4% and 6% quantities and there was a slight tendency to stabilization in the pH values
around 10.0, as shown in Figure 7.4.
Based on the chemical equilibriums reported by Lindsay (1976), curves were
constructed that represented the conditions which under silica and aluminum
133
solubilization in water takes place, in function of the pH values. Figure 7.4 shows that in
the soils the aluminum was practically insoluble and the silica presented solubility
between 25 and 30 cmol/L, but with the addition of 6% chemical additive the
solubilities of silica and aluminum raised to, respectively, 65 and 50 cmol/L in soils 1
and 2. In the case of soil 3, when the pH reached 10.0, silica presented solubility about
75 cmol/L and aluminum was totally soluble.
0246
RBI Grade 81 (%)
3
4
5
6
7
8
9
10
11
pH
3
4
5
6
7
8
9
10
11
pH
10080604020 0
Solubility (cmol/L)
Soil 1
Soil 2
Soil 3
SiO
2
Al
2
O
3
Figure 7.4. pH of soils 1, 2 e 3 and its mixtures and basic curves of silica (SiO
2
) and alumina (Al
2
O
3
)
solubilization.
7.3.2. Mineralogical characterization of soils and mixtures
Most of chemical reactions between soil and chemical stabilizer are soil
minerals dependent, and identification of mineral type in the soil different fractions is
mandatory to soil stabilization studies to understand the process as a whole. Therefore,
the kinds of minerals present after the soil stabilization can become a good tool for
diagnosis on the soil behavior, which could complement the studies involving the
physical and chemical characteristics of the final product after stabilization.
134
Figures 7.5 and 7.6 show data from XRD (X-ray diffraction) analyses
performed on soil samples 1, 2 and 3 and theirs 7-days curing mixtures with 2%, 4%
and 6% RBI Grade 81 contents. Samples were prepared using soils sand (≥ 53 μm) and
silt-clay (< 53 μm) fractions. Tables 7.6 and 7.7 show values of peak intensity of the
minerals identified in each of the tested soils and mixtures.
Sand fractions for soil samples 1, 2 e 3 and their admixtures are very similar
and present, essentially, quartz that was identified by peaks corresponding to d’s
(atomic interplanar distance) 0.43, 0.33, 0.25 and 0.23 nm (GRIM, 1968; MOORE and
REYNOLDS JR., 1989). In the sand fraction of soil 3 and its mixtures it was identified
K-feldspars due to peaks obtained at 0.32 nm (GRIM, 1968; MOORE and REYNOLDS
JR., 1989). Additionally to quartz and feldspar, also were detected peaks that allowed to
identify kaolinite (0.72 and 0.36 nm) in the sand fractions of soils 2 and 3 and their
admixtures. The presence of kaolinite in these samples can be associated to the
pseudomorphs inherited from the weathering of feldspar or muscovite that are
commonly found in these soils, as related by Pinto et al. (1972). The Figure 7.7 presents
an example of the kaolinite in mica pseudomorphics forms found in soils 2 and 3. From
the data presented in Figure 7.5 and Table 7.6, it can be seen that there was a
progressive decrease in the intensity of the peaks from quartz and feldspars detected in
≥ 53 μm fraction at the same time that there was an increase in the chemical stabilizer
content, showing that stabilization process was destroying part of these minerals
through of the short- and medium-term chemical reactions that have been developed.
The XRD patterns presented in Figure 7.6 show the silt-clay fraction of all soil
samples and their mixtures. They show that kaolinite, quartz and goethite, identified by
their peaks of d’s equal to 0.72, 0.33 and 0.42 nm, respectively, appeared in all
< 0.53 μm fractions of soil samples and its mixtures. In samples from soils 1 and 2 and
its mixtures was detected gibbsite (d = 0.49 nm). From peaks at positions corresponding
to d = 1.00 nm and d = 0.50 nm it was possible to determine the presence of mica in soil
samples 2 and 3 and their mixtures.
135
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
2-Theta (degrees) Cok
α
0
500
1000
1500
2000
2500
Intensity (counts)
0
500
1000
1500
2000
2500
In
t
ens
i
t
y (coun
t
s)
0
500
1000
1500
2000
2500
In
t
ens
i
t
y (coun
t
s)
Soil 1
Soil 2
Soil 3
(d)
(c)
(b)
(a)
(d)
(c)
(b)
(a)
(d)
(c)
(b)
(a)
Qz
Qz
Qz
Qz
Qz
Qz
Qz
Qz
Qz
Ka
Ka
Ka Ka
Qz
Ra
Fd
Qz
Qz
Qz
Qz
Figure 7.5. XRD patterns of ≥ 53 μm fraction of soils 1, 2 and 3 no treated (a) and treated with 2% (b),
4% (c) e 6% (d) of chemical stabilizer. Fd = feldspar (orthoclase) [K(Al, Fe)Si
2
O
8
],
Ka = kaolinite [Al
2
Si
2
O
5
(OH)
4
], Qz = quartz [SiO
2
] and Ra = rankinite [Ca
3
Si
2
O
7
].
136
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
2-Theta (degrees) Cok
α
0
250
500
750
1000
1250
Intensity (counts)
0
250
500
750
1000
1250
In
t
ens
i
t
y (coun
t
s)
0
250
500
750
1000
1250
In
t
ens
i
t
y (coun
t
s)
Soil 1
Soil 2
Soil 3
(d)
(c)
(b)
(a)
(d)
(c)
(b)
(a)
(d)
(c)
(b)
(a)
Ka
Qz
Po
Gt
Ra
Ka
Gb
Gt
Ka
Ka
Gt
Ka
Qz
Ka
Ra
Ka
Mi
Ka
Ka
Qz
Mi
Gt
Ka
Qz
Po
Ra
Ka
Gb
Gt
Ka
Ka
Ka
Mi
Figure 7.6. XRD patterns of < 53 μm fraction of soils 1, 2 e 3 no treated (a) and treated with 2% (b),
4% (c) and 6% (d) of chemical stabilizer. Gb = gibbsite [Al(OH)
3
], Gt = goethite
[α-FeO(OH)], Ka = kaolinite [Al
2
Si
2
O
5
(OH)
4
], Mi = mica [(k, Na)Al
2
(Si, Al)
4
O
10
(OH)
2
],
Po = portlandite [Ca(OH)
2
], Qz = quartz [SiO
2
] and Ra = rankinite [Ca
3
Si
2
O
7
].
137
Figure 7.7. Image obtained by secondary electrons signs produced in SEM of one kaolinite in mica
pseudomorphics forms flake present in soil 3 sample.
From the analyses of the XRD patterns presented in Figures 7.5 and 7.6, it can
be observed that when the chemical stabilizer was added new minerals phases were
formed and they were identified. In the silt-clay fraction of mixtures from soil samples 1
and 2 it was noticed the presence of portlandite which is a calcium hydroxide
(d = 0.26 nm). Rankinite, calcium silicate, was identified by its peaks positions
corresponding to a d = 0.30 nm (EADES and GRIM, 1960; EADES et al., 1962) and it
was found in most of the mixtures, exception in the ≥ 53 μm fraction of mixtures from
soil samples 1 and 2 (Figure 7.5). Intense and well defined peaks showed that the
mixtures, after seven days cure time, showed the formation of a significant amount of
calcium silicate, mainly in the finer fractions. It was also observed that with the
increasing of chemical additive contents, the peaks for rankinite also increased
indicating a larger formation of cementing compounds associated to the 6% content of
RBI Grade 81.
The rankinite, calcium silicate, is a typical product of hydration reactions of the
tricalcium silicate (C
3
S or 3CaOSiO
2
) portland cement (NOBLE, 1967; PETRUCCI,
1998) and from pozzolanic reactions between silica (SiO
2
) and calcium oxide (CaO) in
soil-lime mixtures (EADES and GRIM, 1960; EADES et al., 1962; SRINIVASAN,
1967; GUIMARÃES, 1971; TRB, 1976; CHAUVEL and NÓBREGA, 1980; LIMA,
1981; CARVALHO et al., 1981). The portlandite [Ca(OH)
2
] is a mineral phase present
in the RBI Grade 81 (Figure 7.8), which indicates that in soil samples 1 and 2 the
reactions between this mineral and the soil minerals didn’t occur completely, being
necessary a long-term to produce all the reactions. These observations are corroborated
138
by the data presented by Trindade et al. (2006a, 2006b, 2006c), who, when studying the
effect of the RBI Grade 81 addition in the mechanical properties of soils 1, 2 and 3,
verified that the higher increases in CBR, unconfined compressive strength, tensile
strength and shear strength were associated to soil 3.
Table 7.6. Minerals peak intensities identified in the ≥ 53 μm fraction of soils 1, 2 e 3 and its mixtures
Minerals peaks intensities associated with its strong lines (d in nm)
Soils
samples
Amout of RBI
Grade 81 (%)
Fd
(0.324)
Ka
(0.718)
Qz
(0.334)
Ra
(0.302)
0 - - 903 -
2 - - 789 -
4 - - 656 -
Soil 1
6 - - 612 -
0 - 57 932 -
2 - 68 798 -
4 - 97 667 -
Soil 2
6 - 106 538 -
0 160 36 644 -
2 131 49 454 102
4 108 64 357 151
Soil 3
6 65 71 206 194
Table 7.7. Minerals peak intensities identified in the < 53 μm fraction of soils 1, 2 e 3 and its mixtures
Minerals peaks intensities associated with its strong lines (d in nm)
Soils
samples
Amout of RBI
Grade 81 (%)
Gb
(0.485)
Gt
(0.418)
Ka
(0.718)
Mi
(0.997)
Po
(0.263)
Qz
(0.334)
Ra
(0.302)
0 97 151 336 - - 91 -
2 85 135 255 - 45 73 57
4 75 117 214 - 60 67 83
Soil 1
6 58 105 178 - 71 46 109
0 150 106 586 121 - 101 -
2 127 96 487 104 65 91 90
4 106 92 415 81 56 96 141
Soil 2
6 92 84 329 73 84 104 186
0 - 77 526 125 - 139 -
2 - 68 457 102 - 128 118
4 - 60 365 77 - 116 164
Soil 3
6 - 54 333 71 - 109 217
Similary to the observed in the soils sand fractions, from the data presented in
Figure 7.6 and Table 7.7, it was observed that there was a progressive decrease in peak
139
intensities of all mineral phases originally presents (kaolinite, gibbsite, goethite, quartz
and mica) in the silt-clay fraction of soils 1, 2 and 3, with increasing of chemical
stabilizer contents. This reinforces the idea that the chemical stabilization process was
responsible by consumption part of soil minerals through of the chemical reactions with
RBI Grade 81. This hypothesis also presented by Eades et al. (1962), in soil-lime
stabilization case, and Noble (1967), in a soil-cement stabilization study, which
associated the decreasing in peak intensities of soil minerals to consumption of these
minerals, principally the aluminosilicates, though of reactions with constituents of
chemical stabilizers studied.
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
2-Theta (degrees) Cok
α
0
30
60
90
120
150
Intensity (counts)
Ba
Ba
Po
Ba
Ba
Po
Ba
Ba
Ba
Ba
Ba
Ba
Po
Ba
Figure 7.8. XRD pattern of RBI Grade 81 chemical stabilizer. Ba = bassanite [CaSO
4
(0.5H
2
O)],
Po = portlandite [Ca(OH)
2
].
7.3.3. Microstructural characterization of soils and mixtures
In stabilization studies of tropical soils, although there are many data of interest
on geotechnical properties of these materials, there is very little information at the
microscopic level, including aspects such as structural reorganization, compaction and
particle cementing, which could offer interesting input for the study of the technical
performance of the mixtures. Among the methods available for this purpose, scanning
electronic microscopy has been much used to study the microstructure of compacted
and chemically stabilized soils, because, according to Pessoa (2004), both compaction
140
and cationic exchanges and chemical reactions are capable of causing structural
rearrangements.
In the scanning electronic microscope (SEM) an electron beam accelerated by
an electric field is directed, through a vacuum of 1.33x10
-6
kPa, to the surface of the
sample to be observed. As the result of the interaction of the electrons beam with the
sample surface, there is the emission of a series of radiations, including secondary
electrons, backscattered electrons, X-rays, Auger electrons, and photons. When
correctly captured, these radiations give characteristic data on the sample analyzed,
including surface topography, composition and crystallography.
In scanning electronic microscopy, the signals of greatest interest for image
formation are the secondary and backscattered electrons. As the primary electron beam
scans the sample, these signals are modified according to variations in the surface. The
secondary electrons supply images of the sample surface topography and obtain the
high-resolution images, while the backscattered electrons give an image characteristic
of the variation of the components due to their differences in anatomic densities, where
the elements with greater densities present greater brilliance. Depending on the material
analyzed, the magnification can reach 900,000 times, but for the analysis of materials
commonly used in civil construction, the maximum increase used is 10,000 times.
Initially, the microstructure was characterized from an analysis of the
secondary electron images obtained in SEM. Samples from soils 1, 2 and 3 and their
mixtures with 6% chemical additive compacted under the optimum conditions (w
opt
and
γ
dmax
) at the standard and modified Proctor test were analyzed and the images are
shown, respectively, in Figures 7.9 and 7.10.
It was observed from the sets of images presented in these figures that the
volume of soil 1 was taken up predominantly by plasma that formed a continuous phase
and in some cases, was presented in the form of spherical micro-aggregates joined
together. These micro-aggregates were formed by a very fine particles, randomly
placed, formed by assemblies of kaolinite and gibbsite minerals wrapped and cemented
by iron oxyhydroxides responsible for the stability of their organization. On the other
hand, it was observed that the predominance of the plasma compared to the skeleton
greatly decreased in soils 2 and 3, and in this last material there were 100 to 500 μm
quartz grains with little, or practically no, quantity of fine material filling the gaps.
141
Figure 7.9. Compacted samples at standard Proctor effort images obtained by secondary electrons signs
produced in SEM: (a), (c) and (e), respectively, soils 1, 2 and 3; (b), (d) and (f),
respectively, soils 1, 2 and 3 with 6% of chemical stabilizer.
142
Figure 7.10. Compacted samples at modified Proctor effort images obtained by secondary electrons
signs produced in SEM: (a), (c) and (e), respectively, soils 1, 2 and 3; (b), (d) and (f),
respectively, soils 1, 2 and 3 with 6% of chemical stabilizer.
The effects of the increase in the compaction effort, from the standard Proctor
test to the modified Proctor test, were clearly visible in soils 1, 2 and 3. Figures 7.9 and
7.10 show that the quartz grains, present in large quantities in soils 2 and 3, were broken
143
after the increase in compaction effort, forming finer and less porous materials. In soil
1, it was observed that after the increase in compaction effort very fine crack gaps arose
(0.1 to 10 μm), close to each other and placed perpendicularly to the compaction axle.
Figures 7.9a and 7.10a show that these cracks were limited by a paler colored clay film,
called stress cutan, according to terminology adopted by Brewer (1976). According to
Carvalho et al. (1981), the application of a great compaction effort is not always the best
treatment to attain high mechanical strength, and it can lead to the complete destruction
of the microstructure of the material, that is sometimes naturally stable, as in the case of
the latosols.
Regarding the microstructure of the stabilized soils, Figures 7.9 and 7.10 show
that the chemical additive used accounted for the formation of cementation nuclei
among the soil micro-aggregates. These nuclei were more obvious in the soil 3 mixtures
(Figures 9f and 10f), where there seems to have been SiO
2
and Al
2
O
3
solubilization,
forming a gel (calcium silicate and/or aluminates) that, after consolidation, cemented
the surrounding particles, conglomerating them (EADES and GRIM, 1960; EADES et
al., 1962; NOBLE, 1967). In the soil 1 mixtures the addition of the additive conserved
the continuous microstructure (Figures 9b and 10b), resulting from the coalescence of
the micro-aggregates; however it prevented the formation of plasma orientations and
empty cracks, responsible for the lamellation of soil 1 without treatment after applying
the high compacting effort, as was the case of the use of the modified Proctor test.
The analysis of the microstructure of the material compacted after adding the
chemical additive also explained the results of the grain size distribution analyses
presented in item 7.3.1, where the stabilized soils presented a greater quantity of sand
compared to the untreated soils. Figures 7.9 and 7.10 show that after soil stabilization
the micro-aggregates linked by the cementing nuclei performed as highly stable grains,
capable of resisting all the processes used in the grain size distribution test together to
disperse the soil particles.
In addition to SEM analysis, the microstructure of soil samples 1, 2 and 3 and
of theirs admixtures with 6% of RBI Grade 81 were described using optical microscopy
(OM) performed in specimens compacted at the modified Proctor compaction effort.
Optical microscopy is rarely used in soil mechanics studies in Brazil and elsewhere,
although it provides one of the simplest and less expensive techniques to study the
development of microstructures of soil mixtures, reaching resolutions down to 200 μm.
144
Figure 7.11a shows that compaction of soil 1 created a clear tendency to
packing and virtual coalescence of the ovoidal micro-aggregates, welded face-to-face,
turning the soil mass in a higher cohesive structure and forming a typical structure
observed in compacted kaolinite latosols (SCHAEFER, 2001). Color was mainly red-
dark, different from the yellowish-red color observed in undisturbed soil samples, as
reported by Azevedo (1999). The quartz grains in soil 1 were less abundant than the
micro-aggregates, with grain size ranging from 0.05 to 2 mm and, usually, with
subangular to angular shapes and not oriented. In some cases compaction resulted in a
breaking or fracturing of quartz, however most grains were unaffected. Also, the
compaction effort created a fissured structure along the lines of particle weaknesses,
filled by fine interstitial plasma without apparent orientation.
Similarly to the observed in SEM images, the addition of 6% of chemical
stabilizer to soil 1 produced significant reduction of its fissure formation pattern
(Figure 7.11b), and all remaining voids were filled by a fine yellowish-red material.
This material was probably a mixture of the partially solubilized oxides in high pH
resulting from the stabilizer addition.
Soils 2 and 3 present an organization of plasma-skeleton of the granoic type,
exhibit small portions with agglomeroplasmatic type, in which no clay aggregates occur
(Figures 7.11c and 7.11e). The nodules are common and typically pseudomorphic,
showing subrounded smoothed grain, without fracturing and lacking orientation.
Structural elements are linked through clay bridges or are embedded in the scarce
plasma. In these soils, compaction led to an extreme reduction of structural voids,
mainly presenting small channels and chambers and, less commonly, in the form of
packing voids. The quartz grains are dominant in soils 2 and 3. In the case of the soil 2,
the grains are small, subrounded to subangular, with average size of 0.2 mm
(Figure 7.11c). On the other hand, quartz and feldspar grains in soil 3 are considerably
larger, with average size of 0.5 mm, with a considerable amount of quartz grains bigger
than 1 mm (Figure 7.11e). These showed little fracturing and no evidence of corroded
surfaces.
145
Figure 7.11. Compacted samples at modified Proctor effort images obtained by OM: (a), (c) and (e),
respectively, soils 1, 2 and 3; (b), (d) and (f), respectively, soils 1, 2 and 3 with 6% of
chemical stabilizer.
Undisturbed samples of soils 2 and 3 present kaolinite pseudomorphs after
mica dispersed in the soils masses, as described by Azevedo (1999). According to this
146
author, compaction effort promoted repacking and reorientation of these pseudomorphs
forming horizontal lines parallel to the specimen’s surface, and normal to the direction
of the applied compaction effort.
Regarding the mixtures of soils 2 and 3 stabilized with 6% of RBI Grade 81,
the images presented in Figures 7.11d and 7.11f are consistent with SEM observations.
Mainly in soil 3, it was observed that quartz and feldspar grains were mostly destroyed
and solubilized, and the few remaining grains became fractured after the soil
stabilization process. The solubilized material formed a sort of cementing gel that
involved the micro-aggregates, pseudomorphs and remaining grains, forming a
structurally dense soil mass, highly resistant.
In the soil 3 mixture it was also possible to identify the formation of a red to
yellow cementing material (Figure 7.11f) that is, probably, constituted by the same
material that filled out the fine crack gaps of soil 1 after its chemical stabilization.
Although not having observed through the analyses of XRD presented in Figures 7.5
and 7.6 the formation of others minerals besides the rankinite (3CaO.2SiO
2
), it is
believed that the yellow to red cementing material is formed starting from the reaction
of the calcium hydroxide [Ca(OH)
2
] present in RBI Grade 81 (Figure 7.8) together with
the iron and aluminum oxides (respectively, Fe
2
O
3
and Al
2
O
3
) present in the soils,
creating the 4CaO.Al
2
O
3
.Fe
2
O
3
, also known as the C
4
F commonly found in the
constitution of the Portland cements.
To complement the results of the present study, a specific study was directed to
the qualitative and semiquantitative determination of the presence of chemical elements
in the soils and in their mixtures using the microanalysis technique.
The microanalysis is one of the most important instruments for the chemical
analysis of organic and inorganic materials. Through the identification of the X-ray
emitted by the sample, when of the interaction with the electrons beam, it is possible to
determine the composition of areas over 1 µm of diameter. It is a non-destructive
technique that can determine amounts from 0.1% of present elements in the sample,
since Z > 11 in the case of EDS (energy dispersive X-ray spectrometer) and Z > 4 in the
case of WDS (wavelength dispersive X-ray spectrometer). It should be pointed out that
in the EDS technique presence of the carbon element can be related to the coating of the
carbon conductor film applied over the sample before testing. In the present research it
147
was used a EDS probe and Figures 7.12 and 7.13 show data of soils 1, 2 and 3 and of
theirs mixtures with 6% of RBI Grade 81.
0
400
800
1200
1600
2000
Intensity (counts)
Elements
C
O
Al
Si
Ti
Fe
Mean concentration (%)
7.76
63.76
13.58
10.84
0.23
3.83
0
400
800
1200
1600
2000
Intensity (counts)
01234567
Energy (keV)
8
0
400
800
1200
1600
2000
Intensity (counts)
C-K
α
O-K
α
Al-K
α
Si-K
α
Ti-K
α
Fe-K
α
Fe-K
β
1
Fe-L
β
1
C-K
α
O-K
α
Al-K
α
Si-K
α
Ti-K
α
Fe-K
α
Fe-K
β
1
Fe-L
β
1
K-K
α
Elements
C
O
Na
Mg
Al
Si
K
Ti
Fe
Mean concentration (%)
13.87
52.11
0.77
0.17
12.35
17.85
1.59
0.18
1.11
C-K
α
O-K
α
Al-K
α
Si-K
α
Ti-K
α
Fe-K
α
Fe-K
β
1
Fe-L
β
1
K-K
α
K-K
β
1
Na-K
α
Mg-K
α
(a)
(b)
(c)
Elements
C
O
Al
Si
K
Ti
Fe
Mean concentration (%)
21.96
47.85
13.85
13.99
0.27
0.08
2.00
Figure 7.12. EDS spectrum and chemical elements mean concentration determined to: (a) soil 1; (b) soil
2; and (c) soil 3.
148
0
400
800
1200
1600
2000
Intensity (counts)
0
400
800
1200
1600
2000
Intensity (counts)
01234567
Energy (keV)
8
0
400
800
1200
1600
2000
Intensity (counts)
Elements
C
O
Mg
Al
Si
S
K
Ca
Ti
Mn
Fe
Mean concentration (%)
11.65
54.42
1.42
3.72
6.14
6.85
0.18
14.39
0.35
0.26
0.62
C-K
α
O-K
α
Al-K
α
Si-K
α
Ti-K
α
Fe-K
α
Mn-K
α
Fe-L
β
1
Mg-K
α
S-K
α
Ca-K
α
Ca-K
β
1
K-K
α
Elements
C
O
Mg
Al
Si
P
S
K
Ca
Ti
Fe
Mean concentration (%)
27.11
46.80
0.12
9.19
9.14
0.04
1.89
0.08
4.11
0.20
1.32
C-K
α
O-K
α
Al-K
α
Si-K
α
Ti-K
α
Fe-K
α
Fe-L
β
1
K-K
α
Ca-K
α
S-K
α
Mg-K
α
Ca-K
β
1
P-K
α
Elements
C
O
Mg
Al
Si
S
K
Ca
Fe
Mean concentration (%)
19.35
52.48
0.25
8.19
12.93
1.01
0.42
4.77
0.63
C-K
α
O-K
α
Al-K
α
Si-K
α
Ca-K
β
1
Fe-K
α
Fe-L
β
1
K-K
α
Ca-K
α
S-K
α
Mg-K
α
(a)
(b)
(c)
Figure 7.13. EDS spectrum and chemical elements mean concentration determined to: (a) soil 1 with 6%
de chemical stabilizer; (b) soil 2 with 6% de chemical stabilizer; and (c) soil 3 with 6% de
chemical stabilizer.
149
The EDS spectrums presented in Figure 7.12 shows that the soils 1, 2 and 3 are
constituted, basically, by Al, Si and Fe. However, other elements were also detected in
smaller amounts, as it is the case of Na, Mg, K and Ti. It should be referred that the
elements Na and K were just found in the soils 2 and 3 (Figures 7.12b and 7.12c) being
associated to the K-feldspar and mica mineral groups as illustrated in Figures 7.5 and
7.6. The largest amount of Fe was determined in soil 1 (Figure 7.12a), a yellowish-red
latosol with reasonable goethite presence (Figure 7.6). Great amounts of Al and Si were
encountered, probably, associated to the minerals kaolinite and quartz which are the
most abundant in the three analyzed soils.
From the ESD spectrums illustrated in Figure 7.13, it was also verified the
main elements found in the mixtures of the soils 1, 2 and 3 with 6% of RBI Grade 81
that most important elements present are Al, Si, Ca and S. But Mg, P, K, Mn, Ti and Fe
were also detected in smaller amounts.
Also, microchemical analysis were performed to quantify the cementation
process created by addition of 6% of stabilizer to the soil 1, furnishing semiquantitatives
microchemical charts of this soil and its mixture (Figure 7.14).
The data presented in Figure 7.14c are in agreement with those from the
microanalysis (Figure 7.12a), and show that the soil 1 is constituted basically by Si, Al
and Fe oxides. From the data presented in Figure 7.14d it can be observed that in the
mixture of the soil 1 with 6% of RBI Grade 81are detected, also, Ca and S that are
concentrated in the areas of assembly of crystals. In these areas, together with the Ca
and S, it is verified presence of an expressive amount of O, Al and Si.
The micro-aggregates in the form of small sticks presented in Figure 7.14b and
7.14d, probably, are constituted by bassanite or gypsum [CaSO
4
(0.5H
2
O)], which is also
a material present in the RBI Grade 81 (Figure 7.8). Other minerals that, probably, were
formed in the stabilization process of soil 1 were the calcium, aluminum and iron
silicates and the sulfoaluminate, that is a solid element that lodges in the pores of the
soil mass turning them more compact, since there is not excess of calcium oxide
dissolved in the interstitial water that, in contact with the sulfoaluminate, can create the
ettringite (hydrated calcium aluminum sulfate hydroxide), which is an extremely
expansible and very common mineral in the reactions between soils rich in sulfates with
the Portland cements (ROLLINGS et al., 1999).
150
Figure 7.13. Backscattering images of the samples of: (a) soil 1 and (b) soil 1 with 6% de chemical
stabilizer. Microchemicals maps of foremost important elements presents in samples of:
(c) soil 1 and (d) soil 1 with 6% de chemical stabilizer.
151
7.4. Conclusions
• The chemical additive altered the grain size distribution of the soils. Fine
particles were coalesced forming larger flakes; with tend to be granular with
increasing additive content. These changes in grain size distribution are
illustrated at SEM scale (secondary electron images presented in Figs. 7.9
and 7.10) showing the formation of a granular microstructure by welding of
smaller particles with a cementing agent.
• Increasing chemical additive content generally caused slight increases in the
PL values and decreases in the LL and PI values, as well produced small
alterations in the grain unit weight of all studied soils.
• The chemical additive was responsible for significant increase in pH and
CEC, with sharp reductions in the potential acidity of the soils. The pH of
the mixtures reached values of 10.0, forming greater silica and aluminum
solublization in the soil, resulting in the formation of calcium silicates and
aluminates. These silicates are the compounds responsible for the
mechanical strength and durability of concrete from Portland cement
(EADES et al., 1962). It is postulated that the inter-particle cementing
matrix formed after stabilization with RBI Grade 81 is very strong and
stable, and maybe be very durable.
• The OM and SEM analyses showed that increasing compaction effort
accounted for the appearance of fractures along the surfaces, unconnected
cracking voids in the clayey plasma (soil 1) and breaking of the quartz
grains (soils 2 and 3). However, the latter effect was minimized with the
addition of the chemical additive to the soils that caused the formation of
highly visible cementing nuclei, especially in the soil 3 mixtures.
• Energy dispersive X-ray spectrometry (EDS) analyses indicated that
contents of Si and Al oxides in soils decrease after chemical stabilization,
probably by solubilization of these oxides and Ca silicates and aluminates
formation during hydration and/or pozzolanic reactions of chemical
stabilizer with soils.
152
•
With reference to mineralogy, the chemical stabilizer addition resulted in
peak reduction of all clay minerals and the formation of rankinite, a Ca-
silicate in a well-crystalline form, easily identified by X-ray diffraction,
strengthening the conclusions gotten from the EDS analyses.
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pavement layers. Brazilian Journal of Forest Science, v.29, n.4, p. 591-600,
2005b. (In Portuguese).
TRINDADE, T. P.; LIMA, D. C.; MACHADO, C. C.; CARVALHO, C. A. B;
FONTES, M. P. F.; SCHAEFER, C. E. G. R.; CANESCHI, F. P. Influence of the
curing type (sealed and exposed) and water submersion on the mechanical strength
of soil-RBI Grade 81 mixtures for forest roads applications. Brazilian Journal of
Forest Science, v.29, n.4, p. 601-606, 2005c. (In Portuguese).
156
TRINDADE, T. P.; LIMA, D. C.; CARVALHO, C. A. B; MACHADO, C. C.;
FONTES, M. P. F.; SCHAEFER, C. E. G. R.; CANESCHI, F. P. Chemical
stabilization of tropical soils: mechanical characterization using CBR, unconfined
compression and Brazilian tensile strength laboratory tests. Cement & Concrete
Composites, 2006a. (Submitted to publication).
TRINDADE, T. P.; LIMA, D. C.; MACHADO, C. C.; CARVALHO, C. A. B;
FONTES, M. P. F.; SCHAEFER, C. E. G. R.; CANESCHI, F. P. Chemical
stabilization of tropical soils: shear strength and elastic properties characterization
using triaxial tests. Cement & Concrete Composites, 2006b. (Submitted to
publication).
TRINDADE, T. P.; LIMA, D. C.; CARVALHO, C. A. B; FONTES, M. P. F.;
SCHAEFER, C. E. G. R.; MACHADO, C. C.; CANESCHI, F. P. Determination of
shear strength and elastic parameters of chemically stabilized mature residual soil
via triaxial tests. In: BRAZILIAN-PORTUGUESE GEOTECHNICAL
CONGRESS, 3., 2006, Curitiba, PR. Proceedings…, São Paulo, SP: Brazilian
Society of Soil Mechanics (ABMS), 2006c. 6 p. 1 CD-ROM. (In Portuguese).
VAN RAIJ, B.; QUAGGIO, J. A.; CANTARELLA, H.; FERREIRA, M. E.; LOPES,
A. S.; BATAGLIA, O. C. Soil chemical analysis for fertility applications.
Campinas, SP: Agricultural Institute / Cargill Foundation, 1987. 170 p. (In
Portuguese).
157
8
Sorção/precipitação de Cd, Cu e Zn em
misturas de solos tropicais com o estabilizante químico
RBI Grade 81
Resumo. Este artigo apresenta os resultados da caracterização de três solos da Zona da
Mata de Minas Gerais, Brasil, e de suas misturas com o estabilizante químico RBI
Grade 81, com vistas a aplicações em obras de engenharia de caráter ambiental.
Trabalhou-se com: (i) solos: um solo residual maduro e com dois solos residuais jovens
de gnaisse; (ii) teores de estabilizante químico: 2%, 4% e 6% em relação ao peso de
solo seco; (iii) período de cura: sete dias em câmara úmida; (iv) ensaios de equilíbrio
em lote: soluções mono-espécie contendo Cd, Cu e Zn na forma de nitratos, preparadas
em CaCl
2
0,002 mol/L, nas concentrações de 0, 20, 50, 100, 200, 500 e 1000 mg/L; e
(v) condutividade hidráulica dos solos e de suas misturas com 6% de estabilizante:
corpos-de-prova compactados nas energias dos ensaios Proctor Normal e Modificado.
Os resultados do presente estudo permitiram concluir que: (i) a adição do estabilizante
químico e o aumento da energia de compactação foram responsáveis por reduções nos
valores de condutividade hidráulica saturada, provavelmente devido à diminuição dos
vazios gerada pela aplicação de um maior esforço de compactação e pela formação de
núcleos de cimentação via solubilização de minerais; (ii) o estabilizante em estudo
promoveu incrementos significativos nos valores de pH, capacidade de troca catiônica
(CTC) e ponto de carga zero por efeito salino (PCZES), bem como redução nos valores
de acidez potencial e elevação da capacidade de tamponamento dos solos analisados;
(iii) a estabilização dos solos com o aditivo químico aumentou significativamente as
suas capacidades de retenção (sorção/precipitação) dos íons metálicos avaliados; (iv) as
misturas em estudo mostraram potencial de uso como sistemas de impermeabilização de
bases de aterros sanitários e outras obras de caráter ambiental.
Palavras-chave: Solos tropicais; Estabilização química; Estabilizante químico RBI
Grade 81; Metais pesados; Ensaio de equilíbrio em lote; Aplicações ambientais.
158
8.1.
Abstract. This paper presents data on the characterization of three soils from the Zona
da Mata of Minas Gerais State, Brazil, and on their admixtures with the chemical
stabilizer RBI Grade 81 for geoenvironmental engineering applications. The laboratory
testing program is described as follows: (i) soils: a mature and two young residual
gneiss soils; (ii) stabilizer contents: 2%, 4% and 6% related to soils dry weight;
(iii) samples curing time: seven days in a conditioning chamber; (iv) batch equilibrium
tests: Cd, Cu and Zn nitrate mono-component solutions prepared in CaCl
2
0.002 ml/L
in the concentrations 0, 20, 50, 100, 200, 500 and 1000 mg/L; (v) saturated hydraulic
conductivity of soils and theirs admixtures with 6% of stabilizer: soil specimens
compacted at the standard and modified Proctor compaction efforts. Conclusions
drawn from the study are as follows: (i) addition of stabilizer to soils significantly
increased theirs pH, cation exchange of charge (CEC), zero point charge determination
by saline effect (ZPCSE) and buffering capacity, as well as decreased theirs potential
acidity; (ii) addition of the stabilizer led to significant gain in the metallic ions retention
capacities (sorption/precipitation) of soils; (iii) addition of the stabilizer to soils and
increase in the compaction effort led to drops in their hydraulic conductivity, probably
due to void reduction caused by application of a higher compaction effort and
formation of cementitious nuclei through minerals solubilization; (iv) the soil mixtures
have potential use as impermeable hydraulic barriers for landfills and others
geoenvironmental containment systems.
Keywords: Tropical soils; Chemical stabilization; RBI Grade 81 chemical stabilizer;
Heavy metals; Batch equilibrium test; Geoenvironmental applications.
Introdução
A contaminação do solo e das águas superficiais e subterrâneas constitui hoje
uma das grandes preocupações dos profissionais envolvidos com os problemas
relacionados ao meio ambiente, principalmente, levando-se em consideração o fato de
que os processos de descontaminação são muito caros, trabalhosos e, até certo ponto,
pouco eficientes.
Diversas atividades humanas constituem fontes potenciais de poluição por
diferentes grupos de compostos. Como principais atividades geradoras de fontes de
poluição do solo e das águas superficiais e subterrâneas podem-se citar: o esgoto, o lixo,
159
as atividades industriais diversas, a construção civil e a agricultura (MAIA, 2004). Mas
vale lembrar, que nos últimos anos também tem sido bastante comum à ocorrência de
poluição do subsolo por derivados de petróleo em atividades de extração, refino e
distribuição.
Dentre os poluentes mais comuns e que são motivo de maior preocupação se
encontram aos metais pesados (e.g. Cd, Cr, Cu, Pb, Zn), os hidrocarbonetos aromáticos,
os óleos e gorduras e os sólidos suspensos totais. Com relação a esses contaminantes,
merece destaque o grupo dos metais pesados, que são comumente encontrados
dissolvidos ou associados a partículas de menores dimensões. Quando solubilizados,
esses produtos podem movimentar-se no solo e serem conduzidos até às águas
subterrâneas, oferecendo um risco adicional, devido à sua elevada toxicidade e ao fato
de se acumularem nos seres vivos e serem transmitidos pela cadeia alimentar.
Embora amplamente utilizado, o termo “metal pesado”, não possui uma
definição única, variando de acordo com o ramo da ciência que o aborda. Ao se
questionar um toxicologista sobre esta definição, este provavelmente dará ênfase aos
elementos químicos tóxicos aos mamíferos superiores (zootoxicidade). Ao agrônomo, a
ênfase será dada principalmente aos elementos químicos tóxicos às culturas vegetais
(fitotoxicidade), cuja contaminação no solo possa diminuir a produtividade agrícola.
Um químico poderá enfatizar os elementos cuja densidade atômica é maior que
6,0 g/cm
3
ou massa atômica maior que 20 e que são pertencentes aos grupos de
transição e não-transição da tabela periódica dos elementos químicos (ALLOWAY,
1990a). A idéia comum de metais pesados a estas diversas áreas é a de serem metais ou
metalóides que estão associados com poluição e toxicidade, mas também incluem
alguns elementos que são essenciais para os seres vivos em baixas concentrações. O
termo “metais tóxicos” é uma alternativa ao termo metais pesados, mas é mais emotivo
e aplicável somente aos elementos não essenciais, como Pb, Cd, Hg, As, Ti e U e não é
apropriado para os elementos que são biologicamente essenciais, como Co, Cu, Mn, Ni,
Se e Zn (ALLOWAY, 1990a). Segundo esse autor, os metais pesados também podem
ser chamados de “elementos traços”, tendo em vista as pequenas concentrações
(freqüentemente abaixo de 0,01%) que esses elementos se encontram na crosta terrestre.
McBride (1994) considera que tanto os metais essenciais quantos os não essenciais
causam problemas ao metabolismo dos seres vivos, se absorvidos acima de certas
quantidades.
160
Diversos estudos têm demonstrado que os metais Pb, Cr e Cu apresentam baixa
mobilidade, acumulando-se na superfície dos solos contaminados, enquanto Zn, Mn, Ni
e, principalmente, Cd são relativamente mais móveis, apresentando maior risco de
contaminação da água subterrânea (MATOS et al., 1996; MATOS et al., 2001;
FONTES et al., 2000; GOMES et al., 2001; FONTES e GOMES, 2003; AZEVEDO et
al., 2003; NASCENTES, 2003). Em contrapartida, encontra-se documentado na
literatura relato de experimentos conduzidos em laboratório onde o Cu apresentou
elevada mobilidade (REID e BROOKS, 1999; MCKINLEY et al., 2001).
Sendo assim, optou-se por conduzir o presente trabalho com os metais Cd, Cu
e Zn. Nos solos, a mobilidade destes elementos depende, fundamentalmente, das
reações de sorção-dessorção e precipitação que ocorrem entre eles e os componentes
sólidos do sistema. Estas reações são influenciadas por vários fatores, merecendo
destaque a presença de ligantes orgânicos e inorgânicos (ALLOWAY, 1990b;
MCBRIDE, 1994). No que diz respeito aos ligantes inorgânicos, estudos recentes
demonstram que a adição produtos como a cal hidratada, o cimento Portland e outros
produtos inorgânicos semelhantes têm sido particularmente eficientes na redução da
mobilidade de metais pesados no solo (REID e BROOKS, 1999; MCKINLEY et al.,
2001; MULLIGAN et al., 2001; BAYAT, 2002a, 2002b; DERMATAS e MENG, 2003;
HARTLEY et al., 2004), principalmente pelo fato de que esses produtos elevam muito o
pH e favorecem a transformação dos cátions metálicos em hidróxidos, carbonatos e
sulfatos insolúveis. Em alguns casos, também é muito comum à incorporação desses
íons metálicos à estrutura cristalina da matriz cimentante formada após adição desses
produtos ao solo (ALBINO et al., 1996a, 1996b; REID e BROOKS, 1999; MCKINLEY
et al., 2001; MULLIGAN et al., 2001).
Nesse sentido, buscou-se com a realização do presente trabalho avaliar o
comportamento de três solos tropicais da Zona da Mata de Minas Gerais, Brasil, antes e
após adição do estabilizante químico RBI Grade 81, via a realização de ensaios de
permeabilidade, análises de caracterização química e eletroquímica e ensaios de
equilíbrio em lote (batch equilibrium test). Com relação ao estabilizante químico em
estudo, sabe-se que seus constituintes químicos são semelhantes aos encontrados na cal
hidratada e no cimento Portland, mas possui uma quantidade considerável de sulfato de
cálcio e hidróxido de cálcio em sua massa, produtos que podem favorecer ainda mais as
reações de sorção e precipitação de íons metálicos. Além disso, esse estabilizante
161
8.2.
químico possui selo verde de qualidade fornecido pelo Ministério do Meio Ambiente de
Israel, onde é atualmente produzido. Mas até a presente data, não se dispõe de
informações sobre o seu emprego para fins geotécnico-ambientais, tanto ao nível
nacional quanto internacional.
Ressalta-se que no presente trabalho, por englobar fenômenos como troca
catiônica (adsorção física), absorção e adsorção específica (adsorção química), o termo
“sorção” foi preferencialmente usado para se referir às reações aonde há um
particionamento de solutos entre as fases líquida e sólida do sistema. As reações de
sorção são, em geral, reações de superfície e não implicam na formação de uma nova
substância. Já a dessorção é o fenômeno inverso, ou seja, a liberação de soluto para a
fase líquida.
Ensaios de equilíbrio em lote
No presente trabalho utilizou-se apenas o ensaio de equilíbrio em lote para
avaliar as concentrações dos íons Cd, Cu e Zn retidas na fase sólida em função da
concentração das soluções com esses contaminantes adicionadas nos solos e nas
misturas. Mas uma outra ferramenta utilizada para determinação da mobilidade de
metais pesados no solo é o ensaio de coluna. Nesse ensaio, considera-se a imposição de
gradientes hidráulicos, havendo, assim, velocidades de fluxo similares às de campo, o
que torna o seu resultado próximo do real (SHACKELFORD, 1994; SHACKELFORD
e REDMOND, 1995; NASCENTES, 2003; DEMUELENAERE et al., 2004). No
entanto, para se executar um ensaio de coluna, demandam-se várias semanas ou até
mesmo meses (REID e BROOKS, 1999; ELZAHABI e YONG, 2001; MCKINLEY et
al., 2001), sendo que esse tempo depende de vários fatores, como por exemplo: energia
de compactação, gradiente hidráulico, textura do solo, viscosidade do fluido, entre
outros. Shackelford e Redmond (1995) relatam que a estimativa de parâmetros de
transporte realísticos em solos argilosos através de ensaios de coluna pode ser alcançada
apenas quando se trabalha com velocidades de fluxo relativamente baixas; certamente
associadas a ensaios que se processam por um longo período de tempo e,
conseqüentemente, trazendo à tona uma maior possibilidade de exposição dos solutos a
possíveis processos de degradação química e/ou bioquímica, que podem afetar
significativamente a acurácia na determinação dos parâmetros de transporte.
162
8.3.
Os resultados obtidos por meio dos ensaios de equilíbrio em lote apresentam,
em geral, valores limites máximos, correspondentes à velocidade nula, já que nesses
ensaios não ocorre fluxo através do solo. Além disso, como o solo está em suspensão
durante o ensaio, a superfície exposta, onde ocorrem reações de sorção e/ou
precipitação-dissolução, é máxima, sendo as oportunidades de interação solo-
contaminante as maiores possíveis. Mas apesar desses pontos negativos, os ensaios de
equilíbrio em lote fornecem, de forma simples e rápida, uma estimativa inicial da
capacidade de retenção (sorção/precipitação) e do comportamento de um determinado
contaminante no solo (DEMUELENAERE et al., 2004). Devido à boa reprodutibilidade
em laboratório, nos ensaios de equilíbrio em lote é possível analisar de uma só vez, e em
um curto período de tempo, uma grande quantidade de amostras de solo e a influência
de diferentes tratamentos, como, por exemplo, da adição de diferentes teores de um
estabilizante químico no comportamento de contaminantes no solo. Por essas razões,
optou-se pela utilização dos ensaios de equilíbrio em lote neste trabalho.
Materiais e métodos
8.3.1. Materiais
O presente estudo foi conduzido com três solos coletados na cidade de Viçosa,
localizada na Zona da Mata de Minas Gerais, Brasil, empregando-se um solo residual
maduro de gnaisse, pedologicamente classificado como Latossolo Vermelho-Amarelo
(solo 1), e dois solos residuais jovens de gnaisse (solos 2 e 3).
O solo 1 apresenta um horizonte B latossólico de tonalidade amarelada,
estrutura granular forte e em blocos individualizados, aspecto poroso, textura argilo-
areno-siltosa (61% de argila, 14% de silte e 25% de areia), LL 74% e IP 39%. Segundo
o sistema de classificação de solos USC (Unified Soil Classification), o mesmo é
classificado como CH (argila de alta plasticidade). Os minerais predominantes na fração
argila desse solo são a caulinita e a goethita, mas também são encontrados traços de
gibbsita. A coleta do solo foi realizada em um talude de corte localizado no lado direito
da rodovia que liga as cidades de Viçosa e Paula Cândido, próximo à usina de pré-
misturado a frio de Viçosa, entre 4,60 e 5,20 metros contados a partir do topo do talude.
163
Os solos 2 e 3 referem-se ao manto saprolítico, horizonte C, oriundos de um
perfil de intemperismo de solos desenvolvidos do gnaisse do Pré-Cambriano. O solo 2 é
abundante em uma vasta área do sudeste brasileiro, apresenta camadas espessas,
coloração rósea e argilominerais do grupo das micas na sua fração silte. A sua
classificação de acordo com sistema USC é SM (areia siltosa) e apresenta uma textura
areno-silto-argilosa (15% de argila, 22% de silte e 63% de areia), LL de 38% e IP de
13%. Sua fração argila é constituída por caulinita, gibbsita e goethita. As amostras
relativas a esta ocorrência foram coletadas em um talude de corte situado no lado
esquerdo da rodovia que liga Viçosa a Paula Cândido, em frente à entrada do bairro
Romão dos Reis, na cidade de Viçosa. O solo 3 é classificado segundo o sistema USC
como SC (areia argilosa), apresenta coloração acinzentada, com granulometria areno-
silto-argilosa (13% de argila, 17% de silte e 70% de areia), LL de 29% e IP de 9%. Suas
frações areia e silte são constituídas basicamente por quartzo, mica e feldspato, em
contrapartida em sua fração argila predomina a caulinita, com traços de goethita. O
local de coleta da amostra é um talude de corte localizado na Vila Secundino, no
Campus da Universidade Federal de Viçosa, em Viçosa.
O agente estabilizante empregado foi o RBI Grade 81, nos teores de 2%, 4% e
6% em relação ao peso de solo seco. Maiores informações sobre esse produto podem ser
encontradas nos trabalhos de Trindade et al. (2005a, 2005b, 2005c, 2006a, 2006b,
2006c) e no sítio eletrônico da empresa Anyway Solid Environmental Solutions Ltd
Kerem Maharal, fabricante do produto (ANYWAY, 2002, 2003, 2004a, 2004b, 2005a,
2005b, 2005c).
8.3.2. Métodos
8.3.2.1. Coleta e preparação das amostras
As amostras deformadas, representativas quanto à textura e constituição
química e mineralógica, foram coletadas em taludes já existentes nos locais de
amostragem e, em seguida, armazenadas em sacos plásticos com capacidade para 50 kg
e transportadas para o Laboratório de Engenharia Civil (LEC) do Departamento de
Engenharia Civil (DEC) da Universidade Federal de Viçosa (UFV), onde foram secas
ao ar, destorroadas, passadas na peneira com abertura de 4,8 mm e acondicionadas em
164
sacos menores com capacidade para 5 kg, tendo em vista sua utilização nos ensaios de
laboratório previstos, podendo-se referir a: (i) ensaios de compactação e
permeabilidade; e (ii) ensaios direcionados às análises químicas, eletroquímicas e
ambientais.
No que se refere à preparação das amostras deformadas para realização dos
ensaios de laboratório, foram obedecidos os procedimentos recomendados pela
Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT, 1986a). No entanto, as amostras das
misturas solo-RBI Grade 81 utilizadas nas análises químicas, eletroquímicas e
ambientais foram preparadas conforme descrito nos parágrafos subseqüentes.
As amostras das misturas foram submetidas à cura, ou incubação, por um
período de sete dias. Durante o período de cura, as amostras foram mantidas sob as
condições de umidade correspondentes aos teores ótimos de umidade de cada um dos
solos utilizados no presente estudo, determinados via ensaios de compactação realizados
na energia do ensaio Proctor Normal.
Para cada um dos solos analisados, preparou-se misturas com 2%, 4% e 6% de
RBI Grade 81. Posteriormente à adição do aditivo químico, procedeu-se à
homogeneização para incorporá-lo uniformemente ao solo, adicionou-se água, realizou-
se nova homogeneização e, por fim, as amostras foram acondicionadas em sacos
plásticos que foram devidamente selados e deixados em câmara úmida (com umidade
relativa superior a 95%) durante o período de cura, evitando-se que as amostras
perdessem água e, conseqüentemente, as reações químicas de interesse não ocorressem.
Após a cura, as amostras foram secas ao ar, destorroadas em almofariz com
auxílio de uma mão de gral e passadas em peneira com abertura de 2 mm. Em seguida,
determinou-se a umidade residual de cada amostra e deu-se início à realização das
análises químicas, eletroquímicas e ambientais.
8.3.2.2. Ensaios de compactação
Os ensaios de compactação foram realizados nas energias dos ensaios Proctor
Normal e Modificado, segundo metodologia recomendada pela ABNT (1986b), para
determinação da umidade ótima (w
ot
) e do peso específico aparente seco máximo (γ
dmáx
)
dos solos e de suas misturas com 6% de RBI Grade 81, com compactação das misturas
165
entre duas a quatro horas após a adição do estabilizante, obedecendo-se aos
procedimentos comuns às misturas solo-cimento e solo-cal.
8.3.2.3. Ensaios de permeabilidade
O procedimento empregado na realização dos ensaios para determinação da
condutividade hidráulica foi o de permeabilidade com carga variável (ABNT, 2000).
Os ensaios foram realizados em corpos-de-prova dos solos 1, 2 e 3 e de suas
misturas com 6% de RBI Grade 81 compactados nos parâmetros ótimos (w
ot
e γ
dmáx
) das
energias dos ensaios Proctor Normal e Modificado. Os corpos-de-prova foram
moldados segundo a metodologia descrita no método de ensaio DNER-ME 202 do
Departamento Nacional de Estradas de Rodagem (DNER, 1994), atualmente
Departamento Nacional de Infra-Estrutura de Transportes (DNIT), obedecendo-se aos
limites apresentados a seguir: peso específico aparente seco máximo ± 0,30 kN/m
3
e
umidade ótima ± 0,5%.
Os corpos-de-prova das misturas foram submetidos à cura em câmara úmida
por um período de sete dias antes de dar início aos ensaios de permeabilidade.
8.3.2.4. Análises químicas e eletroquímicas
A caracterização do complexo sortivo dos materiais analisados foi realizada
segundo os procedimentos preconizados pela Empresa Brasileira de Pesquisa
Agropecuária (EMBRAPA, 1997), considerando-se para cada análise a média de três
determinações. Os cátions trocáveis Ca
2+
e Mg
2+
foram extraídos em KCl 1 mol/L e
determinados por espectrometria de absorção atômica. O cátion Al
3+
, extraído por KCl
1 mol/L, foi determinado volumetricamente por titulação com NaOH 0,025 mol/L. A
acidez potencial (H
+
+ Al
3+
) foi determinada via extração com acetato de cálcio
0,5 mol/L a pH 7,0 e posterior titulação com NaOH. Os cátions K
+
e Na
+
foram
extraídos por extrator Mehlich-1 e determinados por fotometria de chama. A partir dos
resultados destas análises, foi possível determinar: (i) a soma de bases trocáveis (SB):
K
+
+ Na
+
+ Ca
2+
+ Mg
2+
; (ii) a capacidade de troca de cátions potencial ou total (CTC):
SB + (H
+
+ Al
3+
); (iii) a saturação por bases (V%): (SB / CTC) x 100.
166
Os elementos Cd, Cu e Zn presentes nos solos e nas misturas foram extraídos
por extrator Mehlich-1 e quantificados por espectrometria de absorção atômica
(EMBRAPA, 1997).
Os teores de matéria orgânica foram obtidos a partir da determinação das
concentrações de carbono orgânico, utilizando-se o método de Walkey Black
(EMBRAPA, 1997).
Os valores de pH em H
2
O e em KCl 1 mol/L foram determinados por
potenciometria, utilizando-se proporções de 1:2,5 (volume/volume) de solo:solução
(EMBRAPA, 1997).
Segundo Fontes et al., (2001), para os materiais com predominância de
colóides com carga variável, existe um determinado valor de pH onde as curvas de
titulação realizadas com soluções de diferentes concentrações de eletrólitos se
interceptam. Nesse ponto, as concentrações dos íons H
+
e OH
-
adsorvidos são as
mesmas e a carga líquida independe da concentração salina, tornado-se nula e
recebendo a denominação de Ponto de Carga Zero por Efeito Salino (PCZES). A
determinação desse parâmetro é de grande importância em estudos de físico-química
dos solos com cargas variáveis, pois alguns fenômenos eletroquímicos que ocorrem na
interface sólido/líquido (como, por exemplo, a sorção de cátions e ânions) são
influenciados pela distribuição superficial de cargas elétricas, que varia em função da
diferença existente entre os valores de pH e de PCZES.
Fontes et al. (2001) destacam que a terminologia para o termo PCZES (Ponto
de Carga Zero por Efeito Salino) difere da apresentada por Camargo et al. (1986),
Alleoni e Camargo (1993) e Camargo e Alleoni (1996), que propõem o termo Ponto de
Efeito Salino Nulo (PESN). No entanto, a terminologia PCZES não é invalidada, tendo
em vista que a invariância da densidade da carga protônica líquida
TIH
)/σ(
∂
∂
é
conseqüência da variação de cargas em colóides anfotéricos que caracterizam uma
condição de igualdade a zero (FONTES et al., 2001).
O PCZES é utilizado como estimativa do ponto de carga zero (PCZ) dos solos
e, nos últimos anos, tem sido comumente determinado por titulação potenciométrica
(VAN RAIJ e PEECH, 1972; PARKER et al., 1979; CAMARGO et al., 1986;
MARCANO-MARTINEZ e MCBRIDE, 1989; SIQUEIRA et al., 1990; CHAVES e
TRAJANO, 1992; DYNIA e CAMARGO, 1998; APPEL et al., 2003).
167
No presente trabalho optou-se por adotar os procedimentos descritos por van
Raij e Peech (1972), com algumas adaptações propostas por Camargo et al. (1986) e
Appel et al. (2003), na determinação do PCZES dos materiais em estudo (solos 1, 2 e 3
e suas misturas).
Foram preparados seis grupos de nove copos descartáveis de 50 mL, sendo que
no primeiro, terceiro e quinto grupos não se adicionou solo e, nos três grupos restantes,
foram adicionados 4 g de solo em cada um dos copos. Em seguida, foram adicionados
12,5 mL de solução de NaNO
3
, nas seguintes concentrações: 0,2; 0,02 e 0,002 mol/L,
como mostra o croqui esquemático apresentado na Figura 8.1. Considerando-se os nove
copos de cada grupo, não se adicionou nada ao copo central e, partindo-se dele, foram
adicionados 0,5; 1,0; 2,0 e 3,0 mL de HCl 0,1 mol/L nos copos à esquerda e 0,5; 1,0;
2,0 e 3,0 mL de NaOH 0,1 mol/L nos copos à direita, em todos os grupos, como
ilustrado na Figura 8.1.
12,5 mL de NaNO
3
0,2 mol/L
12,5 mL de NaNO
3
0,02 mol/L
12,5 mL de NaNO
3
0,002 mol/L
3,0
2,0
1,0
0,5 0,5
1,0
2,0
3,0
HCl 0,1 mol/L (mL) NaOH 0,1 mol/L (mL)
}
}
}
(sem solo)
(com solo)
(com solo)
(sem solo)
(com solo)
(sem solo)
Figura 8.1. Materiais adicionados nos 54 copos descartáveis de 50 mL para execução da marcha
analítica para determinação do ponto de carga zero por efeito salino (PCZES).
Após a adição de HCl e NaOH, completou-se o volume para 25 mL com água
destilada em cada um dos copos, fazendo com que as concentrações finais de NaNO
3
passassem a assumir os seguintes valores: 0,1; 0,01 e 0,001 mol/L. Em seguida, agitou-
se com bastão de vidro, vigorosamente, todas as misturas, as quais foram deixadas em
repouso por um período de 24 horas, com os copos devidamente cobertos para evitar
uma possível contaminação e evaporação da solução. No final desse período, todas as
168
misturas foram novamente agitadas e se determinou o pH do sobrenadante por
potenciometria.
8.3.2.5. Ensaios de equilíbrio em lote realizados com Cd, Cu e Zn
Foram realizados ensaios de equilíbrio em lote conduzidos com os metais
pesados Cd, Cu e Zn. Foram preparadas soluções mono-espécie contendo os metais
pesados anteriormente referidos, na forma de sais de nitrato [Cd(NO
3
)
2
.4H
2
O,
Cu(NO
3
)
2
.3H
2
O e Zn(NO
3
)
2
.4H
2
O] com certificação de alta pureza com relação aos
metais de interesse (padrão Merck®), normalmente excedendo 99,9%, dissolvidos em
CaCl
2
0,002 mol/L, nas seguintes concentrações: 0, 20, 50, 100, 200, 500 e 1000 mg/L.
Roy et al. (1992) recomendam que o ensaio seja repetido para os intervalos de
1, 24, 48 e 72 horas, para a mesma razão solo:solução. O tempo de equilíbrio é definido
como o mínimo necessário para se estabelecer uma mudança menor ou igual a 5% por
intervalo de 24 horas. Porém, esses autores citam, também, que em diversas pesquisas
sobre a influência do tempo de ensaio na determinação da adsorção, o tempo de 24
horas foi o suficiente para o equilíbrio das reações. Devido a esse fato, não foi
pesquisado o tempo de equilíbrio, utilizando-se nos ensaio de equilíbrio em lote o tempo
de 24 horas.
Foram colocadas amostras de cada um dos materiais em estudo (solos e
misturas), em triplicata, para agitar com as soluções dos metais pesados, na proporção,
em peso, de 1:10 (solo:solução). Assim, em 21 tubos de centrífuga tipo Falcon de
polietileno de alta densidade (material reconhecido pela sua inexpressiva capacidade de
adsorção de metais), com fundo cônico e com capacidade para 50 mL, foram
adicionados 2,5 g de solo seco e 25 mL de solução contendo os metais pesados. Em
seguida, os tubos foram tampados e agitados a 150 oscilações por minuto, por um
período de 24 horas, à temperatura ambiente (T ≅ 25 °C).
Após a agitação, as suspensões foram centrifugadas a 3500 rpm por um
período de 5 minutos para a separação dos sobrenadantes, os quais, após filtração em
papel filtro rápido, foram recolhidos em frascos plásticos e acondicionados em geladeira
até a determinação dos elementos analisados (Cd, Cu e Zn) por espectrofotometria de
absorção atômica.
169
β
As concentrações de Cd, Cu e Zn sorvidos pelos materiais em estudo foram
obtidas pela diferença entre suas concentrações iniciais (concentrações das soluções
adicionadas - C
0
) e aquelas após o período de agitação (concentrações das soluções após
o equilíbrio - C
e
). Destaca-se que não sendo possível realizar a separação das
quantidades das massas sorvida e precipitada, é mais conveniente utilizar os termos
“retenção” ou “sorção/precipitação” em substituição ao termo “sorção”. A relação entre
as quantidades de cada um dos íons metálicos sorvidos/precipitados por unidade de
massa de sólidos secos (S
c
) e suas respectivas concentrações remanescentes em solução
(C
e
), depois de atingido o equilíbrio, define o coeficiente de distribuição K
d
ou a função
de distribuição K
f
(REDDY e DUNN, 1986; ANDERSON e CHRISTENSEN, 1988;
MCLEAN e BLEDSOE, 1992; SHACKELFORD, 1994).
Para descrever convenientemente a relação gráfica entre a concentração de
metal retida pela fase sólida e aquela em solução após o equilíbrio são utilizadas
equações matemáticas denominadas “isotermas de sorção”. A análise das isotermas de
sorção é uma técnica útil para se estudar a retenção de metais pesados em solos,
disponibilizando informações importantes sobre a capacidade de retenção e a força pela
qual o adsorvato (contaminante) está preso ao solo (MORERA et al., 2001). Além disso,
modelos de transporte para avaliação da mobilidade de elementos químicos no solo,
também, requerem parâmetros gerados pelas isotermas de sorção. Diversos modelos
matemáticos foram desenvolvidos a fim de melhor ajustar as isotermas de sorção aos
dados obtidos experimentalmente em cada caso. Mas os modelos mais frequentemente
utilizados são os de Freundlich e Langmuir (YONG et al., 1992), respectivamente,
descritos pelas Equações 8.2 e 8.3. Na Equação 8.2, se o coeficiente β for unitário, a
relação é linear e o parâmetro K
f
é substituído pelo coeficiente de distribuição K
d
,
conforme ilustrado na Equação 8.1.
edc
CKS ⋅=
...................................................................................................... (8.1)
efc
CKS ⋅=
..................................................................................................... (8.2)
)K(C1
S
Le
Le
c
⋅+
=
KQC ⋅⋅
................................................................................................ (8.3)
170
em que: (S
c
) representa a massa de soluto (adsorvato) associada à fase sólida de
um determinado material (adsorvente); (C
e
) é a concentração de contaminante que
permanece em solução após equilíbrio; (Q) é a capacidade de retenção em relação à
substância de interesse; (K
L
) é a constante relacionada com a energia de sorção; (K
f
) é a
função de distribuição ou coeficiente de Freundlich que indica a capacidade do solo em
reter um soluto; (β) é uma constante adimensional de ajuste do modelo de Freundlich
que indica a afinidade do solo pelo soluto; e (K
d
) é o coeficiente de distribuição.
Aos dados obtidos nessas análises, ajustaram-se os modelos de Freundlich e de
Langmuir, descritos pelas Equações 8.2 e 8.3. Inicialmente, plotou-se os dados
experimentais com o intuito de visualizar o comportamento geral dos mesmos e detectar
a presença de valores discrepantes, candidatos a outliers, que destoaram do conjunto de
dados e que alteraram os valores das médias. Em seguida, verificou-se a normalidade
dos resultados (com base nos testes de Shapiro-Wilk e de Kolmogorov-Smirnov,
considerando-se significativos os níveis de probabilidade inferiores a 0,05), necessária
para a aplicação dos testes estatísticos convencionais (teste F e teste t de Student). O
ajuste dos modelos de Freundlich e de Langmuir englobou as seguintes análises: (i)
determinação das variâncias, dos desvios-padrões e dos coeficientes de variação; (ii)
verificação da significância das variáveis de cada modelo avaliado; (iii) determinação
dos coeficientes de determinação (R
2
); (iv) verificação da coerência dos sinais
associados aos coeficientes das equações; e (v) análises de resíduos. Os resultados das
análises de regressão somente foram validados quando as suposições exigidas por este
artifício estatístico não foram violadas: (i) homogeneidade da variância; (ii) distribuição
normal dos resíduos; (iii) ausência de multicolinearidade; e (iv) inexistência de valores
periféricos.
Em uma análise adicional, foi realizado um estudo com o intuito de avaliar a
influência dos atributos químicos e eletroquímicos dos solos e das misturas nos
coeficientes das equações de Freundlich (β e K
f
) e de Langmuir (Q e K
L
), a partir da
elaboração de matrizes de correlação.
171
8.4. Resultados e discussão
8.4.1. Compactação e permeabilidade
As Tabelas 8.1 e 8.2 apresentam os valores dos parâmetros ótimos de
compactação (w
ot
e γ
dmáx
) dos solos 1, 2 e 3 e de suas misturas.
Tabela 8.1. Resultados dos ensaios de compactação realizados na energia do ensaio Proctor Normal
Solo 1 Solo 2 Solo 3
Porcentagem de
RBI Grade 81
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
0 13,85 30,78 15,07 17,98 17,71 13,11
6 13,64 32,70 14,81 20,35 16,08 14,08
Tabela 8.2. Resultados dos ensaios de compactação realizados na energia do ensaio Proctor Modificado
Solo 1 Solo 2 Solo 3
Porcentagem de
RBI Grade 81
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
γ
dmáx
(kN/m
3
)
w
ot
(%)
0 15,17 27,32 17,49 14,31 19,68 9,95
6 14,35 30,35 16,92 16,11 18,12 12,10
Observou-se que os teores ótimos de umidade dos solos aumentaram com a
adição do aditivo químico, para as energias de compactação empregadas. No que diz
respeito aos pesos específicos aparentes secos máximos, verificou-se menores valores
desse parâmetro associados aos solos estabilizados com 6% de aditivo químico.
Observou-se, também, que o aumento da energia de compactação foi responsável por
acréscimos nos valores de peso específico aparente seco máximo e reduções nos valores
do teor de umidade ótimo do solo e respectivas misturas.
Acredita-se que o aumento do teor ótimo de umidade com a adição do RBI
Grade 81, deve-se ao maior consumo da água necessário às reações de hidratação do
estabilizante, tendo em vista que o produto pode ser considerado um cimento hidráulico.
Já as reduções dos valores de peso específico aparente seco máximo podem ser
atribuídas às ligações entre as partículas finas dos solos geradas por reações instantâneas
(troca catiônica e floculação), favorecendo a formação de agregados maiores que,
conseqüentemente, produzem um material com estrutura ligeiramente mais porosa.
Os valores das condutividades hidráulicas (K
20
) dos solos 1, 2 e 3 e de suas
misturas com 6% de estabilizante químico, obtidos a partir dos ensaios de
172
permeabilidade com carga variável e corrigidos para a temperatura de 20 °C,
encontram-se na Tabela 8.3.
Tabela 8.3. Resultados dos ensaios de permeabilidade realizados em corpos-de-prova dos solos 1, 2 e 3
e de suas misturas com 6% de estabilizante químico, compactados na energia dos ensaios
Proctor Normal e Modificado
Parâmetros de moldagem dos
corpos-de-prova ensaiados
Designação
das amostras
Porcentagem de
RBI Grade 81
Energia de
compactação
γ
d
(kN/m
3
)
w
(%)
n e
K
20
(cm/s x 10
-7
)
Proctor Normal 13,87 30,53 0,49 0,95 9,52
0
Proctor Modificado 15,02 27,58 0,44 0,80 0,18
Proctor Normal 13,74 32,55 0,49 0,95 5,08
Solo 1
6
Proctor Modificado 14,37 30,21 0,46 0,86 0,08
Proctor Normal 15,08 18,03 0,40 0,68 41,43
0
Proctor Modificado 17,45 14,56 0,32 0,46 5,52
Proctor Normal 14,94 20,13 0,42 0,73 11,76
Solo 2
6
Proctor Modificado 16,95 16,15 0,34 0,52 1,85
Proctor Normal 17,66 13,19 0,30 0,43 32,80
0
Proctor Modificado 19,59 10,03 0,22 0,29 8,19
Proctor Normal 15,71 13,98 0,39 0,63 12,47
Solo 3
6
Proctor Modificado 18,26 11,91 0,29 0,40 3,75
Os solos 1, 2 e 3 não tratados apresentaram valores de condutividade
hidráulica, respectivamente, de 9,52, 41,43 e 32,80 x 10
-7
cm/s para os corpos-de-prova
compactados na energia do ensaio Proctor Normal e 0,18, 5,52 e 8,19 x 10
-7
cm/s
quando se empregou a energia de compactação do ensaio Proctor Modificado. O
aumento da energia de compactação foi responsável por diminuições na condutividade
hidráulica da ordem de 53, 8 e 4 vezes, respectivamente, para os solos 1, 2 e 3. Dessa
forma, pode-se relacionar o maior efeito do aumento da energia de compactação na
condutividade hidráulica dos solos mais argilosos, como é o caso do solo 1.
Em semelhança ao solo 1, em geral, os latossolos brasileiros possuem
microagregados constituídos por partículas muito finas, orientadas de forma aleatória,
formadas pelas assembléias dos minerais caulinita e gibbsita envelopadas e cimentadas
por oxihidróxidos de ferro responsáveis pela estabilidade de sua organização
(SCHAEFER, 2001). Sabe-se, também, que além da estabilidade natural das partículas
finas desses solos, os mesmo são extremamente sujeitos aos efeitos da sucção quando a
umidade encontra-se no ramo seco e mesmo próximo à ótima da curva de compactação.
Os microagregados de argila presentes nesses solos possuem em seu interior uma
173
grande quantidade de vazios que são eliminados somente após a aplicação de um
elevado esforço de compactação capaz de quebrá-los. Assim, explica-se a significativa
redução na condutividade hidráulica do solo 1 com o aumento da energia de
compactação. Carvalho et al. (1981) e Trindade et al. (2006c) relatam que a aplicação
de energias de compactação muito altas nos latossolos brasileiros promove o
aparecimento de vazios fissurais muito pequenos, próximos uns dos outros e orientados
perpendicularmente ao eixo de compactação. Ainda segundo esses autores, nem sempre
se alcança uma maior resistência mecânica com a aplicação de um grande esforço de
compactação, que pode levar à completa destruição da microestrutura do material, em
geral, naturalmente estável. Mas a partir dos dados apresentados no presente estudo,
verificou-se que no que diz respeito à permeabilidade do solo 1, o aumento da energia
de compactação foi responsável por melhoria nesse parâmetro.
Os solos 2 e 3 são predominantemente constituídos por uma grande quantidade
de grãos de quartzo e nódulos pseudomórficos dispersos aleatoriamente em uma
pequena quantidade de plasma argiloso (TRINDADE et al., 2006c). Nessas condições,
um esforço de compactação correspondente à energia do ensaio Proctor Normal já é
suficiente para promover um bom arranjo entre partículas e uma elevada redução de
vazios. Por esse motivo, o aumento da energia de compactação não provocou quedas na
condutividade hidráulica dos solos 2 e 3 tão expressivas quanto à observada no solo 1.
A partir dos resultados apresentados na Tabela 8.3 foi possível observar que os
solos 1, 2 e 3 estabilizados com 6% de RBI Grade 81 possuem condutividade hidráulica,
respectivamente, de 5,08, 12,76 e 16,47 x 10
-7
cm/s, quando os corpos-de-prova foram
compactados na energia do ensaio Proctor Normal, e 0,08, 1,85 e 3,75 x 10
-7
cm/s,
quando estes foram moldados aplicando-se a energia de compactação do ensaio Proctor
Modificado. No caso das misturas, a redução na condutividade hidráulica promovida
pelo aumento da energia de compactação foi menor que a observados nos solos não
tratados, podendo se referir a diminuições da ordem de 2, 6 e 3 vezes, respectivamente,
para os solos 1, 2 e 3.
Quanto ao efeito do estabilizante químico na condutividade hidráulica dos
solos analisados, os dados ilustrados na Tabela 8.3 mostram que todas as misturas
apresentaram valores de condutividade hidráulica inferiores àqueles correspondentes
aos solos não tratados. No caso dos corpos-de-prova compactados na energia do ensaio
Proctor Normal, a adição de 6% de RBI Grade 81 foi responsável por reduções de na
174
condutividade hidráulica dos solos 1, 2 e 3, respectivamente, da ordem de 2, 4 e 3 vezes.
Já os corpos-de-prova das misturas dos solos 1, 2 e 3 compactados na energia do ensaio
Proctor Modificado apresentaram valores de condutividade hidráulica, respectivamente,
da ordem de 2, 3 e 2 vezes menores que os corpos-de-prova desses solos não tratados e
compactados na mesma energia.
Os parâmetros de moldagem dos corpos-de-prova apresentados na Tabela 8.3
indicam que o estabilizante químico promoveu aumentos nos valores de porosidade (n)
e índice de vazios (e) dos solos em estudo. No entanto, vale lembrar que os valores de
porosidade foram calculados, utilizando-se as formulações envolvendo os diversos
índices físicos dos solos, tomando-se os dados dos corpos-de-prova imediatamente após
a compactação. Trindade et al. (2006c) relatam que o RBI Grade 81 ao ser adicionado
aos solos 1, 2 e 3 promoveu, em um pequeno período de tempo, modificações nos
parâmetros de consistência e na granulometria devido às reações envolvendo a troca de
cátions, bem como às alterações na microestrutura via floculação das partículas desses
solos. Com base nessas informações, acredita-se que seja possível relacionar os maiores
valores de porosidade das misturas com as modificações na microestrutura dos solos
devido à floculação e/ou cimentação de suas partículas.
Mas, apesar das misturas dos solos 1, 2 e 3 com 6% de estabilizante químico
apresentarem maiores valores de porosidade logo após a moldagem dos corpos-de-
prova, infere-se que, após os sete dias de cura dessas misturas, ocorreram reações de
curto e médio prazo responsáveis pela solubilização dos minerais presentes nos solos e,
consequentemente, pela formação de um gel cimentício que envolveu os
microagregados, os pseudomorfos e os grãos remanescentes, formando uma massa com
matriz de poros extremamente fechada e com estrutura aparentemente densa e altamente
resistente, como descrito por Trindade et al. (2006c). Essas observações corroboram o
fato da adição do estabilizante aos solos promover reduções nos valores de suas
condutividades hidráulicas.
175
8.4.2. Caracterização química e eletroquímica
Os resultados das caracterizações química e eletroquímica (pH em H
2
O e pH
em KCl) dos solos e das misturas encontram-se apresentados nas Tabelas 8.4 a 8.6.
Tabela 8.4. Resultados da caracterização química e eletroquímica do solo 1 e de suas misturas
Porcentagem de RBI Grade 81
Característica
0 2 4 6
pH H
2
O - 6,12† ± 0,13§ 8,16† ± 0,10§ 9,17† ± 0,14§ 9,68† ± 0,18§
pH KCl - 5,96† ± 0,13§ 7,94† ± 0,10§ 8,94† ± 0,06§ 9,36† ± 0,14§
K
+
cmol
c
/kg 0,05† ± 0,01§ 0,13† ± 0,01§ 0,25† ± 0,02§ 0,41† ± 0,01§
Na
+
cmol
c
/kg 0,02† ± 0,00§ 0,03† ± 0,00§ 0,05† ± 0,00§ 0,06† ± 0,01§
Ca
2+
cmol
c
/kg 0,94† ± 0,01§ 17,27† ± 0,74§ 25,31† ± 0,72§ 39,07† ± 2,66§
Mg
2+
cmol
c
/kg 0,09† ± 0,01§ 0,12† ± 0,04§ 0,29† ± 0,03§ 0,31† ± 0,03§
Al
3+
cmol
c
/kg 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§
(H
+
+ Al
3+
) cmol
c
/kg 0,99† ± 0,11§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§
SB cmol
c
/kg 1,10† ± 0,03§ 17,56† ± 0,76§ 25,91† ± 0,76§ 39,85† ± 2,66§
CTC cmol
c
/kg 2,09† ± 0,11§ 17,56† ± 0,76§ 25,91† ± 0,76§ 39,85† ± 2,66§
V% % 52,6† ± 2,9§ 100,0† ± 0,0§ 100,0† ± 0,0§ 100,0† ± 0,0§
MO g/kg 5,1† ± 0,8§ 3,9† ± 0,3§ 5,9† ± 0,5§ 5,1† ± 0,4§
Cd
2+
mg/kg 0,03† ± 0,01§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§
Cu
2+
mg/kg 0,17† ± 0,01§ 0,15† ± 0,03§ 0,16† ± 0,02§ 0,18† ± 0,03§
Zn
2+
mg/kg 11,50† ± 2,10§ 11,00† ± 1,50§ 24,30† ± 1,80§ 17,10† ± 1,20§
† e § representam, respectivamente, a média e o desvio padrão
Tabela 8.5. Resultados da caracterização química e eletroquímica do solo 2 e de suas misturas
Porcentagem de RBI Grade 81
Característica
0 2 4 6
pH H
2
O - 5,37† ± 0,10§ 8,45† ± 0,30§ 9,55† ± 0,18§ 9,76† ± 0,27§
pH KCl - 4,45† ± 0,16§ 8,42† ± 0,21§ 9,48† ± 0,19§ 9,70† ± 0,10§
K
+
cmol
c
/kg 0,01† ± 0,00§ 0,12† ± 0,01§ 0,18† ± 0,02§ 0,21† ± 0,01§
Na
+
cmol
c
/kg 0,01† ± 0,00§ 0,03† ± 0,00§ 0,06† ± 0,01§ 0,08† ± 0,02§
Ca
2+
cmol
c
/kg 0,42† ± 0,06§ 15,59† ± 0,43§ 24,67† ± 0,63§ 35,44† ± 2,71§
Mg
2+
cmol
c
/kg 0,04† ± 0,01§ 0,15† ± 0,02§ 0,08† ± 0,01§ 0,07† ± 0,02§
Al
3+
cmol
c
/kg 0,32† ± 0,04§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§
(H
+
+ Al
3+
) cmol
c
/kg 1,32† ± 0,19§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§
SB cmol
c
/kg 0,49† ± 0,07§ 15,88† ± 0,45§ 24,99† ± 0,64§ 35,80† ± 2,74§
CTC cmol
c
/kg 1,81† ± 0,17§ 15,88† ± 0,45§ 24,99† ± 0,64§ 35,80† ± 2,74§
V% % 27,1† ± 4,9§ 100,0† ± 0,0§ 100,0† ± 0,0§ 100,0† ± 0,0§
MO g/kg 1,4† ± 0,1§ 1,5† ± 0,2§ 1,6† ± 0,3§ 1,4† ± 0,2§
Cd
2+
mg/kg 0,09† ± 0,07§ 0,22† ± 0,18§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ±0,00§
Cu
2+
mg/kg 0,10† ± 0,02§ 0,35† ± 0,05§ 0,38† ± 0,07§ 0,33† ± 0,06§
Zn
2+
mg/kg 4,30† ± 0,70§ 7,10† ± 0,50§ 6,00† ± 0,50§ 3,90† ± 0,20§
† e § representam, respectivamente, a média e o desvio padrão
176
Tabela 8.6. Resultados da caracterização química e eletroquímica do solo 3 e de suas misturas
Porcentagem de RBI Grade 81
Característica
0 2 4 6
pH H
2
O - 5,28† ± 0,06§ 8,49† ± 0,33§ 9,75† ± 0,18§ 9,96† ± 0,25§
pH KCl - 4,27† ± 0,11§ 8,34† ± 0,25§ 9,64† ± 0,20§ 9,77† ± 0,15§
K
+
cmol
c
/kg 0,18† ± 0,01§ 0,26† ± 0,01§ 0,30† ± 0,02§ 0,32† ± 0,01§
Na
+
cmol
c
/kg 0,02† ± 0,01§ 0,08† ± 0,03§ 0,10† ± 0,03§ 0,11† ± 0,03§
Ca
2+
cmol
c
/kg 0,59† ± 0,16§ 13,83† ± 0,75§ 23,66† ± 0,69§ 35,98† ± 0,35§
Mg
2+
cmol
c
/kg 0,25† ± 0,02§ 0,09† ± 0,02§ 0,05† ± 0,01§ 0,04† ± 0,01§
Al
3+
cmol
c
/kg 1,02† ± 0,09§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§
(H
+
+ Al
3+
) cmol
c
/kg 1,54† ± 0,21§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§
SB cmol
c
/kg 1,04† ± 0,15§ 14,25† ± 0,76§ 24,11† ± 0,69§ 36,46† ± 0,33§
CTC cmol
c
/kg 2,58† ± 0,16§ 14,25† ± 0,76§ 24,11† ± 0,69§ 36,46† ± 0,33§
V% % 40,3† ± 6,4§ 100,0† ± 0,0§ 100,0† ± 0,0§ 100,0† ± 0,0§
MO g/kg 1,3† ± 0,2§ 1,3† ± 0,3§ 1,5† ± 0,2§ 1,4† ± 0,2§
Cd
2+
mg/kg 0,00† ± 0,00§ 0,00† ± 0,00§ 0,02† ± 0,02§ 0,00† ± 0,00§
Cu
2+
mg/kg 0,07† ± 0,06§ 0,18† ± 0,03§ 0,16† ± 0,03§ 0,15† ± 0,02§
Zn
2+
mg/kg 3,70† ± 0,60§ 5,80† ± 0,40§ 4,60† ± 0,30§ 4,00† ± 0,20§
† e § representam, respectivamente, a média e o desvio padrão
Os valores médios de pH, medidos em H
2
O obedecendo a relação volumétrica
1:2,5 de solo:solução, dos solos 1, 2 e 3 são, respectivamente, 6,12, 5,37 e 5,28,
caracterizando o solo 1 como levemente ácido e os solos 2 e 3 como ácidos, de acordo
com terminologia adotada por Guimarães (2002). Segundo van Raij et al. (1987),
geralmente, os valores de pH dos solos encontram-se no intervalo de 4 a 7, sendo que
valores abaixo desta faixa indicam a presença de ácidos livres e valores acima da
mesma indicam a presença de solos salinos ou calcários. Já os valores médios de pH
determinados para os solos 1, 2 e 3 em solução de KCl 1 mol/L (1:2,5) são,
respectivamente, 5,96, 4,45 e 4,27. As diferenças entre os valores do pH determinado
em solução de KCl 1 mol/L e do pH mensurado em H
2
O para os solos 1, 2 e 3 são,
respectivamente, de - 0,16, - 0,92 e - 1,01, indicando a predominância de cargas
elétricas variáveis negativas nos três solos em estudo.
Os valores médios da capacidade de troca catiônica (CTC) dos solos 1, 2 e 3
são, respectivamente, 2,09, 1,81 e 2,58 cmol
c
/kg. Esse valores são relativamente baixos
e compatíveis com a mineralogia de suas frações argila, que são, predominantemente,
compostas por caulinita e óxidos de ferro e alumínio (TRINDADE et al., 2006c),
minerais secundários estes que possuem, respectivamente, CTC na faixa de 3 a
15 cmol
c
/kg (GUIMARÃES, 1971) e 2 a 4 cmol
c
/kg (MEURER et al., 2004).
177
Quanto à porcentagem de saturação por bases (V%), verifica-se nas Tabelas
8.4 a 8.6 que os solos 1, 2 e 3 apresentam valores médios, respectivamente, de 52,6%,
27,1% e 40,3%. De acordo com Brady e Weil (1999), os solos de regiões tropicais e
úmidas, nos quais predominam as argilas silicatadas, são ácidos quando V% é inferior a
80%. Portanto, os valores de V% estão condizentes com os valores de pH determinados
e com os argilominerais presentes nos solos estudados.
Os valores da acidez potencial (H
+
+ Al
3+
) dos solos 1, 2 e 3 são,
respectivamente, 0,99, 1,32 e 1,54 cmol
c
/kg, ou seja, apresentam relação inversa com os
valores de pH, mostrando que a acidez potencial e, consequentemente, a soma dos
compostos de hidrogênio e de alumínio influenciam nas medidas do pH dos solos.
Brady e Weil (1999) comentam que são complexos os fatores responsáveis pela acidez
do solo, pois, ao mesmo tempo, existem dois grupos de elementos dominantes que
exercem influência no solo: o alumínio e o hidrogênio originam a acidez e os outros
cátions, na sua maioria, a neutralizam.
Os dados ilustrados nas Tabelas 8.4 a 8.6 indicam que ao se adicionar o aditivo
químico aos solos, ocorreram aumentos significativos nos valores médios das seguintes
características químicas: pH, soma de bases trocáveis (SB) (principalmente devido ao
aumento dos íons Ca
2+
), CTC e V%. Em contrapartida, houve redução expressiva da
quantidade de hidrogênio e alumínio livres, sendo que os teores de (H
+
+ Al
3+
)
tornaram-se nulos após a estabilização dos solos avaliados. De uma forma geral, a
incorporação do estabilizante químico aos solos em estudo foi responsável pelo
aumento da saturação de bases e pelo consumo total dos íons (H
+
+ Al
3+
) trocáveis,
promovendo modificações bruscas no pH, alterando-o de ácido para alcalino.
Os aumentos dos valores de CTC estão intimamente relacionados aos aumentos
dos valores de pH dos solos e à liberação de sítios de troca originalmente ocupados por
hidrogênio e/ou alumínio após adição dos teores crescentes de RBI Grade 81, tendo este
processo resultado na possível precipitação do alumínio e na diminuição da acidez
potencial. Segundo Trindade et al. (2006c), o estabilizante químico em estudo é
composto basicamente pelos minerais bassanita e portlandita, respectivamente,
CaSO
4
.0,5H
2
O e Ca(OH)
2
. Acredita-se que a elevação dos valores de pH esteja
relacionada ao Ca(OH)
2
, à medida que o CaSO
4
.0,5H
2
O tenha complementado seu
efeito, reduzindo a quantidade de alumínio trocável via reações de precipitação,
178
aumentando a quantidade dos íons cálcio e, consequentemente, elevando a capacidade
de troca de cátions dos solos.
Dentre as características químicas avaliadas no presente trabalho, o pH tem
sido a mais utilizada em estudos de estabilização química dos solos. Sabe-se que o
aumento do pH promove a dissolução parcial dos constituintes mineralógicos dos solos,
em geral, seguida da formação de novos silicatos e aluminatos, estáveis nas novas
condições, que se associam, constituindo um produto cimentício capaz de conferir ao
material elevada resistência mecânica (CHAUVEL e NÓBREGA, 1980). No presente
estudo, verificou-se que ao se adicionar 2% e 4% de aditivo químico, o valor de pH
aumentou significativamente, mas as variações observados entre os teores de 4% e 6 %
de aditivo foram pequenas, notando-se uma tendência de estabilização dos valores de
pH em torno de 10,0, conforme ilustrado nas Tabelas 8.4 a 8.6.
Sob o ponto de vista ambiental, a elevação do pH com a adição de RBI Grade
81 e a subseqüente formação de silicatos, principalmente do silicato de cálcio (nas
formas 2CaO.SiO
2
ou 3CaO.2SiO
2
), pode levar à formação de ânions SiO
3
-2
que se
combinam com os íons H
+
disponíveis na solução do solo aumentando o seu pH e
diminuindo a atividade química através da precipitação dos íons metálicos na forma de
hidróxidos e complexos silicatados, como abordado por King (1996) e Paim et al.
(2006). Como um benefício adicional e muito vantajoso em relação à adição tradicional
de calcários na prevenção do movimento de metais pesados no solo, a incorporação de
agentes inorgânicos como o RBI Grade 81 e o cimento Portland é capaz de produzir
reações responsáveis pela formação de silicatos, que por sua vez são capazes de
promover aumento da resistência mecânica do solo a ser estabilizado e a polimerização
de compostos silicatados, potenciais ligantes para a formação de complexos de baixa
solubilidade com os metais pesados, conforme relatado por Shriver e Atkins (2006).
No que diz respeito aos teores de matéria orgânica e às concentrações dos
elementos traços Cd, Cu e Zn, verificou-se que a adição do estabilizante químico pouco
alterou os valores originalmente encontrados nos solos não tratados.
O PCZES foi determinado por meio dos gráficos construídos a partir de
resultados experimentais de titulação potenciométrica apresentados nas Figuras 8.2 a
8.4, sendo igual ao valor de pH correspondente ao ponto de interseção de curvas
estabelecidas para diferentes concentrações salinas. Essas curvas relacionam os volumes
de ácido e base adicionados em cada uma das subamostras dos solos e de suas misturas
179
aos valores de pH atingidos pelas suspensões na condição de equilíbrio (VAN RAIJ e
PEECH, 1972; COSTA et al., 1984).
A partir das Figuras 8.2 a 8.4, observou-se que os valores de PCZES
determinados para os solos 1, 2 e 3 foram, respectivamente, de 5,65, 4,62 e 3,84. Em
geral, solos tropicais oxídicos e cauliníticos, como os avaliados no presente trabalho,
possuem colóides com cargas variáveis, as quais se manifestam a partir da interação
com íons determinantes de potencial (H
+
e OH
-
). Essas frações minerais desenvolvem
excesso de carga negativa à medida que o pH se eleva acima do PCZES, o que se
constitui em um fenômeno importante para a retenção de metais pesados no solo
(NAIDU et al., 1994). Assim, no caso dos solos em estudo, as diferenças positivas
estabelecidas entre os valores de pH em H
2
O e de PCZES indicam que o balanço de
cargas variáveis é, predominantemente, negativo, apontando os solos 1, 2 e 3 como
materiais que podem apresentar boa capacidade de retenção de metais pesados.
Acredita-se que presença de grandes teores de sílica e caulinita (PCZES da
ordem de 2,0-2,5 para sílica e 3,0-4,5 para caulinita), bem como de concentrações pouco
expressivas de óxidos de Fe e Al (PCZES da ordem de 6,5-9,5), fez com que as
amostras dos solos 2 e 3 apresentassem baixos valores de PCZES. Por outro lado, as
maiores concentrações de óxidos de Fe e Al presentes na fração argila do solo 1
conferiram ao mesmo um PCZES com valor mais elevado.
180
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
NaNO
3
0,1 mol/L
NaNO
3
0,01 mol/L
NaNO
3
0,001 mol/L
Solução branco
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
(a) (b)
(c) (d)
PCZES = 5,65 PCZES = 8,07
PCZES = 8,38 PCZES = 9,18
Figura 8.2. Curvas de titulação potenciométrica de uma solução em branco e das suspensões do solo 1
(a) não tratado e estabilizado com (b) 2%, (c) 4% e (d) 6% de RBI Grade 81.
181
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
NaNO
3
0,1 mol/L
NaNO
3
0,01 mol/L
NaNO
3
0,001 mol/L
Solução branco
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
(a) (b)
(c) (d)
PCZES = 4,62 PCZES = 7,05
PCZES = 8,32 PCZES = 9,30
Figura 8.3. Curvas de titulação potenciométrica de uma solução em branco e das suspensões do solo 2
(a) não tratado e estabilizado com (b) 2%, (c) 4% e (d) 6% de RBI Grade 81.
182
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
NaNO
3
0,1 mol/L
NaNO
3
0,01 mol/L
NaNO
3
0,001 mol/L
Solução branco
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
3210123
HCl 0,1 mol/L NaOH 0,1 mol/L
Volume de ácido ou base adicionado (mL)
2
4
6
8
10
12
pH
(a) (b)
(c) (d)
PCZES = 3,84 PCZES = 8,11
PCZES = 9,65 PCZES = 9,80
Figura 8.4. Curvas de titulação potenciométrica de uma solução em branco e das suspensões do solo 3
(a) não tratado e estabilizado com (b) 2%, (c) 4% e (d) 6% de RBI Grade 81.
183
Verificou-se, a partir dos resultados ilustrados nas Figuras 8.2 a 8.4, que
ocorreram incrementos significativos nos valores de PCZES com aumentos do teor de
RBI Grade 81. O PCZES chegou a atingir valores de 9,18, 9,30 e 9,80, respectivamente,
no caso das misturas dos solos 1, 2 e 3 com 6% de estabilizante químico. Mas, em
semelhança ao observado nos solos não tratados, os valores de PZCES determinados
para as misturas foram inferiores aos valores de pH em H
2
O desses mesmos materiais,
evidenciando o predomínio de carga variável negativa nos colóides das misturas.
Observou-se, também, que o aumento do teor de aditivo foi responsável pela redução do
efeito da concentração salina na adsorção dos íons H
+
e OH
-
. Em situações como esta,
destaca-se que a determinação do PCZES pode estar sujeita a erros sistemáticos
advindos da medição dos valores de pH das suspensões.
Em semelhança aos aumentos nos valores de pH e CTC, acredita-se que os
incrementos dos valores de PCZES dos solos ocasionados pela adição do aditivo
químico em estudo podem ser atribuídos não somente pela neutralização dos íons H
+
,
mas também pela substituição do Al
3+
presente nos sítios de troca pelo Ca
2+
, elemento
presente nos principais mineiras constituintes do estabilizante químico estudado.
As Figuras 8.5 a 8.7 apresentam as curvas que retratam a variação da densidade
cargas positivas ou negativas em função do pH de equilíbrio das suspensões dos solos e
das misturas. A variação da densidade de cargas foi obtida em função dos íons
determinantes de potencial (H
+
e OH
-
) adsorvidos pelos colóides do solo, quantificados
em relação a uma solução em branco. Essas figuras ilustram, também, as curvas de
capacidade de tamponamento dos materiais analisados. A capacidade de tamponamento
de um material diz respeito a sua habilidade em resistir a mudanças de pH. Em geral, a
capacidade de tamponamento é maior em materiais compostos por partículas dotadas de
um grande percentual de cargas variáveis.
184
0246810
-12
-8
-4
0
4
8
12
NaNO
3
0,1 mol/L
NaNO
3
0,01 mol/L
NaNO
3
0,001 mol/L
5678910
-12
-8
-4
0
4
8
12
Densidade de cargas superficiais (cmol
c
/kg)
5678910
-12
-8
-4
0
4
8
12
5678910
pH
-12
-8
-4
0
4
8
12
(a)
(b)
(c)
(d)
0246810
0
4
8
12
16
20
5678910
0
4
8
12
16
20
Capacidade de tamponamento [(cmol
c
/kg)/pH]
5678910
0
4
8
12
16
20
56789
pH
10
0
5
10
15
20
25
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 8.5. Variação da densidade de cargas superficiais líquidas e capacidade de tamponamento das
suspensões do solo 1 (a) não tratado e estabilizado com (b) 2%, (c) 4% e (d) 6% de RBI
Grade 81.
185
0246810
-12
-8
-4
0
4
8
12
NaNO
3
0,1 mol/L
NaNO
3
0,01 mol/L
NaNO
3
0,001 mol/L
5678910
-12
-8
-4
0
4
8
12
Densidade de cargas superficiais (cmol
c
/kg)
5678910
-12
-8
-4
0
4
8
12
5678910
pH
-12
-8
-4
0
4
8
12
(a)
(b)
(c)
(d)
0246810
0
2
4
6
8
10
5678910
0
6
12
18
24
30
Capacidade de tamponamento [(cmol
c
/kg)/pH]
5678910
0
2
4
6
8
10
56789
pH
10
0
6
12
18
24
30
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 8.6. Variação da densidade de cargas superficiais líquidas e capacidade de tamponamento das
suspensões do solo 2 (a) não tratado e estabilizado com (b) 2%, (c) 4% e (d) 6% de RBI
Grade 81.
186
2 4 6 8 10 12
-12
-8
-4
0
4
8
12
NaNO
3
0,1 mol/L
NaNO
3
0,01 mol/L
NaNO
3
0,001 mol/L
789101112
-12
-8
-4
0
4
8
12
Densidade de cargas superficiais (cmol
c
/kg)
2 4 6 8 10 12
-12
-8
-4
0
4
8
12
789101112
pH
-12
-8
-4
0
4
8
12
(a)
(b)
(c)
(d)
24681012
0
2
4
6
8
10
7 8 9 10 11 12
0
3
6
9
12
15
Capacidade de tamponamento [(cmol
c
/kg)/pH]
24681012
0
2
4
6
8
10
7 8 9 10 11 12
pH
0
7
14
21
28
35
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 8.7. Variação da densidade de cargas superficiais líquidas e capacidade de tamponamento das
suspensões do solo 3 (a) não tratado e estabilizado com (b) 2%, (c) 4% e (d) 6% de RBI
Grade 81.
187
No presente trabalho, a capacidade de tamponamento foi obtida por meio da
Equação 8.4 proposta por Yong et al. (1992), que consideram a capacidade de
tamponamento (CT) como a variação de pH em função da adição de um ácido (CA) ou
de uma base (CB), ou seja, esta representa a variação da massa de soluto adsorvida
numa massa de solo em função do pH.
pH
C
pH
C
CT
BA
∂
∂
=
∂
∂
= ............................................................................................... (8.4)
em que: (CT) é a capacidade de tamponamento é expressa em [(cmol
c
/kg)/pH];
( ) é a variação da quantidade de ácido em função da variação do pH; e
( ) é a variação da quantidade de base em função da variação do pH.
pH/C
A
∂∂
pH/C
B
∂∂
Os resultados ilustrados nas Figuras 8.5 a 8.7 mostram que os solos 2 e 3
apresentam menor capacidade de tamponamento que o solo 1, provavelmente em
decorrência da presença mais expressiva de grupos superficiais silanol (-SiOH) nos
solos 2 e 3 que no solo 1. Esses grupos são encontrados nas bordas quebradas da
caulinita e nas condições normais de pH, funcionam apenas como doadores de prótons
(SPARKS, 1995; ZHANG e ZHAO, 1997). De maneira análoga, os menores valores de
PCZES observados nos solos 2 e 3 são atribuídos à significativa presença de grupos -
SiOH, que são mais facilmente ionizáveis que os grupos -FeOH e -AlOH (presentes em
maior quantidade no solo 1) e, portanto, estabelecem o equilíbrio com os íons H
+
da
solução em valores mais baixos de pH (FONTES et al., 2001).
A partir das Figuras 8.5 a 8.7 foi possível observar que a adição de 2% de
aditivo não provocou alteração tão expressiva na capacidade de tamponamento dos
solos em estudo, mas quando se adicionou 4% e 6% do estabilizante químico aos solos,
notou-se um aumento significativo na capacidade de tamponamento destas misturas em
comparação com os solos. A capacidade de tamponamento reflete o potencial do solo
para interagir efetivamente com compostos iônicos. Os valores elevados que as misturas
com 4% e 6% de RBI Grade 81 indicam que esses materiais apresentam uma forte
habilidade em adsorver íons com carga de sinal contrário daquela apresentada pelos
seus colóides. Dessa forma, acredita-se que as misturas em estudo tenham uma elevada
capacidade de adsorver íons de carga positiva, como, por exemplo, os metais pesados
Cd
2+
, Cu
2+
e Zn
2+
avaliados no presente trabalho.
188
8.4.3. Ensaios de equilíbrio em lote
As Figuras 8.8 a 8.10 apresentam as relações entre as quantidades de cada um
dos íons metálicos retidos (sorvidos/precipitados) por unidade de massa de sólidos secos
(S
c
) e suas respectivas concentrações presentes em solução após o equilíbrio (C
e
), bem
como as variações dos valores de pH em função das doses de Cd, Cu e Zn adicionadas
aos solos e misturas.
Em semelhança ao observado por Fontes et al. (2000) e Fontes e Gomes
(2003), verificou-se que houve quedas nos valores de pH de cada uma das suspensões
com o aumento das doses dos metais pesados utilizados no presente estudo. Acredita-se
que esse comportamento pode ser atribuído à hidrólise dos cátions metálicos em
solução, principalmente dos íons Cu e Zn, bem como pela substituição dos íons H
+
presentes nos sítios de troca pelos íons metálicos.
As quedas nos valores de pH das misturas foram consideravelmente superiores
às observadas nos solos não tratados, o que se constitui em evidência da formação de
ligações fortes entre as superfícies dos óxidos e hidróxidos cristalinos ou
microcristalinos presentes nas misturas com os metais pesados adicionados, tendo em
vista que em geral ocorre a liberação de até dois íons H
+
para cada cátion metálico
divalente adsorvido (FORBES et al., 1976).
Verificou-se, também, uma maior redução nos valores de pH ao se adicionar as
soluções com Cu, o que pode estar associado ao fato deste elemento apresentar o menor
valor para a primeira constante de hidrólise e, consequentemente, ser responsável por
uma proporção razoável de espécies hidrolizadas que podem ser retidas com mais
facilidade e intensidade do que suas correspondentes espécies livres.
189
0 200 400 600 800 1000
Cd na solução de equilíbrio (mg/L)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Cd sorvido/precipitado (
μ
g/g)
Solo não tratado
Solo estabilizado com 2% de RBI Grade 81
Solo estabilizado com 4% de RBI Grade 81
Solo estabilizado com 6% de RBI Grade 81
0 200 400 600 800 1000
Cd na solução de equilíbrio (mg/L)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Cd sorvido/precipitado (
μ
g/g)
(a)
(b)
0 200 400 600 800 1000
Cd na solução de equilíbrio (mg/L)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Cd sorvido/precipitado (
μ
g/g)
(c)
0 200 400 600 800 1000
Cd adicionado (mg/L)
2
4
6
8
10
12
pH de equilibrio médio
(b)
0 200 400 600 800 1000
Cd adicionado (mg/L)
2
4
6
8
10
12
pH de equilibrio médio
(c)
0 200 400 600 800 1000
Cd adicionado (mg/L)
2
4
6
8
10
12
pH de equilibrio médio
(a)
Figura 8.8. Relações entre as concentrações de Cd retidas nos solos e nas misturas e as concentrações
desse elemento nas soluções de equilíbrio e variação do pH em função das doses de Cd
adicionadas: (a) solo 1; (b) solo 2; (c) solo 3.
190
0 200 400 600 800 1000
Cu na solução de equilíbrio (mg/L)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Cu sorvido/precipitado (
μ
g/g)
Solo não tratado
Solo estabilizado com 2% de RBI Grade 81
Solo estabilizado com 4% de RBI Grade 81
Solo estabilizado com 6% de RBI Grade 81
0 200 400 600 800 1000
Cu na solução de equilíbrio (mg/L)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Cu sorvido/precipitado (
μ
g/g)
(a)
(b)
0 200 400 600 800 1000
Cu na solução de equilíbrio (mg/L)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Cu sorvido/precipitado (
μ
g/g)
(c)
0 200 400 600 800 1000
Cu adicionado (mg/L)
2
4
6
8
10
12
pH de equilibrio médio
(b)
0 200 400 600 800 1000
Cu adicionado (mg/L)
2
4
6
8
10
12
pH de equilibrio médio
(c)
0 200 400 600 800 1000
Cu adicionado (mg/L)
2
4
6
8
10
12
pH de equilibrio médio
(a)
Figura 8.9. Relações entre as concentrações de Cu retidas nos solos e nas misturas e as concentrações
desse elemento nas soluções de equilíbrio e variação do pH em função das doses de Cu
adicionadas: (a) solo 1; (b) solo 2; (c) solo 3.
191
0 200 400 600 800 1000
Zn na solução de equilíbrio (mg/L)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Zn sorvido/precipitado (
μ
g/g)
Solo não tratado
Solo estabilizado com 2% de RBI Grade 81
Solo estabilizado com 4% de RBI Grade 81
Solo estabilizado com 6% de RBI Grade 81
0 200 400 600 800 1000
Zn na solução de equilíbrio (mg/L)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Zn sorvido/precipitado (
μ
g/g)
(a)
(b)
0 200 400 600 800 1000
Zn na solução de equilíbrio (mg/L)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Zn sorvido/precipitado (
μ
g/g)
(c)
0 200 400 600 800 1000
Zn adicionado (mg/L)
2
4
6
8
10
12
pH de equilibrio médio
(b)
0 200 400 600 800 1000
Zn adicionado (mg/L)
2
4
6
8
10
12
pH de equilibrio médio
(c)
0 200 400 600 800 1000
Zn adicionado (mg/L)
2
4
6
8
10
12
pH de equilibrio médio
(a)
Figura 8.10. Relações entre as concentrações de Zn retidas nos solos e nas misturas e as concentrações
desse elemento nas soluções de equilíbrio e variação do pH em função das doses de Zn
adicionadas: (a) solo 1; (b) solo 2; (c) solo 3.
192
Para todos os solos e misturas, as quantidades de Cd, Cu e Zn sorvidas
aumentaram com o aumento das doses adicionadas. No caso dos solos não tratados, nas
menores quantidades de metais adicionadas aos solos, foram encontradas as menores
concentrações dos metais em solução, ou seja, os metais pesados foram sorvidos em sua
quase totalidade. Mas, à medida que as doses adicionadas aumentaram, o incremento na
retenção dos metais foi menos acentuado. Isso pode ter ocorrido, principalmente, pela
saturação dos sítios de adsorção dos solos. Em contrapartida, nas misturas,
principalmente aquelas com 4% e 6% de aditivo químico, observou-se que praticamente
toda quantidade de Cd, Cu e Zn adicionada foi sorvida, o que pode ser comprovado pela
inclinação das curvas (Figuras 8.8 a 8.10). Esse comportamento evidencia a elevada
afinidade dos metais pesados pelos sítios de sorção das misturas, não podendo se
descartar, no entanto, a possibilidade de ter ocorrido o fenômeno de precipitação.
Normalmente, isotermas que apresentam concentrações de equilíbrio similares para
diferentes doses metálicas adicionadas, evidenciam o mecanismo de precipitação,
principalmente em materiais alcalinos ou com pH próximo da neutralidade
(BRÜMMER et al., 1983), como é o caso das misturas em estudo.
Em geral, as relações entre as concentrações de Cd, Cu e Zn nas soluções de
equilíbrio e as retidas (sorvidos/precipitados) nos materiais em estudos demonstraram
que os solos 1, 2 e 3 não tratados e suas misturas com 2% de RBI Grade 81 exibiram
isotermas não competitivas do tipo “L”, conforme classificação apresentada por Giles et
al. (1974) e Sposito (1989), o que indica uma menor capacidade de retenção em
comparação com as misturas com 4% e 6% que apresentaram isotermas não
competitivas do tipo “H”. Essas últimas isotermas podem ser associadas a reações de
sorção de alta afinidade, que por sua vez estão relacionados com os sítios de troca mais
energéticos (GILES et al., 1974).
A menor taxa de retenção de Cd, Cu e Zn nos solos não tratados,
principalmente nos solos 2 e 3, pode estar relacionada, principalmente, às reações de
adsorção não-específica (outer-sphere), caracterizadas por uma pequena quantidade de
contaminantes retida via quimiossorção e a predominância de ligações relativamente
fracas, conforme relatado por Harter e Naidu (2001). Essas reações ocorrem por meio
de interações eletrostáticas, que se iniciam quando um íon carregado entra no campo de
influência de uma superfície sólida que possui carga líquida superficial de sinal
contrário (FORD et al., 2001). No caso do solo 1, verificou-se que a retenção dos metais
193
pesados Cd, Cu e Zn foi ligeiramente superior, provavelmente devido à presença de
uma maior quantidade de óxidos de ferro e alumínio e de colóides orgânicos, materiais
estes que são os principais responsáveis pela adsorção específica (inner-sphere) dos
metais pesados no solo, como destaca Sposito (1989).
No que diz respeito às misturas, principalmente aquelas com 4% e 6% de
estabilizante químico, os seus elevados valores de CTC indicaram a criação de novos
sítios de adsorção dependentes de pH. Além disso, as misturas em estudo apresentaram
compostos como sulfatos e silicatos, sendo que esses últimos, em geral, apresentam a
habilidade de adsorver especificamente íons metálicos, em concordância com Yu et al.
(1997). Alguns estudos revelam que os grupos Al-OH e Si-OH expostos nas
extremidades das lâminas dos silicatos apresentaram propriedades similares aos grupos
OH da superfície dos óxidos, sendo capazes de adsorver, em um determinado grau, íons
de forma específica. Esse tipo de adsorção específica está relacionado à retenção de
cátions metálicos bivalentes na forma MeOH
+
(YU et al., 1997). Assim, acredita-se que
os íons metálicos Cd, Cu e Zn foram retidos nas misturas através de reações de adsorção
não-específica e específica. Vale lembrar que do ponto de vista ambiental, as reações de
maior interesse são as de adsorção específica, uma vez que as mesmas envolvem
interações governadas pela formação de ligações químicas de alta energia entre grupos
funcionais da superfície sólida e as espécies em solução, caracterizando processos de
sorção menos reversíveis (FORD et al., 2001). Ainda com relação às misturas, não se
pode negligenciar o fato de que, também, possa ter ocorrido a precipitação dos metais
pesados em diversas formas, podendo-se referir aos hidróxidos, sulfatos e complexos
com os compostos silicatados, principalmente o silicato de cálcio que, segundo
Trindade et al. (2006c), é formado após as reações de curto e médio prazo entre os
minerais presentes nos solos e o RBI Grade 81.
Segundo Bayat (2002b), os principais fenômenos de retenção
(sorção/precipitação) de íons metálicos bivalentes (como é o caso do Cd, Cu e Zn) que
ocorrem na superfície dos silicatos de cálcio, podem ser representados pelas interações
descritas nas Equações 8.5 a 8.7.
194
Em soluções ácidas:
++
+−⇔−−− OHOMeSi])H[Me(OHOHOHSi
3
2
32
K
................................................ (8.5)
Em soluções neutras:
OHMeSiOCaSiOMeOHHSiOCaSiO
23333
+⇔+
+
−
mm
............................................... (8.6)
Em soluções alcalinas:
−
−
++⇔+ OHOHMeSiOCaSiOMe(OH)HSiOCaSiO
233233
mm
..................................... (8.7)
em que: (Me) são íons metálicos bivalentes; e [Me(OH)
2
] consiste em
hidróxidos metálicos que não podem ser depositados na fase sólida, uma vez que os
resultados das reações (8.6) e (8.7) levam à formação de uma fase menos solúvel e mais
estável (MeSiO
3
).
A Figura 8.11 apresenta um resumo acerca das concentrações máximas de Cd,
Cu e Zn retidas na fase sólida dos solos e das misturas em função dos teores de RBI
Grade 81 adicionados, considerando-se as doses máximas de Cd, Cu e Zn adicionadas,
ou seja, 1000 mg/L.
Os resultados apresentados na Figura 8.11 mostram que as maiores quantidades
de Cd, Cu e Zn retidas, em termos de porcentagem, foram observadas no solo 1, seguido
pelos solos 2 e 3. Os percentuais dos metais pesados retidos em relação à máxima dose
adicionada nas amostras solos 1, 2 e 3 foram, respectivamente: (i) 23,3%, 16,1% e
10,6% de Cd; (ii) 16,2%, 14,4% e 14,0% de Cu; (iii) 23,4%, 19,6% e 17,9% de Zn. Em
geral, a seqüência de afinidade encontrada para os solos não tratados no sistema não-
competitivo do presente trabalho foi Zn > Cd > Cu, sendo que apenas no caso do solo 3
a ordem dos dois últimos elementos apresentou-se invertida, ou seja, Zn > Cu > Cd.
195
0246
RBI Grade 81 (%)
0
20
40
60
80
100
0
2000
4000
6000
8000
10000
0
20
40
60
80
100
Metal pesado sorvido/precipitado (%)
0
2000
4000
6000
8000
10000
Metal pesado sorvido/precipitado (
μ
g/g)
0
20
40
60
80
100
0
2000
4000
6000
8000
10000
Cádmio
Cobre
Zinco
(c)
(b)
(a)
Figura 8.11. Quantidades máximas de Cd, Cu e Zn retidas nos solos e em suas misturas com o
estabilizante químico RBI Grade 81: (a) solo 1; (b) solo 2; e (c) solo 3.
196
A partir dos dados ilustrados na Figura 8.11, verificou-se que as concentrações
de Cd, Cu e Zn retidas nos solos 1, 2 e 3 aumentaram significativamente à medida que
se adicionaram teores crescentes do estabilizante químico. O solo 1 estabilizado com
apenas 2% de RBI Grade 81 apresentou uma elevada capacidade de retenção dos metais
pesados Cd, Cu e Zn quando comparado com as misturas dos solos 2 e 3 com 2% de
aditivo, principalmente no que diz respeito ao Cd. Os percentuais retidos pelas misturas
dos solos 1, 2 e 3 com 2% de estabilizante químico foram, respectivamente: (i) 64,0%,
37,2% e 26,2% de Cd; (ii) 82,3%, 74,1% e 70,9% de Cu; e (iii) 74,3%, 64,4% e 59,6%
de Zn. Em contrapartida, todas as misturas com 4% e 6% de RBI Grade 81
apresentaram consideráveis capacidades de retenção de todos os íons metálicos
analisados. As capacidades de retenção relativas que as misturas dos solos 1, 2 e 3 com
4% de estabilizante apresentaram foram, respectivamente: (i) 91,2%, 90,5% e 83,3% de
Cd; (ii) 96,8%, 95,5% e 93,5% de Cu; e (iii) 92,4%; 85,5% 86,8% de Zn. No que diz
respeito às misturas com 6% de aditivo, verificou-se que as taxas de retenção para as
misturas dos solos 1, 2 e 3 foram, respectivamente: (i) 95,3%, 93,7% e 91,7% de Cd; (ii)
97,6%, 97,0% e 96,4% de Cu; e (iii) 96,4%, 95,8% e 94,5% de Zn. A seqüência de
afinidade mais comum determinada para as misturas no sistema não-competitivo
avaliado no presente estudo foi Cu > Zn > Cd. Apenas a misturas do solo 2 com 4% de
estabilizante químico apresentou a seqüência de seletividade Cu > Cd > Zn.
Observou-se que a seqüência de afinidade obtida, na maioria dos casos, para as
misturas em estudo (Cu > Zn > Cd) relaciona-se de forma consistente com os valores
das constantes de hidrólise do Cd (10,1), Cu (8,0) e Zn (9,0). Acredita-se que neste tipo
de seqüência, as ligações covalentes e a precipitação seriam os principais mecanismos
de retenção metálica e ocorreriam mediante sorção/precipitação dos produtos das
hidrólises dos íons metálicos.
Nas Tabelas 8.7 e 8.8 encontram-se os coeficientes obtidos a partir dos
modelos de Freundlich e Langmuir que podem ser utilizados na estimativa das massas
de Cd, Cu e Zn retidas nos solos e nas misturas (S
c
em μg/g), em função das
concentrações desses elementos na solução de equilíbrio (C
e
em mg/L).
197
Tabela 8.7. Coeficientes do modelo de Freundlich obtidos a partir de análises de regressão não-linear
Modelo de Freundlich -
β
efc
CKS ⋅=
Elementos
Designação das
amostras
Porcentagem de
RBI Grade 81
K
f
(mL/g)
β
R
2
0 18,12
**
0,7409
**
0,9722
2 1605,04
**
0,2721
**
0,9743
4 2176,54
**
0,3744
**
0,9892
Solo 1
6 3347,18
**
0,4011
**
0,9801
0 7,79
*
0,8298
**
0,9521
2 532,46
**
0,3225
**
0,9853
4 2629,40
**
0,3144
**
0,9826
Solo 2
6 2817,12
**
0,3528
**
0,9867
0 11,37
ns
0,6648
**
0,8862
2 630,85
**
0,2350
**
0,8402
4 2590,82
**
0,2716
**
0,9605
Cd
Solo 3
6 2645,44
**
0,3562
**
0,9909
0 228,12
**
0,3018
**
0,9799
2 2422,85
**
0,2478
**
0,9396
4 3112,06
**
0,3386
**
0,9491
Solo 1
6 1414,61
**
0,6084
**
0,9926
0 169,37
*
0,3368
**
0,7376
2 1971,03
**
0,2502
**
0,9266
4 1938,34
**
0,4262
**
0,9866
Solo 2
6 1234,36
**
0,6100
**
0,9743
0 156,44
*
0,3435
**
0,7611
2 1999,09
**
0,2359
**
0,9038
4 1874,62
**
0,3918
**
0,9911
Cu
Solo 3
6 2030,12
**
0,4428
**
0,9863
0 60,08
**
0,5556
**
0,9912
2 1978,98
**
0,2505
**
0,9770
4 2824,86
**
0,2755
**
0,9655
Solo 1
6 3142,43
**
0,3234
**
0,9478
0 21,39
**
0,6939
**
0,9920
2 1548,41
**
0,2595
**
0,9863
4 2111,05
**
0,2966
**
0,9775
Solo 2
6 3123,72
**
0,3175
**
0,9807
0 39,05
**
0,5971
**
0,9513
2 1797,28
**
0,2178
**
0,9773
4 2375,48
**
0,2813
**
0,9769
Zn
Solo 3
6 2924,61
**
0,3293
**
0,9658
ns
não significativo.
*
significativo ao nível de probabilidade de 0,05 pelo teste t de Student.
**
significativo ao nível de probabilidade de 0,01 pelo teste t de Student.
198
Tabela 8.8. Coeficientes do modelo de Langmuir obtidos a partir de análises de regressão não-linear
Modelo de Langmuir -
)K(C1
KQC
S
Le
Le
c
⋅+
⋅
⋅
=
Elementos
Designação das
amostras
Porcentagem de
RBI Grade 81
K
L
(L/mg)
Q (μg/g)
R
2
0 0,0008
**
6814,53
**
0,9676
2 0,1753
**
6960,73
**
0,9550
4 0,1220
**
11523,31
**
0,9799
Solo 1
6 0,3798
**
12317,92
**
0,9873
0 0,0006
*
5931,39
**
0,9630
2 0,0103
**
4829,78
**
0,9290
4 0,1344
**
11149,55
**
0,9534
Solo 2
6 0,1145
**
12754,03
**
0,9518
0 0,0013
*
1962,32
**
0,9009
2 0,0293
**
3012,49
**
0,8807
4 0,2481
**
9697,35
**
0,9606
Cd
Solo 3
6 0,1049
**
12572,25
**
0,9551
0 0,0137
**
1769,15
**
0,9493
2 0,3653
**
8370,05
**
0,9665
4 0,6720
**
10342,62
**
0,9913
Solo 1
6 0,0509
**
17858,18
**
0,9844
0 0,0141
**
1685,56
**
0,8455
2 0,1854
**
7764,80
**
0,9801
4 0,1159
**
11601,04
**
0,9877
Solo 2
6 0,0452
**
17183,18
**
0.9750
0 0,0135
**
1632,68
**
0,8676
2 0,2427
**
7376,35
**
0,9792
4 0,0981
**
10959,81
**
0,9806
Cu
Solo 3
6 0,1264
**
12023,25
**
0,9884
0 0,0027
**
3494,07
**
0,9808
2 0,2087
**
7183,66
**
0,9424
4 0,2898
**
9789,37
**
0,9771
Solo 1
6 0,3048
**
11021,50
**
0,9604
0 0,0013
**
4194,49
**
0,9973
2 0,1772
**
6451,92
**
0,9459
4 0,1036
**
9513,51
**
0,9724
Solo 2
6 0,2877
**
10699,30
**
0,9527
0 0,0024
**
3148,03
**
0,9803
2 0,9025
**
5677,73
**
0,9539
4 0,1466
**
9398,65
**
0,9616
Zn
Solo 3
6 0,2989
**
10769,01
**
0,9834
*
significativo ao nível de probabilidade de 0,05 pelo teste t de Student.
**
significativo ao nível de probabilidade de 0,01 pelo teste t de Student.
199
Os ajustes dos modelos de Freundlich e Langmuir aos dados experimentais
foram bons, sendo que a maioria das equações apresentou seus parâmetros significativos
ao nível de probabilidade de 1% pelo teste t de Student e coeficientes de determinação
(R
2
) bastante elevados, em geral superiores a 0,90. As equações de Freundlich e
Langmuir têm sido muito utilizadas por diversos autores (MESQUITA e VIEIRA E
SILVA, 2002; ADHIKARI e SINGH, 2003; NASCIMENTO e FONTES, 2004) no
ajuste de dados relativos à sorção de metais pesados em solos e os coeficientes de
determinação obtidos, em geral, têm sido tão elevados quanto os obtidos no presente
trabalho, o que indica que esses modelos se ajustam bem às diversas condições de solo,
pH, concentrações de metais, dentre outras variáveis.
Segundo a visão de Soares (2004), na ausência de evidências consistentes sobre
a natureza dos mecanismos de retenção, os coeficientes K
f
e β fornecidos pelo modelo
de Freundlich e K
L
e Q obtidos a partir do ajuste do modelo de Langmuir podem ser
utilizados como parâmetros descritivos.
Constataram-se sensíveis variações nos valores de β e K
L
, indicando que os
elementos Cd, Cu e Zn foram adsorvidos sob diferentes níveis de energia pelos
diferentes materiais avaliados. Os desvios da linearidade, identificados a partir dos
valores de β diferentes de 1, provavelmente descreveram situações em que os sítios
mais ativos das superfícies sólidas tornaram-se ocupados, dificultando a sorção
adicional, ou a um mesma taxa, dos elementos em solução. Os menores valores de K
f
se
relacionaram com as amostras dos solos 1, 2 e 3 não tratadas, verificando-se
incrementos progressivos nesse parâmetro à medida que foram adicionados teores
crescentes do estabilizante químico em estudo, semelhantemente ao observado com os
valores do coeficiente Q do modelo de Langmuir, o que indica uma maior capacidade
de retenção dos íons metálicos pelas misturas.
A Tabela 8.9 apresenta os coeficientes de correlação linear determinados ao se
analisar as influências de algumas características químicas e eletroquímicas dos solos e
das misturas sobre os parâmetros de sorção obtidos pelas equações de Freundlich e de
Langmuir.
200
Tabela 8.9. Coeficientes de correlação linear entre as constantes dos modelos de Freundlich e Langmuir
e as características dos solos e das misturas para o Cd, Cu e Zn
Modelo de Freundlich Modelo de Langmuir
Elementos
Características dos solos e
das misturas
K
f
(mL/g)
β
K
L
(L/mg)
Q (μg/g)
r
pH H
2
O - 0,8901
***
-0,8530
***
0,6505
*
0,7451
**
pH KCl - 0,8563
***
-0,8613
***
0,6138
*
0,7244
**
Cd
PCZES - 0,8798
***
-0,8230
***
0,6803
*
0,7496
***
CTC cmol
c
/kg 0,9505
***
-0,6583
*
0,7327
**
0,8493
***
pH H
2
O - 0,7500
**
0,4796
ns
0,2981
ns
0,9026
***
pH KCl - 0,7554
**
0,4322
ns
0,3049
ns
0,8781
***
Cu
PCZES - 0,5669
*
0,7294
ns
0,1668
ns
0,9703
***
CTC cmol
c
/kg 0,1766
ns
0,3083
ns
-0,2661
ns
0,4045
ns
pH H
2
O - 0,9575
***
-0,8556
***
0,8227
***
0,9340
***
pH KCl - 0,9357
***
-0,8753
***
0,7994
**
0,9043
***
Zn
PCZES - 0,9643
***
-0,6571
**
0,9121
***
0,9752
***
CTC cmol
c
/kg 0,4140
ns
-0,3631
ns
0,2358
ns
0,4352
ns
ns
não significativo.
*
significativo ao nível de probabilidade de 0,05.
**
significativo ao nível de probabilidade de 0,01.
***
significativo ao nível de probabilidade de 0,001.
Para o Cd, o pH em H
2
O, o pH em KCl, o PCZES e a CTC apresentaram boas
correlações com os parâmetros de sorção das equações de Freundlich (K
f
e β) e de
Langmuir (K
L
e Q), podendo-se referir a coeficientes de correlação linear significativos
a níveis de probabilidade ≤ 0,05, com valores em módulo variando de 0,61 a 0,95.
No caso do Cu, somente os parâmetros K
f
e Q, respectivamente, dos modelos
de Freundlich e Langmuir, apresentaram correlações significativas com algumas das
características dos solos e das misturas. O pH em H
2
O, o pH em KCl e o PCZES se
relacionaram com os parâmetros anteriormente referidos, detectando-se os coeficientes
de correlação linear significativos a níveis de probabilidade ≤ 0,05, com valores em
módulo variando de 0,57 a 0,97. Os parâmetros β e K
L
, respectivamente, das equações
de Freundlich e Langmuir não se correlacionaram de forma significativa com nenhuma
das características químicas e eletroquímicas. Destaca-se que a CTC também não
apresentou correlações significativas com nenhum dos coeficientes dos modelos de
Freundlich e Langmuir, sugerindo que as reações de adsorção específica e precipitação
seriam os mecanismos preferenciais de retenção de Cu.
201
8.5.
No que diz repeito ao Zn, as melhores correlações foram obtidas entre o pH em
H
2
O, o pH em KCl, o PCZES e o P-rem com todos os parâmetros das equações de
Freundlich e de Langmuir, verificando-se que os coeficientes de correlação linear foram
significativos a níveis de probabilidade ≤ 0,01, com valores em módulo variando de
0,65 a 0,98. A CTC foi a única característica dos solos e das misturas que não
apresentou correlações significativas com nenhum dos parâmetros dos modelos de
sorção. Em concordância com Nascimento e Fontes (2004), as baixas correlações
obtidas entre os parâmetros dos modelos que descrevem a retenção de Zn com a CTC
evidenciam a limitada importância da troca iônica na retenção de Zn nos materiais
estudados.
Conclusões
• A adição do estabilizante químico e o aumento da energia de compactação
foram responsáveis por reduções nos valores de condutividade hidráulica,
provavelmente devido à diminuição dos vazios gerada pela aplicação de um
maior esforço de compactação e pela formação de núcleos de cimentação
via solubilização de minerais.
• O estabilizante em estudo promoveu incrementos significativos nos valores
de pH em H
2
O e em KCl 1 mol/L, capacidade de troca catiônica (CTC),
fósforo remanescente (P-rem) e ponto de carga zero por efeito salino
(PCZES), bem como redução nos valores de acidez potencial e elevação da
capacidade de tamponamento dos solos analisados.
• Os modelos de Freundlich e Langmuir foram eficientes na determinação dos
parâmetros de retenção de Cd, Cu e Zn nos solos e nas misturas.
• O pH H
2
O, o pH KCl e PCZES foram as características melhor
correlacionadas com a capacidade de retenção desses elementos pelos
materiais estudados.
• A CTC apresentou boa correlação apenas com com os coeficientes K
f
e Q,
respectivamente, dos modelos de Freundlich e de Langmuir utilizados para
descrever a retenção do Cd nos solos e nas misturas.
202
•
A estabilização dos solos com o aditivo químico aumentou
significativamente as suas capacidades de retenção (sorção/precipitação)
dos íons metálicos avaliados. Para teores de estabilizante de 4% e 6%,
observaram-se retenções de todos os metais pesados nas misturas dos três
solos analisados superiores a 80% e 90%, respectivamente.
• Na maioria dos casos, as seqüências de afinidade encontradas para os solos
e para as misturas no sistema não-competitivo avaliado no presente trabalho
foram, respectivamente, Zn > Cd > Cu e Cu > Zn > Cd.
• A adição do estabilizante químico aos solos pode ter sido responsável pela
formação de precipitados de baixa solubilidade através das reações dos íons
metálicos com o silicato de cálcio; que segundo Trindade et al. (2006c),
pode ser formado após as reações de curto e médio prazo entre os minerais
presentes nos solos e o aditivo em estudo.
• As misturas em estudo mostraram potencial de uso como sistemas de
impermeabilização de bases de aterros sanitários e outras obras de caráter
ambiental.
• Estudos dessa natureza devem ter um caráter específico, considerando-se,
por exemplo, os tipos de solos, contaminantes e estabilizantes químicos, a
competição iônica e as concentrações nas quais os contaminantes são
adicionados aos materiais em estudo, os teores dos estabilizantes químicos
utilizados e o período de cura das misturas.
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210
9
Influência da adição de diferentes estabilizantes
químicos e da variação do pH na retenção de Cd, Cu e
Zn em solo residual maduro
Resumo. O objetivo do presente trabalho foi avaliar a influência da adição de diferentes
estabilizantes químicos e da variação do pH no comportamento dos metais pesados Cd,
Cu e Zn em um solo residual maduro da Zona da Mata de Minas Gerais, Brasil. Foram
realizados ensaios de equilíbrio em lote com amostras do solo e de suas misturas com
2% de carbonato de cálcio, cal hidratada, cimento Portland e RBI Grade 81, utilizando-
se soluções multi-espécie contendo Cd, Cu e Zn na forma de nitratos, preparadas em
CaCl
2
0,002 mol/L, nas concentrações de 0, 20, 50, 100, 200, 500 e 1000 mg/L. Os
valores de pH nos quais as suspensões foram ajustadas foram os que seguem: 3,0±0,2;
4,5±0,2; 6,0±0,2; 7,5±0,2 e 9,0±0,2. Os resultados permitiram concluir que: (i) as
misturas em estudo apresentaram capacidade de retenção de Cd, Cu e Zn
significativamente superior à do solo não tratado em toda faixa de pH avaliada;
(ii) em meio ácido (pH < 6,0), o cimento Portland e o RBI Grade 81 apresentaram maior
eficiência que o carbonato de cálcio e a cal hidratada na retenção dos íons metálicos
analisados, provavelmente devido à formação precipitados de baixa solubilidade a partir
das reações dos metais pesados e o silicato de cálcio (composto oriundo das reações
solo-cimento e solo-RBI Grade 81 de curto e médio prazos); (iii) pautando-se em
critérios técnicos, econômicos e especialmente ambientais, os resultados preliminares
do presente trabalho sugerem que a adição de pequenos teores de agentes cimentantes
inorgânicos pode contribuir significativamente para a diminuição do movimento de
metais pesados no perfil do solo de fundação de aterros sanitários e lagoas de
estabilização, bem como de outras obras de caráter ambiental.
Palavras-chave: Solos tropicais; Estabilizantes químicos; Variação do pH;
Contaminação de solos; Metais pesados; Aplicações ambientais.
211
9.1.
Abstract. This paper was directed to the analysis of the influence of pH ranging and
addition of different chemical stabilizers in the response of multi-component solutions
of the heavy metals Cd, Cu and Zn added to a mature residual soil from the Zona da
Mata of Minas Gerais State, Brazil. Batch equilibrium tests were performed in soil
samples and in their admixtures with 2% of calcium carbonate, hydrated lime, Portland
cement and RBI Grade 81 using multi-component solutions containing Cd, Cu and Zn
nitrates prepared in CaCl
2
0.002 mol/L at the following concentrations: 0, 20, 50, 100,
200, 500 e 1000 mg/L. The testing conditions were as follow: soil:solution ratio of 1:10,
agitation time of 24 hours, pH suspensions adjustment at 3.0±0.2; 4.5±0.2; 6.0±0.2;
7.5±0.2 e 9.0±0.2. Conclusions are as follow: (i) the studied mixtures presented heavy
metals retention capacity significantly higher than the soil in all the tested pH range;
(ii) in acid conditions (pH < 6.0), Portland cement and RBI Grade 81 were more
effective than calcium carbonate and hydrated lime in contaminants retention, probably
due to the formation of low solubility precipitates from the reactions between the
calcium silicate (from short and medium term reactions of these stabilizers and the
tested soil) and the tested heavy metals; (iii) from technical, economical and
geoenvironmental perspectives, the preliminary testing data support that addition of
low percentages of inorganic cementitious agents to soils can became an effective tool
to reduce heavy metals mobility in landfills and pounds foundation soils, as well as in
other environmental engineering applications .
Keywords: Tropical soils; Chemical stabilizers; pH ranging; Soils contamination;
Heavy metals; Geoenvironmental applications.
Introdução
Nas últimas décadas, a contaminação do meio ambiente devido à disposição
incorreta de resíduos perigosos e tóxicos tem-se tornado um dos maiores problemas
ambientais em nível mundial.
Diversas situações práticas como, por exemplo, a disposição de resíduos
sólidos industriais, de mineração e domésticos em aterros sem a impermeabilização de
base com materiais adequados, ocasionam fontes de poluição do solo e das águas
subterrâneas (AZEVEDO et al., 2003).
212
Como ponto de partida para a elaboração de projetos que contemplem soluções
para evitar acidentes ambientais, deve-se conhecer adequadamente o comportamento
dos contaminantes no material a ser utilizado como elemento de impermeabilização.
Dentre os poluentes comumente presentes em obras como aterros sanitários,
aterros de rejeito e lagoas de estabilização, merecem destaque os metais pesados.
Segundo Alloway, (1990a), estes elementos, cuja densidade atômica é maior que
6,0 g/cm
3
ou número atômico maior que 20, são pertencentes a um grupo muito
heterogêneo de elementos, incluindo metais, semimetais e não-metais e, além disso, em
geral, são associados com poluição e toxicidade. Os metais pesados também podem ser
designados como “elementos traços” ou “metais traços”, tendo em vista as pequenas
concentrações, freqüentemente abaixo de 100 mg/kg, que esses elementos se encontram
na crosta terrestre (SPOSITO, 1989; ALLOWAY, 1990a). O solo possui considerável
capacidade de interagir com os metais pesados; porém, dependendo das condições
físico-químicas do meio, esses elementos podem apresentar elevada mobilidade,
principalmente em formas solúveis, dissolvidos na solução do solo, ou na forma
trocável, retido eletrostaticamente junto às cargas do solo (adsorção não-específica). Os
metais pesados precipitados, incorporados na superfície da fase mineral (adsorção
específica) e formando quelatos pouco solúveis com a matéria orgânica não são formas
preocupantes (SPOSITO, 1989; MCLEAN e BLEDSOE, 1992), mas podem passar para
a solução do solo pela mineralização dos ligantes orgânicos ou por mudanças drásticas
de pH ou potencial redox do meio (ALLOWAY, 1990b).
Um importante mecanismo de retenção de metais pesados no solo é a
precipitação dos cátions na forma de hidróxidos ou sais diversos, que geralmente ocorre
em condições de pH elevado (HARTER, 1983; FONTES et al., 2000; APPEL e MA,
2002). Assim, em meio alcalino, muitos metais pesados tornam-se menos solúveis,
formando precipitados, como hidróxidos, carbonatos, sulfatos, fosfatos e silicatos e,
conseqüentemente, tornam-se menos disponíveis na solução do solo (APPEL e MA,
2002). Com a elevação do pH tem-se, também, o aumento da capacidade de troca
catiônica (CTC) e da densidade de cargas negativas do solo, elevando a capacidade do
mesmo em adsorver íons positivos.
Segundo Fontes et al. (2001), a grande maioria dos solos tropicais são
altamente intemperizados e apresentam propriedades químicas e eletroquímicas
indesejáveis sob o ponto de vista agrícola e ambiental como alta acidez, baixa CTC, alta
213
capacidade de adsorção aniônica (especialmente fosfato) e ponto de carga zero elevado
(PCZ). Além disso, possuem baixas concentrações de íons capazes de formar
precipitados com os metais pesados, como, por exemplo, carbonatos, sulfatos, fosfatos e
silicatos. No entanto, estudos recentes demonstram que a adição aos solos de
estabilizantes químicos como o carbonato de cálcio (FONTES et al., 2000; MATOS et
al., 2001; ACCIOLY et al., 2004), a cal hidratada (REID e BROOKS, 1999;
MCKINLEY et al., 2001; MULLIGAN et al., 2001; MOON et al., 2004), o cimento
Portland (STEGEMANN e COTÉ, 1990; MULLIGAN et al., 2001; STEGEMANN e
BUENFELD, 2002, 2004) e o RBI Grade 81 (TRINDADE et al., 2006a), em geral,
aumenta significativamente a possibilidade de retenção dos metais pesados por meio de
reações de sorção e precipitação.
A literatura relata que pH, potencial de oxirredução, força iônica, textura,
presença de cátions competindo pelos mesmos sítios de adsorção e os teores de matéria
orgânica e de óxidos de Al, Fe e Mn são os principais fatores que influem na retenção
dos metais pesados nos solos (NAIDU et al., 1994; GOMES et al., 2001; HARTER e
NAIDU; 2001; APPEL e MA, 2002; PIERANGELI et al., 2003, 2005). Dentre estes, o
pH tem sido relacionado como um dos mais importantes no que diz respeito à
interferências na disponibilidade de metais pesados nos solos (FILIUS et al., 1998;
SALAM e HELMKE, 1998; ELZAHABI e YONG, 2001; HARTER e NAIDU; 2001;
APPEL e MA, 2002), principalmente por exercer influência na própria especiação do
metal e em atributos relacionados com a sua sorção, como o balanço de cargas na
superfície dos colóides, e a precipitação.
Dessa forma, buscou-se com a realização do presente estudo avaliar o efeito da
variação do pH e da adição de 2% dos estabilizantes químicos carbonato de cálcio, cal
hidratada, cimento Portland e RBI Grade 81 no comportamento dos metais pesados Cd,
Cu e Zn em um solo residual maduro de gnaisse (Latossolo Vermelho-Amarelo)
coletado na cidade de Viçosa, localizada na Zona da Mata de Minas Gerais, Brasil,
através da realização de ensaios de equilíbrio em lote (batch equilibrium test), com
soluções multi-espécie contento os contaminantes supracitados.
214
9.2. Sorção competitiva e comportamento dos metais pesados
Cd, Cu e Zn nos solos
Na prática, a retenção de metais pesados consiste num processo competitivo
entre os diversos íons em solução e aqueles sorvidos na superfície do solo, como o
sistema avaliado no presente estudo. Conseqüentemente, a composição iônica da
solução exerce grande efeito na sorção desses íons pelas partículas do solo
(ECHEVERRÍA et al., 1998).
Nas últimas décadas, a sorção competitiva de metais no solo vem sendo
relatada por diversos pesquisadores. Kuo e Baker (1980) estudaram a adsorção de Cd,
Cu e Zn por alguns solos ácidos e observaram que o Cu foi sorvido preferencialmente
em relação aos demais e que a presença desse metal interferia na retenção de Cd e Zn.
Echeverría et al. (1998) utilizaram isotermas de sorção para explicar o
comportamento competitivo dos metais pesados Cd, Cu, Ni, Pb e Zn em três solos e
concluíram que Cu e Pb foram sorvidos em grandes quantidades e com uma força de
ligação mais elevada, se comparados com Cd, Ni e Zn. A competição entre os
elementos variou, em magnitude, com o tipo de solo. A maior retenção, nesse caso,
estaria relacionada ao teor de matéria orgânica de alguns solos, o que possibilitou a
formação de complexos mais estáveis.
Fontes et al. (2000) estudaram a sorção competitiva de Cd, Cu, Pb e Zn em
solos tropicais e relataram uma significativa influência dos metais Cu e Pb na
mobilidade e na retenção de Cd e Zn. Nas soluções mais concentradas, houve
decréscimo na sorção desses dois últimos cátions metálicos. Em contrapartida, a
competição praticamente não afetou a sorção de Cu e Pb, o que indica um mecanismo
de retenção mais específico, envolvendo ligações covalentes entre esses elementos e as
estruturas dos minerais do solo. Ainda em solos altamente intemperizados, Gomes et al.
(2001) avaliaram a seqüência de seletividade e a sorção competitiva de Cd, Cr, Cu, Ni,
Pb e Zn em diversos solos brasileiros. Foram discriminadas duas seqüências mais
comuns de seletividade: Cr > Pb > Cu > Cd > Zn > Ni e Pb > Cr > Cu > Cd > Ni > Zn.
No geral, Cr, Cu e Pb foram os cátions metálicos retidos com maior força, ao passo que
Cd, Ni e Zn foram os menos retidos pelos solos analisados em sistemas competitivos.
Fontes e Gomes (2003) avaliaram a sorção competitiva de Cd, Cr, Cu, Ni, Pb e
Zn em alguns solos representativos do Brasil (Latossolos, Argissolos e Nitossolo) após
215
a remoção da matéria orgânica, e observaram que os metais com maior poder
competitivo foram Cr, Cu e Pb. A seqüência de seletividade mais comum foi Cr ≅ Pb
>> Cu >>> Ni > Cd ≅ Zn. Sem a remoção da matéria orgânica, no entanto, o Ni foi
sempre o metal menos retido pelos solos, evidenciando sua baixa afinidade por esse
atributo do solo.
Em geral, os resultados de trabalhos dirigidos a estudos de sorção competitiva
de metais pesados têm demonstrado que os metais Pb, Cr e Cu comumente apresentam
baixa mobilidade, acumulando-se na superfície dos solos contaminados, enquanto Zn,
Mn, Ni e, principalmente, Cd são relativamente mais móveis, apresentando maior risco
de contaminação da água subterrânea (KUO e BAKER, 1980; MATOS et al., 1996;
ECHEVERRÍA et al., 1998; FONTES et al., 2000; MATOS et al., 2001; GOMES et al.,
2001; FONTES e GOMES, 2003; AZEVEDO et al., 2003; NASCENTES, 2003). Em
contrapartida, encontra-se documentado na literatura relato de experimentos conduzidos
em laboratório onde o Cu apresentou elevada mobilidade (REID e BROOKS, 1999;
MCKINLEY et al., 2001). A partir dessas constatações, optou-se por conduzir o
presente trabalho com os metais Cd, Cu e Zn.
McLean e Bledsoe (1992) realizaram uma descrição comparativa do
comportamento dos íons metálicos Ag, As, Cd, Cr, Cu, Hg, Ni, Pb, Se e Zn nos solos,
podendo-se referir aos aspectos mais relevantes dos metais pesados Cd, Cu e Zn
analisados no presente estudo:
• o Cd pode ser sorvido por argilominerais, carbonatos, oxihidróxidos de Al,
Fe e Mn ou pode precipitar na forma de carbonato, hidróxido, fosfato ou
silicato de cádmio. Assim como outros cátions metálicos, a sorção do Cd
depende do pH. Sob condições ácidas, a solubilidade do Cd aumenta e sua
sorção pelos colóides do solo, oxihidróxidos e pela matéria orgânica é
bastante reduzida. Em geral, quando o pH é superior a 6,0, o Cd é sorvido
pela fase sólida do solo ou retido na forma de precipitados, fazendo com
que as concentrações na solução do solo sejam significativamente
reduzidas;
• o Cu é retido pelo solo através de mecanismos de trocas catiônicas e
adsorção específica. Em concentrações tipicamente encontradas em
depósitos de solos naturais, os precipitados de Cu são instáveis. Mas, no
216
9.3.
caso de sistemas solo/resíduos a precipitação é um mecanismo importante
na retenção do Cu. Com relação aos metais pesados bivalentes, é o segundo
mais sorvido pelos solos e seus constituintes, ficando atrás apenas do Pb.
Contudo, o Cu possui uma alta afinidade por compostos orgânicos solúveis
e, neste caso, a formação desses complexos pode aumentar muito a
mobilidade desse metal em solos;
• o Zn é rapidamente sorvido por argilominerais, carbonatos, sulfatos,
silicatos e hidróxidos. Devido à solubilidade relativamente alta dos
compostos de Zn, a precipitação não é o principal mecanismo de retenção
de Zn em solos. Assim como todos os cátions metálicos, a sorção do Zn
aumenta com o pH. O zinco hidrolisa em pH > 7,7 e estas espécies
hidrolisadas são fortemente sorvidas pela superfície do solo. O zinco pode
formar complexos com ligantes inorgânicos e ligantes orgânicos que afetam
às reações de sorção com a superfície do solo.
Materiais e métodos
9.3.1. Materiais
O presente estudo foi conduzido com um solo residual maduro de gnaisse
classificado, pedologicamente, como Latossolo Vermelho-Amarelo. Um dos
argumentos para a escolha deste solo é o fato de que o mesmo constitui uma ocorrência
de solos tropicais que abrange uma vasta área do sudeste brasileiro. Esse solo apresenta
um horizonte B latossólico de tonalidade amarelada, estrutura granular forte e em
blocos individualizados, aspecto poroso, textura argilo-areno-siltosa (61% de argila,
14% de silte e 25% de areia), LL 74% e IP 39%. Segundo o sistema de classificação de
solos USC (Unified Soil Classification), o mesmo enquadra-se no grupo CH (argila de
alta plasticidade). Os minerais predominantes na fração argila desse solo são a caulinita
e a goethita, mas também são encontrados traços de gibbsita.
A coleta do solo foi realizada em um talude de corte localizado no lado direito
da rodovia que liga as cidades de Viçosa e Paula Cândido, próximo à usina de pré-
misturado a frio de Viçosa, entre 4,60 e 5,20 metros contados a partir do topo do talude.
217
Os estabilizantes químicos empregados no presente trabalho, no teor de 2% em
relação ao peso de solo seco, foram os que seguem: (i) carbonato de cálcio com
certificação de alta pureza (padrão Merck®); (ii) cal hidratada do tipo cálcica CH-III
(anidro carbônico ≤ 12% e CaO+MgO ≥ 88%); (iii) cimento Portland do tipo CP II-F-32
(composto com filer); e (iv) RBI Grade 81. Os três primeiros produtos são bastante
conhecidos e as propriedades de suas misturas com solos têm sido amplamente
discutidas em trabalhos científicos publicados nas últimas décadas. Por outro lado, o
estabilizante químico RBI Grade 81, desenvolvido na África do Sul no começo da
década de 90, para fins de aplicação na construção rodoviária, ainda é pouco estudado,
principalmente em se tratando de estudos direcionados à geotecnia ambiental, podendo-
se obter maiores informações sobre esse produto nos trabalhos de Trindade et al.
(2005a, 2005b, 2005c, 2006a, 2006b, 2006c, 2006d) e no sítio eletrônico da empresa
Anyway Solid Environmental Solutions Ltd Kerem Maharal, atual fabricante do produto
(ANYWAY, 2002, 2003, 2004a, 2004b, 2005a, 2005b, 2005c).
As Figuras 9.1 a 9.5 apresentam dados referentes a análises de microscopia
eletrônica de varredura realizadas no Instituto de Química (IQ) da Universidade
Estadual de Campinas (UNICAMP), situado na cidade de Campinas, estado de São
Paulo, Brasil. Na obtenção das imagens e dos diagramas espectrais com análise
elementar qualitativa e semiquantitativa do solo e dos estabilizantes químicos em
estudo, utilizaram-se sinais de elétrons secundários produzidos em um microscópio
eletrônico de varredura (MEV) modelo JSM 6360-LV, fabricado pela JEOL Ltd.,
acoplado a um espectrômetro de raios-X por energia dispersiva (energy dispersive X-ray
spectrometer - EDS) com detector de silício (Li) 10 mm
2
, resolução de energia de
136 eV, fabricado pela Thermo Electron Corporation.
218
Figura 9.1. Agregado do solo residual maduro: (a) imagem com aumento de 1000 vezes; (b) diagrama
espectral ilustrando o resultado da análise elementar qualitativa e semiquantitativa.
Figura 9.2. Amostra de carbonato de cálcio: (a) imagem com aumento de 4500 vezes; (b) diagrama
espectral ilustrando o resultado da análise elementar qualitativa e semiquantitativa.
Figura 9.3. Amostra de cal hidratada: (a) imagem com aumento de 3000 vezes; (b) diagrama espectral
ilustrando o resultado da análise elementar qualitativa e semiquantitativa.
219
Figura 9.4. Amostra de cimento Portland: (a) imagem com aumento de 2200 vezes; (b) diagrama
espectral ilustrando o resultado da análise elementar qualitativa e semiquantitativa.
Figura 9.5. Amostra de RBI Grade 81: (a) imagem com aumento de 3000 vezes; (b) diagrama espectral
ilustrando o resultado da análise elementar qualitativa e semiquantitativa.
Na Tabela 9.1, encontram-se informações sobre algumas características
químicas e eletroquímicas do solo em estudo e de suas misturas com 2% dos
estabilizantes químicos carbonato de cálcio, cal hidratada, cimento Portland e RBI
Grade 81.
220
Tabela 9.1. Características químicas e eletroquímicas do solo em estudo e de suas misturas com 2% de
carbonato de cálcio, cal hidratada, cimento Portland e RBI Grade 81 determinadas segundo
os procedimentos recomendados pela Empresa Brasileira de Pesquisa Agropecuária
(EMBRAPA, 1997)
Misturas do solo com 2% dos seguintes estabilizantes químicos
Características analisadas
Solo residual
maduro
Carbonato
de cálcio
Cal hidratada
Cimento
Portland
RBI Grade 81
pH H
2
O
(1)
- 6,12 7,60 8,12 8,92 8,16
pH KCl
(1)
- 5,96 7,48 8,09 8,90 7,94
K
+
(2)
cmol
c
/kg 0,05 0,05 0,20 0,33 0,13
Na
+
(2)
cmol
c
/kg 0,02 0,02 0,01 0,05 0,03
Ca
2+
(3)
cmol
c
/kg 0,94 4,68 17,16 16,30 17,27
Mg
2+
(3)
cmol
c
/kg 0,09 0,00 0,00 0,02 0,12
Al
3+
(3)
cmol
c
/kg 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
(H
+
+ Al
3+
)
(4)
cmol
c
/kg 0,99 0,00 0,00 0,00 0,00
SB
(6)
cmol
c
/kg 1,10 4,75 17,38 16,70 17,56
CTC
(7)
cmol
c
/kg 2,09 4,75 17,38 16,70 17,56
V%
(8)
% 52,7 100,0 100,0 100,0 100,0
MO
(5)
g/kg 5,1 3,8 3,8 4,3 3,9
Cd
2+
(2)
mg/kg 0,03 0,00 0,00 0,02 0,00
Cu
2+
(2)
mg/kg 0,17 0,06 0,17 0,19 0,15
Zn
2+
(2)
mg/kg 11,47 9,39 11,15 11,02 10,99
(1)
relação 1:2,5 (solo:solução),
(2)
extrator Mehlich 1,
(3)
extrator KCl 1 mol/L,
(4)
extrator acetato de cálcio 0,5 mol/L
a pH 7,0,
(5)
Walkley-Black,
(6)
K
+
+ Na
+
+ Ca
2+
+ Mg
2+
,
(7)
SB + (H
+
+ Al
3+
) e
(8)
(SB / CTC) x 100
9.3.2. Métodos
9.3.2.1. Coleta e preparação das amostras
A amostra deformada, representativa do solo quanto à sua textura e
constituições química e mineralógica, foi coletada em um talude de corte já existente no
local de amostragem e, em seguida, armazenada em sacos plásticos e transportada para
o Laboratório de Engenharia Civil (LEC) do Departamento de Engenharia Civil (DEC)
da Universidade Federal de Viçosa (UFV), onde foi seca ao ar, destorroada, passada em
peneira com abertura nominal de 2 mm e acondicionada em embalagens devidamente
identificadas, finalizando a etapa de seu preparo para entrada no laboratório e realização
dos ensaios previstos (EMBRAPA, 1997).
Com o solo em estudo, preparou-se misturas com 2% de carbonato de cálcio,
cal hidratada, cimento Portland e RBI Grade 81. Posteriormente à adição dos
estabilizantes químicos, procedeu-se à homogeneização para incorporá-los
221
uniformemente ao solo, adicionou-se água até atingir a umidade de 30,78%,
correspondente ao teor ótimo de umidade determinado via ensaio de compactação
realizado na energia do Proctor Normal (TRINDADE et al., 2006b), realizou-se nova
homogeneização e, por fim, as misturas foram acondicionadas em sacos plásticos
devidamente selados e deixados em câmara úmida com umidade relativa do ar superior
a 95% durante o período de cura de sete dias, evitando-se que as misturas perdessem
água e, conseqüentemente, as reações químicas de interesse não ocorressem.
Após a cura, as amostras foram secas ao ar, destorroadas em almofariz com
auxílio de uma mão de gral e passadas em peneira com abertura nominal de 2 mm. Em
seguida, determinou-se a umidade residual de cada amostra e deu-se início à realização
dos ensaios de equilíbrio em lote.
9.3.2.2. Ensaios de equilíbrio em lote
Há pelo menos cinco métodos que podem ser utilizados na avaliação da
disponibilidade de metais pesados nos solos: ensaios de equilíbrio em lote ou método
batch de laboratório, método batch in situ, método de fluxo por coluna em laboratório,
método da modelagem de campo e o método do K
OC
(coeficiente de adsorção ao
carbono orgânico) (KARICKHOFF et al., 1979; SPOSITO, 1989; FIC e ISENBECK-
SCHRÖTER, 1989; JACKSON e INCH, 1989; SHACKELFORD e DANIEL, 1991;
ROY et al., 1992; SHACKELFORD, 1994; SHACKELFORD e REDMOND, 1995;
RADOVANOVIC e KOELMANS, 1998). Entretanto, ressalta-se que a realização dos
ensaios de equilíbrio em lote obedecem a um procedimento experimental bem
estabelecido, aceito e amplamente utilizado em trabalhos científicos publicados nas
últimas décadas (HINGSTON et al., 1972; HARTER, 1983; FIC e ISENBECK-
SCHRÖTER, 1989; ROY et al., 1992; HARTER e NAIDU, 2001; GOMES et al., 2001;
APPEL e MA, 2002; FONTES e GOMES, 2003; SERRANO et al., 2005; TRINDADE
et al., 2006a).
Dessa forma, com o objetivo de avaliar o comportamento do solo e das
misturas, foram realizados ensaios de equilíbrio em lote conduzidos com os metais
pesados Cd, Cu e Zn. Preparou-se soluções multi-espécie contendo simultaneamente os
metais pesados anteriormente referidos, na forma de sais de nitrato [Cd(NO
3
)
2
.4H
2
O,
Cu(NO
3
)
2
.3H
2
O e Zn(NO
3
)
2
.4H
2
O] com certificação de alta pureza com relação aos
222
metais de interesse (padrão Merck®), normalmente excedendo 99,9%, dissolvidos em
CaCl
2
0,002 mol/L, nas seguintes concentrações: 0, 20, 50, 100, 200, 500 e 1000 mg/L.
Roy et al. (1992) recomendam que o ensaio seja repetido para os intervalos de
1, 24, 48 e 72 horas, para a mesma razão solo:solução. O tempo de equilíbrio é definido
como o mínimo necessário para se estabelecer uma mudança menor ou igual a 5% por
intervalo de 24 horas. Porém, esses autores citam, também, que em diversas pesquisas
sobre a influência do tempo de ensaio na determinação da adsorção, o tempo de 24
horas foi o suficiente para o equilíbrio das reações. Devido a esse fato, não foi
pesquisado o tempo de equilíbrio, utilizando-se nos ensaio de equilíbrio em lote o tempo
de 24 horas.
Foram colocadas amostras de cada um dos materiais em estudo (solo e
misturas), em triplicata, para se agitar com as soluções dos metais pesados, na
proporção, em peso, de 1:10 (solo:solução). Assim, em 21 tubos de centrífuga tipo
Falcon de polietileno de alta densidade (material reconhecido pela sua inexpressiva
capacidade de adsorção de metais), com fundo cônico e com capacidade para 50 mL,
foram adicionados 2,5 g de material seco (solo e misturas) e 25 mL de solução contendo
os metais pesados. Em seguida, os tubos foram tampados e agitados a 150 oscilações
por minuto, por um período de 24 horas, à temperatura ambiente (T ≅ 25 °C). Antes e
após a agitação, as suspensões tiveram o pH ajustado nos seguintes valores: 3,0±0,2;
4,5±0,2; 6,0±0,2; 7,5±0,2 e 9,0±0,2. Esses ajustes de pH foram realizados através da
adição de soluções de HCl 0,1 mol/L ou NaOH 0,1 mol/L.
Após a agitação e o ajuste final do pH, as suspensões foram centrifugadas a
3500 rpm por um período de 5 minutos para a separação dos sobrenadantes, os quais,
após filtração em papel filtro rápido, foram recolhidos em frascos plásticos e
acondicionados em geladeira até a determinação dos elementos analisados (Cd, Cu e
Zn) por espectrofotometria de absorção atômica.
As concentrações de Cd, Cu e Zn sorvidas pelos materiais em estudo foram
obtidos pela diferença entre suas concentrações iniciais (concentrações das soluções
adicionadas - C
0
) e aquelas após o período de agitação (concentrações das soluções após
o equilíbrio - C
e
). Destaca-se que não sendo possível realizar a separação das
quantidades das massas sorvida e precipitada, é mais conveniente utilizar os termos
“retenção” ou “sorção/precipitação” em substituição ao termo “sorção”. A relação entre
as quantidades de cada um dos íons metálicos sorvidos/precipitados por unidade de
223
β
massa de sólidos secos (S
c
) e suas respectivas concentrações remanescentes em solução
(C
e
), depois de atingido o equilíbrio, define o coeficiente de distribuição K
d
ou a função
de distribuição K
f
(REDDY e DUNN, 1986; ANDERSON e CHRISTENSEN, 1988;
MCLEAN e BLEDSOE, 1992; SHACKELFORD, 1994).
Para descrever convenientemente a relação gráfica entre a concentração de
metal retida pela fase sólida e aquela em solução após o equilíbrio são utilizadas
equações matemáticas denominadas “isotermas de sorção”. A análise das isotermas de
sorção é uma técnica útil para se estudar a retenção de metais pesados em solos,
disponibilizando informações importantes sobre a capacidade de retenção e a força pela
qual o adsorvato (contaminante) está preso ao solo (MORERA et al., 2001). Além disso,
modelos de transporte para avaliação da mobilidade de elementos químicos no solo,
também, requerem parâmetros gerados pelas isotermas de sorção. Diversos modelos
matemáticos foram desenvolvidos a fim de melhor ajustar as isotermas aos dados
obtidos experimentalmente em cada caso. Mas os modelos mais frequentemente
utilizados são os de Freundlich e Langmuir (YONG et al., 1992), respectivamente,
descritos pelas Equações 9.2 e 9.3. Na Equação 9.2, se o coeficiente β for unitário, a
relação é linear e o parâmetro K é substituído pelo coeficiente de distribuição K
f d
,
conforme ilustrado na Equação 9.1.
...................................................................................................... (9.1)
edc
CKS ⋅=
..................................................................................................... (9.2)
efc
CKS ⋅=
)K(C1
S
Le
Le
c
⋅+
=
KQC ⋅⋅
................................................................................................ (9.3)
em que: (S
c
) representa a massa de soluto (adsorvato) associada à fase sólida de
um determinado material (adsorvente); (C
e
) é a concentração de contaminante que
permanece em solução após equilíbrio; (Q) é a capacidade de retenção em relação à
substância de interesse; (K
L
) é a constante relacionada com a energia de sorção; (K
f
) é a
função de distribuição ou coeficiente de Freundlich que indica a capacidade do solo em
reter um soluto; (β) é uma constante adimensional de ajuste do modelo de Freundlich
que indica a afinidade do solo pelo soluto; e (K ) é o coeficiente de distribuição.
d
224
9.4.
Aos dados obtidos nessas análises, ajustou-se os modelos de Freundlich e de
Langmuir, descritos pelas Equações 9.2 e 9.3. Inicialmente, plotou-se os dados
experimentais com o intuito de visualizar o comportamento geral dos mesmos e detectar
a presença de valores discrepantes, candidatos a outliers, que destoaram do conjunto de
dados e que alteraram os valores das médias. Em seguida, verificou-se a normalidade
dos resultados (com base nos testes de Shapiro-Wilk e de Kolmogorov-Smirnov,
considerando-se significativos os níveis de probabilidade inferiores a 0,05), necessária
para a aplicação dos testes estatísticos convencionais (teste F e teste t de Student). O
ajuste dos modelos de Freundlich e de Langmuir englobou as seguintes análises: (i)
determinação das variâncias, dos desvios-padrões e dos coeficientes de variação; (ii)
verificação da significância das variáveis de cada modelo avaliado; (iii) determinação
dos coeficientes de determinação (R
2
); (iv) verificação da coerência dos sinais
associados aos coeficientes das equações; e (v) análises de resíduos. Os resultados das
análises de regressão somente foram validados quando as suposições exigidas por este
artifício estatístico não foram violadas: (i) homogeneidade da variância; (ii) distribuição
normal dos resíduos; (iii) ausência de multicolinearidade; e (iv) inexistência de valores
periféricos.
Resultados e discussão
Nas Figuras 9.6 a 9.8 encontram-se apresentados os resultados dos ensaios de
equilíbrio em lote conduzidos com soluções multi-espécie contendo os metais pesados
Cd, Cu e Zn, adicionadas às amostras do solo e de suas misturas com 2% de carbonato
de cálcio, cal hidratada, cimento Portland e RBI Grade 81. Esses dados apresentam as
relações entre as quantidades de cada um dos íons metálicos retidos
(sorvidos/precipitados) por unidade de massa de sólidos secos (S
c
) e suas respectivas
concentrações presentes em solução após o equilíbrio (C
e
), para os diferentes valores de
pH avaliados no presente estudo (3,0±0,2; 4,5±0,2; 6,0±0,2; 7,5±0,2 e 9,0±0,2).
225
0
750
1500
2250
3000
Solo
Solo com 2% de carbonato de cálcio
Solo com 2% de cal hidratada
Solo com 2% de cimento Portland
Solo com 2% de RBI Grade 81
0
1000
2000
3000
4000
0
1000
2000
3000
4000
Cd sorvido/precipitado (
μ
g/g)
0
3000
6000
9000
12000
0 200 400 600 800 1000 1200
Cd na solução de equilíbrio (mg/L)
0
3000
6000
9000
12000
pH 3,0
pH 4,5
pH 6,0
pH 7,5
pH 9,0
Figura 9.6. Relações entre as concentrações de Cd retidas no solo e nas misturas e as concentrações
desse elemento nas soluções de equilíbrio, para os diferentes valores de pH avaliados no
presente estudo.
226
0
2000
4000
6000
8000
Solo
Solo com 2% de carbonato de cálcio
Solo com 2% de cal hidratada
Solo com 2% de cimento Portland
Solo com 2% de RBI Grade 81
0
2500
5000
7500
10000
0
2500
5000
7500
10000
Cu sorvido/precipitado (
μ
g/g)
0
3000
6000
9000
12000
0 200 400 600 800 1000 1200
Cu na solução de equilíbrio (mg/L)
0
3000
6000
9000
12000
pH 3,0
pH 4,5
pH 6,0
pH 7,5
pH 9,0
Figura 9.7. Relações entre as concentrações de Cu retidas no solo e nas misturas e as concentrações
desse elemento nas soluções de equilíbrio, para os diferentes valores de pH avaliados no
presente estudo.
227
0
750
1500
2250
3000
Solo
Solo com 2% de carbonato de cálcio
Solo com 2% de cal hidratada
Solo com 2% de cimento Portland
Solo com 2% de RBI Grade 81
0
1000
2000
3000
4000
0
1000
2000
3000
4000
Zn sorvido/precipitado (
μ
g/g)
0
3000
6000
9000
12000
0 200 400 600 800 1000 1200
Zn na solução de equilíbrio (mg/L)
0
3000
6000
9000
12000
pH 3,0
pH 4,5
pH 6,0
pH 7,5
pH 9,0
Figura 9.8. Relações entre as concentrações de Zn retidas no solo e nas misturas e as concentrações
desse elemento nas soluções de equilíbrio, para os diferentes valores de pH avaliados no
presente estudo.
228
Verificou-se, a partir dos dados ilustrados nas Figuras 9.6 a 9.8, que houve
aumentos nas quantidades de Cd, Cu e Zn sorvidas/precipitadas pelo solo e pelas
misturas com a elevação do pH. Notaram-se, também, incrementos na capacidade de
retenção dos metais pesados Cd, Cu e Zn pelo solo após adição dos estabilizantes
químicos em estudo.
No caso do solo não tratado, observou-se que os íons metálicos Cd, Cu e Zn
apresentaram comportamentos semelhantes quando os valores de pH foram ajustados
em 3,0 e 4,5. Nessas condições, os comportamentos dos elementos Cd, Cu e Zn são
caracterizados por decréscimos nas suas taxas de retenção pelo solo à medida que os
sítios disponíveis para a sorção vão diminuindo, provavelmente, devido ao recobrimento
da superfície adsorvente. Constatou-se que a superfície de troca do solo em estudo
possui, enquanto os contaminantes são adicionados em pequenas concentrações, alta
afinidade pelas substâncias adicionadas, sendo esta afinidade reduzida
consideravelmente quando os metais pesados são adicionados em concentrações
maiores. Os resultados apresentados nas Figuras 9.6 a 9.8 mostram que, para valores de
pH iguais ou superiores a 6,0, o Cu é altamente retido pelas partículas do solo residual
maduro analisado, sendo este comportamento resultante da forte interação específica
entre os minerais do solo (caulinita e óxidos de Fe e Al) e o Cu, principalmente quando
colocado em meio competitivo com Cd e Zn que são mais dependentes de interações
eletrostáticas com os sítios de troca da fase sólida do solo (MCBRIDE, 1994; FONTES
e GOMES, 2003). Já o Cd e o Zn apresentam disponibilidade consideravelmente
superior quando colocados em meio competitivo com o Cu, ficando retidos em grandes
quantidades, provavelmente, pela combinação dos processos de sorção, precipitação e
complexação (MCBRIDE, 1994, APPEL e MA, 2002), apenas nas situações onde o pH
é superior a 7,5.
Em concordância com o observado no presente trabalho, ao estudarem a sorção
competitiva de metais pesados em amostras de solos tropicais (Latossolos, Argissolos e
Nitossolo), Fontes e Gomes (2003) verificaram que com o aumento das concentrações
adicionadas, alguns metais como Cr, Cu e Pb mantiveram suas elevadas afinidades com
a superfície dos solos, enquanto Cd, Ni e Zn foram deslocados das superfícies
adsorventes dos mesmos. No entanto, ao estudarem a sorção não-competitiva de Cd, Cu
e Zn em três amostras de solos tropicais (um Latossolo Vermelho-Amarelo e dois
saprolíticos de gnaisse), Trindade et al. (2006a) verificaram que, em geral, a seqüência
229
de afinidade encontrada foi Zn > Cd > Cu, reforçando a premissa de que a competição
iônica é um importante fator nos processos de interação solo-contaminante.
No que diz respeito às misturas, observou-se que as quantidades de Cd, Cu e
Zn retidas em suas fases sólidas foram consideravelmente superiores às retidas pelo solo
não tratado, o que pode ser comprovado pela inclinação das curvas apresentadas nas
Figuras 9.6 a 9.8. Esse comportamento evidencia a elevada afinidade dos metais
pesados pelos sítios de sorção das misturas, não podendo se descartar, no entanto, a
possibilidade de terem ocorrido os fenômenos de co-precipitação, que consiste na
precipitação simultânea de um agente químico em conjunto com outros elementos via
qualquer tipo de mecanismo e em qualquer razão ou quantidade (SPOSITO, 1989;
ALLOWAY, 1990b), principalmente quando se ajustou o pH em valores superiores a
6,0. Normalmente, isotermas que apresentam concentrações de equilíbrio similares para
diferentes doses metálicas adicionadas evidenciam o mecanismo de co-precipitação,
principalmente em materiais alcalinos ou com pH próximo da neutralidade
(BRÜMMER et al., 1983), como é o caso das isotermas construídas para as misturas
com valores de pH ajustados acima de 6,0.
A partir dos dados apresentados na Tabela 9.1 do item 9.3.1, foi possível
constatar que as misturas, principalmente com cal hidratada, cimento Portland e RBI
Grade 81, apresentaram elevados valores de CTC, indicando a formação de novos sítios
de adsorção dependentes de pH. Além disso, as misturas em estudo aos sete dias de cura
podem apresentar compostos como hidróxidos (cal hidratada, cimento Portland e RBI
Grade 81), carbonatos (carbonato de cálcio e cal hidratada), sulfatos (cimento Portland e
RBI Grade 81) e silicatos (cimento Portland e RBI Grade 81), sendo que os dois
últimos, além de formar precipitados estáveis com os metais bivalentes (SHRIVER e
ATKINS, 2006), em geral, apresentam a habilidade de adsorver especificamente íons
metálicos, em concordância com Yu et al. (1997). Alguns estudos revelam que os
grupos Al-OH e Si-OH expostos nas bordas das lâminas dos silicatos apresentaram
propriedades similares aos grupos OH da superfície dos óxidos, sendo capazes de
adsorver, em um determinado grau, íons de forma específica. Esse tipo de adsorção
específica está relacionado à retenção de cátions metálicos bivalentes na forma MeOH
+
(YU et al., 1997). Assim, acredita-se que os íons metálicos Cd, Cu e Zn foram retidos
simultaneamente nas misturas através de reações de adsorção não-específica e
específica. Vale lembrar que do ponto de vista ambiental, as reações de maior interesse
230
são as de adsorção específica, uma vez que as mesmas envolvem interações governadas
pela formação de ligações químicas de alta energia entre grupos funcionais da superfície
sólida e as espécies em solução, caracterizando processos de sorção menos reversíveis
(FORD et al., 2001). Ainda com relação às misturas, não se pode negligenciar o fato de
que, também, possa ter ocorrido a precipitação dos metais pesados em diversas formas,
podendo-se referir aos hidróxidos, sulfatos e complexos com os compostos silicatados,
principalmente o silicato de cálcio que é formado após as reações de curto e médio
prazo entre os minerais presentes nos solos e o cimento Portland (NOBLE, 1967;
BHATTACHARJA et al., 2003) e o RBI Grade 81 (TRINDADE et al., 2006d).
Verificou-se que as misturas em estudo apresentaram valores de pH superiores
ao solo não tratado, conforme ilustrado na Tabela 9.1. No caso das misturas solo-cal (a
longo prazo), solo-cimento e solo-RBI Grade 81 (a curto e médio prazos), a elevação do
pH pode promover a formação de silicatos, principalmente do silicato de cálcio, nas
formas 2CaO.SiO
2
ou 3CaO.2SiO
2
, e a uma subseqüente liberação de ânions SiO
3
-2
que
se combinam com os íons H
+
disponíveis na solução do solo aumentando o seu pH e
diminuindo a atividade química através da precipitação dos íons metálicos na forma de
hidróxidos e complexos silicatados, como abordado por King (1996) e Paim et al.
(2006). Como um benefício suplementar muito vantajoso em relação à adição
tradicional de calcários na prevenção do movimento de metais pesados no solo, a
incorporação de agentes inorgânicos como o a cal hidratada, o cimento Portland e o RBI
Grade 81 é capaz de produzir reações responsáveis pela formação de silicatos, que por
sua vez são capazes de promover aumento da resistência mecânica do solo a ser
estabilizado e a polimerização de compostos silicatados, potenciais ligantes para a
formação de complexos de baixa solubilidade com os metais pesados, conforme
relatado por Shriver e Atkins (2006).
Segundo Bayat (2002), os principais fenômenos de retenção de íons metálicos
bivalentes (como é o caso do Cd, Cu e Zn) que ocorrem na superfície dos silicatos de
cálcio, podem ser representados pelas interações descritas nas Equações 9.4 a 9.6.
231
Em soluções ácidas:
................................................ (9.4)
++
+−⇔−−− OHOMeSi])H[Me(OHOHOHSi
3
2
32
K
Em soluções neutras:
............................................... (9.5)
OHMeSiOCaSiOMeOHHSiOCaSiO
23333
+⇔+
+
−
mm
Em soluções alcalinas:
..................................... (9.6)
−
−
++⇔+ OHOHMeSiOCaSiOMe(OH)HSiOCaSiO
233233
mm
em que: (Me) são íons metálicos bivalentes; e [Me(OH)
2
] consiste em
hidróxidos metálicos que não podem ser depositados na fase sólida, uma vez que os
resultados das reações (9.5) e (9.6) levam à formação de uma fase menos solúvel e mais
estável (MeSiO ).
3
Acredita-se que a precipitação do Cd, Cu e Zn na forma de complexos do tipo
MeSiO
3
tenha sido responsável pela maior capacidade de retenção das misturas solo-
cimento e solo-RBI Grade 81, mesmo em situações de meio ácido (pH < 6,0).
A Figura 9.9 apresenta um resumo acerca das quantidades máximas de Cd, Cu
e Zn retidas na fase sólida do solo e das misturas em função dos valores de pH,
considerando-se as doses máximas de Cd, Cu e Zn adicionadas, ou seja, 1000 mg/L.
Na Figura 9.9, observa-se que o solo não tratado conseguiu reter apenas 4%,
5% e 6%, respectivamente, das doses máximas de Cd, Cu e Zn adicionadas em
condições de elevada acidez, ou seja, pH 3,0. Em contrapartida, na ocasião em que o pH
foi ajustado em 9,0, a capacidade de retenção de Cd, Cu e Zn pelo solo analisado foi,
respectivamente, de 78%, 97% e 97% das concentrações máximas adicionadas desses
elementos. Vale lembrar que um fenômeno que não pode ser negligenciado é a
precipitação dos metais pesados, que ocorre facilmente nas situações em que o pH é
alcalino (HARTER, 1983; HARTER e NAIDU, 2001). Como as reações de adsorção e
precipitação não podem ser facilmente distinguidas, ambas podem afetar a
disponibilidade dos metais pesados na solução de equilíbrio de forma simultânea
(SPOSITO, 1989; FONTES et al. 2000, APPEL e MA, 2002). As seqüências de
afinidade no sistema competitivo avaliado no presente trabalho encontradas para o solo
232
não tratado foram Cu ≅ Zn ≅ Cd, Cu > Zn ≅ Cd, Cu >>> Zn > Cd, Cu >>> Zn >> Cd e
Cu = Zn >> Cd, respectivamente, quando o pH foi ajustado em 3,0; 4,5; 6,0; 7,5 e 9,0.
0 20406080100
Cd sorvido/precipitado (%)
3.0
4.5
6.0
7.5
9.0
pH de equilíbrio
4%
5%
8%
26%
78%
14%
15%
17%
63%
95%
16%
17%
23%
64%
95%
20%
23%
30%
66%
95%
19%
22%
29%
68%
97%
0 20406080100
Cu sorvido/precipitado (%)
5%
10%
56%
97%
97%
16%
47%
84%
100%
100%
45%
62%
88%
100%
100%
56%
71%
89%
100%
100%
58%
69%
90%
100%
100%
0 20406080100
Zn sorvido/precipitado (%)
6%
6%
12%
69%
97%
14%
17%
26%
90%
100%
16%
20%
28%
94%
100%
21%
26%
32%
96%
100%
21%
26%
30%
97%
100%
Solo
Solo com 2% de carbonato de cálcio
Solo com 2% de cal hidratada
Solo com 2% de cimento Portland
Solo com 2% de RBI Grade 81
Figura 9.9. Porcentagens máximas de Cd, Cu e Zn retidas no solo e em suas misturas com 2% de
carbonato de cálcio, cal hidratada, cimento Portland e RBI Grade 81 em função do pH de
equilíbrio.
233
Com relação às misturas, os dados ilustrados na Figura 9.9 mostram que os
estabilizantes químicos em estudo foram responsáveis por aumentos significativos na
capacidade de retenção (sorção/precipitação) de Cd, Cu e Zn em toda faixa de pH
avaliada.
A mistura do solo com 2% de carbonato de cálcio apresentou ganhos
significativos na capacidade de retenção dos metais pesados Cd, Cu e Zn quando
comparado com o solo não tratado, mas dentre as misturas analisadas foi a que exibiu
pior desempenho no que diz respeito à retenção dos íons metálicos estudados. Os
percentuais de Cd, Cu e Zn retidos pela mistura do solo com 2% de carbonato de cálcio
foram, respectivamente, 14%, 16% e 14% quando se ajustou o pH em 3,0. Por outro
lado, em pH 9,0 a mistura solo-carbonato de cálcio conseguiu reter 95%, 100% e 100%,
respectivamente, de Cd, Cu e Zn.
As misturas com 2% de cal hidratada, cimento Portland e RBI Grade 81
apresentaram capacidades máximas de retenção de Cd, Cu e Zn semelhantes e
superiores às observadas no solo não tratado e na mistura solo-carbonato de cálcio. No
entanto, destaca-se que os teores de metais pesados retidos pelas misturas solo-cimento
e solo-RBI Grade 81 foram superiores aos retidos pela mistura solo-cal, principalmente
quando se comparou a eficiência dessas misturas na faixa de pH de 3,0 a 6,0. Em
semelhança ao observado no solo não tratado e na mistura com 2% de carbonato de
cálcio, o pH exerceu significativa na capacidade máxima de retenção de Cd, Cu e Zn
das misturas solo-cal, solo-cimento e solo-RBI Grade 81. Quando o pH foi ajustado em
3,0, as capacidades máximas de retenção relativas que as misturas cal, cimento e RBI
Grade 81 apresentaram foram, respectivamente: (i) 16%, 20% e 19% de Cd; (ii) 45%,
56% e 58% de Cu; e (iii) 16%; 21% e 21% de Zn. Em contrapartida, quando se ajustou
o pH em 9,0, às taxas de retenção máximas das misturas do solo em estudo com cal,
cimento e RBI Grade 81 foram, respectivamente: (i) 95%, 95% e 97% de Cd; (ii) 100%,
100% e 100% de Cu; e (iii) 100%, 100% e 100% de Zn.
Ao realizar o ajuste de pH das misturas em estudo, verificou-se que as
capacidades de tamponamento das misturas solo-cal, solo-cimento e solo-RBI Grade 81
são consideravelmente superiores às do solo não tratado e da mistura solo-carbonato de
cálcio, uma vez que os volumes de HCl 0,1 mol/L e NaOH 0,1 mol/L gastos para
promoverem mudanças nos valores de pH (Tabela 9.1) das misturas supracitadas foram
significativamente superiores aos utilizados para ajustar o pH do solo não tratado e da
234
mistura solo-carbonato de cálcio. No decorrer do processo de decomposição do lixo é
gerado o chorume que, na maioria das vezes, é responsável pela acidificação do solo
onde os resíduos são depositados. Devido às alterações do pH o solo interage com o
chorume, alterando sua capacidade de troca catiônica, modificando a estrutura cristalina
dos grãos, criando condições que facilitam a percolação da solução contaminante. Dessa
forma, a utilização de materiais como as misturas solo-cal, solo-cimento e solo-RBI
Grade 81, que possuem elevada capacidade de retenção de metais pesados (Figura 4),
valores de pH e CTC altos (Tabela 9.1) e são materiais altamente tamponados e capazes
de manter o pH básico (pH > 7,0), constitui uma alternativa técnica de grande interesse
sob o ponto de vista geotécnico-ambiental.
As seqüências de seletividade determinadas para as misturas no sistema
competitivo estudado foram, na maioria dos casos, Cu >>> Zn = Cd, Cu >>> Zn > Cd,
Cu >>> Zn > Cd, Cu > Zn >>> Cd e Cu = Zn > Cd, respectivamente, quando o pH foi
ajustado em 3,0; 4,5; 6,0; 7,5 e 9,0.
Observou-se que, de maneira geral, a seqüência de afinidade obtida para o solo
e para as misturas em estudo foi Cu >>> Zn > Cd, que se relaciona de forma clara com
características desses elementos, tais como a primeira constante de hidrólise, a
eletronegatividade e o potencial iônico. Os valores das características anteriormente
referidas, considerando-se os metais pesados Cd, Cu e Zn, encontram-se apresentados
na Tabela 9.2.
Tabela 9.2. Seqüências de afinidade de metais baseadas em algumas propriedades metálicas
Propriedade dos metais Seqüência de afinidade metálica
Primeira constante de hidrólise Cu (1 x 10
-8
) > Zn (1 x 10
-9
) > Cd (8 x 10
-11
)
Eletronegatividade (Pauling) Cu (1,90) > Cd (1,70) > Zn (1,60)
Potencial iônico Cu (5,48) > Zn (5,33) > Cd (4,21)
Nas Tabelas 9.3 a 9.8 encontram-se os resultados das análises de regressão
não-linear, a partir dos quais foi possível determinar os coeficientes dos modelos de
Freundlich (K
f
e β) e Langmuir (K
L
e Q), em geral, utilizados na estimativa das massas
de Cd, Cu e Zn retidas no solo e nas misturas (S
c
em μg/g) em função das concentrações
desses elementos na solução de equilíbrio (C
e
em mg/L).
235
Tabela 9.3. Coeficientes do modelo de Freundlich determinados para as amostras contaminadas com o
metal pesado Cd
Coeficientes do modelo de Freundlich
Materiais
analisados
pH de
equilíbrio
β
efc
CKS ⋅=
R
2
Elemento
K
f
(mL/g)
β
3,0±0,2
13,5064
***
0,4847
***
0,9703
4,5±0,2
10,6880
***
0,5507
***
0,9927
6,0±0,2
9,1125
***
0,6551
***
Solo
0,9932
7,5±0,2
36,2901
***
0,6555
***
0,9721
9,0±0,2
598,6422
***
0,4870
***
0,9542
3,0±0,2
42,2065
***
0,5552
***
0,9535
4,5±0,2
561,7807
***
0,1624
***
0,9176
Solo com 2% de
carbonato de cálcio
6,0±0,2
638,1114
***
0,1600
***
0,9571
7,5±0,2
953,1387
***
0,3216
***
0,9905
9,0±0,2
2168,5142
***
0,4016
***
0,9831
3,0±0,2
632,3718
***
0,1454
***
0,9578
4,5±0,2
193,3890
***
0,3386
***
0,9569
Solo com 2% de cal
hidratada
6,0±0,2
374,8357
***
0,2778
***
Cd
0,9869
7,5±0,2
1451,0709
***
0,2601
***
0,9816
9,0±0,2
1692,4083
***
0,4614
***
0,9915
3,0±0,2
85,8384
***
0,4804
***
0,9866
4,5±0,2
465,0145
***
0,2459
***
0,9833
Solo com 2% de
cimento Portland
6,0±0,2
614,0830
***
0,2427
***
0,9745
7,5±0,2
998,2364
***
0,3343
***
0,9865
9,0±0,2
1517,6308
***
0,4882
***
0,9939
3,0±0,2
125,5428
***
0,4117
***
0,9860
4,5±0,2
233,8704
***
0,3446
***
0,9863
Solo com 2% de
RBI Grade 81
6,0±0,2
452,7601
***
0,2938
***
0,9896
7,5±0,2
478,8634
***
0,4645
***
0,9955
9,0±0,2
1449,1662
***
0,5626
***
0,9888
***
significativo ao nível de probabilidade de 0,001 pelo teste t de Student.
236
Tabela 9.4. Coeficientes do modelo de Freundlich determinados para as amostras contaminadas com o
metal pesado Cu
Coeficientes do modelo de Freundlich
Materiais
analisados
pH de
equilíbrio
β
efc
CKS ⋅=
R
2
Elemento
K
f
(mL/g)
β
3,0±0,2
44,1659
***
0,3658
***
0,9817
4,5±0,2
160,1989
***
0,2840
***
0,9872
6,0±0,2
122,7497
***
0,6333
***
Solo
0,9914
7,5±0,2
1396,4743
***
0,5648
***
0,9824
9,0±0,2
1525,0187
***
0,5648
***
0,9748
3,0±0,2
171,8152
***
0,3483
***
0,9182
4,5±0,2
584,3358
***
0,3455
***
0,9735
Solo com 2% de
carbonato de cálcio
6,0±0,2
1333,0184
***
0,3724
***
0,9950
§
7,5±0,2
§
9,0±0,2
3,0±0,2
520,6318
***
0,3603
***
0,9231
4,5±0,2
1265,2102
***
0,2819
***
0,9729
6,0±0,2
1479,1037
***
0,3777
***
0,9909
7,5±0,2
§
Solo com 2% de cal
hidratada
9,0±0,2
§
3,0±0,2
1303,4813
***
0,2550
***
0,9808
4,5±0,2
846,6297
***
0,3842
***
0,9854
6,0±0,2
970,5358
***
0,4867
***
0,9931
7,5±0,2
§
Solo com 2% de
cimento Portland
9,0±0,2
§
3,0±0,2
901,5284
***
0,3190
***
0,9853
4,5±0,2
1260,6761
***
0,3070
***
0,9897
6,0±0,2
1073,8070
***
0,4674
***
0,9928
7,5±0,2
§
Cu
Solo com 2% de
RBI Grade 81
§
9,0±0,2
***
significativo ao nível de probabilidade de 0,001 pelo teste t de Student.
§ não foi possível ajustar nenhum modelo para estimativa da sorção/precipitação (S
c
), uma vez que todo massa de
contaminante adicionada ficou retida na fase sólida dos materiais analisados.
237
Tabela 9.5. Coeficientes do modelo de Freundlich determinados para as amostras contaminadas com o
metal pesado Zn
Coeficientes do modelo de Freundlich
Materiais
analisados
pH de
equilíbrio
β
efc
CKS ⋅=
R
2
Elemento
K
f
(mL/g)
β
3,0±0,2
10,1439
***
0,6112
***
0,9731
4,5±0,2
17,8374
***
0,5220
***
0,9861
6,0±0,2
34,9358
***
0,5260
***
Solo
0,9859
7,5±0,2
190,5436
***
0,6346
***
0,9851
9,0±0,2
1319,1811
***
0,5770
***
0,9960
3,0±0,2
46,0951
***
0,5040
***
0,9825
4,5±0,2
210,4984
***
0,3237
***
0,9791
Solo com 2% de
carbonato de cálcio
6,0±0,2
751,8400
***
0,2042
***
0,9497
7,5±0,2
1544,5076
***
0,3960
***
0,9897
§
9,0±0,2
3,0±0,2
575,8487
***
0,1726
***
0,9503
4,5±0,2
575,7362
***
0,1930
***
0,9606
6,0±0,2
451,3446
***
0,2812
***
0,9882
7,5±0,2
1819,9152
***
0,4145
***
0,9900
Solo com 2% de cal
hidratada
9,0±0,2
§
3,0±0,2
263,2018
***
0,3241
***
0,9854
4,5±0,2
776,1362
***
0,1944
***
0,9473
6,0±0,2
916,2146
***
0,1992
***
0,9471
7,5±0,2
2081,5303
***
0,4249
***
0,9928
Solo com 2% de
cimento Portland
9,0±0,2
§
3,0±0,2
228,8874
***
0,3404
***
0,9914
4,5±0,2
362,6175
***
0,3031
***
0,9910
6,0±0,2
442,6185
***
0,2956
***
0,9806
7,5±0,2
1670,3152
***
0,5102
***
0,9918
Zn
Solo com 2% de
RBI Grade 81
§
9,0±0,2
***
significativo ao nível de probabilidade de 0,001 pelo teste t de Student.
§ não foi possível ajustar nenhum modelo para estimativa da sorção/precipitação (S
c
), uma vez que todo massa de
contaminante adicionada ficou retida na fase sólida dos materiais analisados.
238
Tabela 9.6. Coeficientes do modelo de Langmuir determinados para as amostras contaminadas com o
metal pesado Cd
Coeficientes do modelo de Langmuir
)K(C1
KQC
S
Le
Le
c
⋅+
⋅
⋅
=
Materiais
analisados
pH de
equilíbrio
R
2
Elemento
K
L
(L/mg)
Q (μg/g)
3,0±0,2
0,0038
***
462,8803
***
0,9875
4,5±0,2
0,0022
***
677,8993
***
0,9802
6,0±0,2
0,0012
***
1525,9340
***
Solo
0,9859
7,5±0,2
0,0019
***
4706,8202
***
0,9880
9,0±0,2
0,0198
***
10150,7302
***
0,9825
3,0±0,2
0,0033
***
2078,0149
***
0,9875
4,5±0,2
0,0912
*
1534,3603
***
0,8415
Solo com 2% de
carbonato de cálcio
6,0±0,2
0,0906
**
1723,9052
***
0,8764
7,5±0,2
0,0170
*
7267,1327
***
0,9162
9,0±0,2
0,1751
***
11278,7826
***
0,9915
3,0±0,2
0,1578
*
1523,5275
***
0,8542
4,5±0,2
0,0153
***
1873,5392
***
0,9765
Solo com 2% de cal
hidratada
6,0±0,2
0,0184
**
2369,2182
***
Cd
0,8892
7,5±0,2
0,0414
***
6970,7817
***
0,9521
9,0±0,2
0,0603
***
13551,5174
***
0,9740
3,0±0,2
0,0043
***
2666,9212
***
0,9821
4,5±0,2
0,0301
*
2261,0252
***
0,8662
Solo com 2% de
cimento Portland
6,0±0,2
0,0164
*
3166,3095
***
0,8417
7,5±0,2
0,0246
***
7722,8646
***
0,9712
9,0±0,2
0,0476
***
14459,1655
***
0,9743
3,0±0,2
0,0050
***
2423,4985
***
0,9472
4,5±0,2
0,0097
***
2502,7643
***
0,9308
Solo com 2% de
RBI Grade 81
6,0±0,2
0,0211
***
3090,3554
***
0,9405
7,5±0,2
0,0081
***
9665,6170
***
0,9620
9,0±0,2
0,0749
***
14418,6852
***
0,9938
*
significativo ao nível de probabilidade de 0,05 pelo teste t de Student.
**
significativo ao nível de probabilidade de 0,01 pelo teste t de Student.
***
significativo ao nível de probabilidade de 0,001 pelo teste t de Student.
239
Tabela 9.7. Coeficientes do modelo de Langmuir determinados para as amostras contaminadas com o
metal pesado Cu
Coeficientes do modelo de Langmuir
)K(C1
KQC
S
Le
Le
c
⋅+
⋅
⋅
=
Materiais
analisados
pH de
equilíbrio
R
2
Elemento
K
L
(L/mg)
Q (μg/g)
3,0±0,2
0,0080
***
578,1325
***
0,9732
4,5±0,2
0,0201
***
1057,6402
***
0,9374
6,0±0,2
0,0029
***
10349,3602
***
Solo
0,9917
7,5±0,2
0,0718
***
14357,0144
***
0,9953
9,0±0,2
0,0849
***
14390,8244
***
0,9920
3,0±0,2
0,0142
***
1815,8816
***
0,9808
4,5±0,2
0,0194
***
5327,5808
***
0,9788
Solo com 2% de
carbonato de cálcio
6,0±0,2
0,0324
***
10395,4275
***
0,9584
§
7,5±0,2
§
9,0±0,2
3,0±0,2
0,0199
***
5283,7335
***
0,9833
4,5±0,2
0,0486
***
6726,9348
***
0,9632
6,0±0,2
0,0423
***
10804,2846
***
0,9635
7,5±0,2
§
Solo com 2% de cal
hidratada
9,0±0,2
§
3,0±0,2
0,0930
***
5692,0771
***
0,9532
4,5±0,2
0,0217
***
8501,7139
***
0,9822
6,0±0,2
0,0305
***
12227,4582
***
0,9911
7,5±0,2
§
Solo com 2% de
cimento Portland
9,0±0,2
§
3,0±0,2
0,0217
***
6646,7828
***
0,9608
4,5±0,2
0,0426
***
7496,3881
***
0,9584
6,0±0,2
0,0193
***
14164,9020
***
0,9603
7,5±0,2
§
Cu
Solo com 2% de
RBI Grade 81
§
9,0±0,2
***
significativo ao nível de probabilidade de 0,001 pelo teste t de Student.
§ não foi possível ajustar nenhum modelo para estimativa da sorção/precipitação (S
c
), uma vez que todo massa de
contaminante adicionada ficou retida na fase sólida dos materiais analisados.
240
Tabela 9.8. Coeficientes do modelo de Langmuir determinados para as amostras contaminadas com o
metal pesado Zn
Coeficientes do modelo de Langmuir
)K(C1
KQC
S
Le
Le
c
⋅+
⋅
⋅
=
Materiais
analisados
pH de
equilíbrio
R
2
Elemento
K
L
(L/mg)
Q (μg/g)
3,0±0,2
0,0018
***
1045,8517
***
0,9807
4,5±0,2
0,0027
***
867,3723
***
0,9817
6,0±0,2
0,0029
***
1689,2181
***
Solo
0,9837
7,5±0,2
0,0050
***
11922,0360
***
0,9944
9,0±0,2
0,0547
***
15440,2475
***
0,9863
3,0±0,2
0,0035
***
1797,3636
***
0,9587
4,5±0,2
0,0125
***
1903,4487
***
0,9367
Solo com 2% de
carbonato de cálcio
6,0±0,2
0,0251
***
2894,2208
***
0,9601
7,5±0,2
0,0591
***
11125,5909
***
0,9855
§
9,0±0,2
3,0±0,2
0,1323
**
1641,0302
***
0,8955
4,5±0,2
0,2320
**
1777,4762
***
0,8883
6,0±0,2
0,0211
**
2831,4213
***
0,8952
7,5±0,2
0,0681
***
12309,3643
***
0,9706
Solo com 2% de cal
hidratada
9,0±0,2
§
3,0±0,2
0,0153
***
2294,2587
***
0,9549
4,5±0,2
0,0278
***
2816,7269
***
0,9351
6,0±0,2
0,0210
***
3476,5177
***
0,9525
7,5±0,2
0,1339
***
11849,1102
***
0,9877
Solo com 2% de
cimento Portland
9,0±0,2
§
3,0±0,2
0,0102
***
2373,7900
***
0,9481
4,5±0,2
0,0144
***
2784,0198
***
0,9290
6,0±0,2
0,0155
***
3182,7634
***
0,9140
7,5±0,2
0,0814
***
13765,2218
***
0,9891
Zn
Solo com 2% de
RBI Grade 81
§
9,0±0,2
**
significativo ao nível de probabilidade de 0,01 pelo teste t de Student.
***
significativo ao nível de probabilidade de 0,001 pelo teste t de Student.
§ não foi possível ajustar nenhum modelo para estimativa da sorção/precipitação (S
c
), uma vez que todo massa de
contaminante adicionada ficou retida na fase sólida dos materiais analisados.
A partir dos resultados apresentados nas Tabelas 9.3 a 9.8, observou-se que os
ajustes dos modelos de Freundlich e Langmuir aos dados experimentais foram bons.
Com exceção das equações ajustadas pelo modelo de Langmuir, que em alguns casos
apresentaram o coeficiente K
L
significativo aos níveis de 1% e 5% pelo teste t de
Student e coeficientes de determinação (R
2
) variando de 0,8415 a 0,8955 (misturas solo-
carbonato de cálcio, solo-cal e solo-cimento no caso do Cd e misturas solo-cal no caso
do Zn), todas as outras equações apresentaram seus parâmetros significativos ao nível
241
de probabilidade de 0,1% pelo teste t de Student e coeficientes de determinação (R
2
)
bastante elevados, variando de 0,9140 a 0,9960. Ressalta-se que apesar do modelo de
Freundlich ter apresentado um melhor desempenho no que diz respeito ao ajuste dos
dados experimentais do presente estudo, o modelo de Langmuir apresenta a vantagem
de ser mais prático, pois a constante Q do modelo já fornece uma estimativa da
capacidade máxima de sorção/precipitação do elemento em análise, expressa na mesma
unidade de Sc (μg/g, no caso do presente trabalho). Destaca-se que as equações de
Freundlich e Langmuir têm sido muito utilizadas por diversos autores (MESQUITA e
VIEIRA E SILVA, 2002; ADHIKARI e SINGH, 2003; NASCIMENTO e FONTES,
2004; SERRANO et al., 2005; TRINDADE et al.; 2006a) no ajuste de dados relativos à
sorção de metais pesados em solos e os coeficientes de determinação obtidos, em geral,
têm sido tão elevados quanto os obtidos no presente trabalho, o que indica que esses
modelos se ajustam bem às diversas condições de solo, pH, concentrações de metais,
dentre outras variáveis.
Segundo a visão de Soares (2004), na ausência de evidências consistentes sobre
a natureza dos mecanismos de retenção, os coeficientes K
f
e β fornecidos pelo modelo
de Freundlich e K
L
e Q obtidos a partir do ajuste do modelo de Langmuir podem ser
utilizados como parâmetros descritivos.
No presente estudo, constataram-se sensíveis variações nos valores de β e K
L
,
indicando que os elementos Cd, Cu e Zn foram adsorvidos com diferentes níveis de
energia pelos diferentes materiais avaliados, nas diferentes condições de pH. Os desvios
da linearidade, identificados a partir dos valores de β diferentes de 1, provavelmente
descreveram situações em que os sítios mais ativos das superfícies sólidas tornaram-se
ocupados, dificultando a sorção adicional, ou a um mesma taxa, dos elementos em
solução. Os menores valores de K
f
se relacionaram com as amostras do solo não tratado,
e também de algumas misturas, principalmente quando o pH foi ajustado em valores de
3,0 a 6,0, verificando-se incrementos progressivos nesse parâmetro à medida que foram
adicionados os estabilizantes químicos em estudo e à medida que se elevou o pH,
semelhantemente ao observado com os valores do coeficiente Q do modelo de
Langmuir, o que indica uma maior capacidade de retenção (sorção/precipitação) dos
íons metálicos pelas misturas, principalmente em situações de meio alcalino (pH > 6,0),
onde à formação de precipitados é favorecida.
242
9.5. Conclusões
• O pH mostrou-se um importante fator no controle da geodisponibilidade dos
metais pesados Cd, Cu e Zn, podendo-se associar um maior risco de
contaminação por esses elementos em materiais com pH inferior a 6,0.
• Acredita-se que quando se ajustou o pH em valores superiores a 6,0
ocorreram, simultaneamente, vários processos físico-químicos de retenção
do Cd, Cu e Zn nos materiais em estudo, podendo-se referir, por exemplo, à
sorção e à co-precipitação.
• As misturas em estudo apresentaram capacidade de retenção
(sorção/precipitação) de Cd, Cu e Zn significativamente superior à do solo
não tratado em toda faixa de pH avaliada.
• Em meio ácido (pH < 6,0), o cimento Portland e o RBI Grade 81
apresentaram maior eficiência que o carbonato de cálcio e a cal hidratada na
retenção dos íons metálicos analisados, provavelmente devido à formação
precipitados de baixa solubilidade e elevada estabilidade a partir das reações
dos metais pesados e o silicato de cálcio (composto oriundo das reações
solo-cimento e solo-RBI Grade 81 de curto e médio prazos).
• Os modelos de Freundlich e Langmuir foram eficientes na determinação dos
parâmetros de retenção de Cd, Cu e Zn nos solos e nas misturas,
apresentando, na maioria dos casos, os coeficientes de ambos os modelos
significativos aos níveis de probabilidade de 0,01% pelo teste t de Student e
os valores de R
2
variando de 0,9140 a 0,9960.
• As seqüências de afinidade para o solo encontradas no sistema competitivo
avaliado no presente trabalho foram: Cu ≅ Zn ≅ Cd, Cu > Zn ≅ Cd, Cu >>>
Zn > Cd, Cu >>> Zn >> Cd e Cu = Zn >> Cd, respectivamente, quando o
pH foi ajustado em 3,0; 4,5; 6,0; 7,5 e 9,0.
• As seqüências mais comuns de seletividade determinadas para as misturas
no sistema competitivo estudado foram: Cu >>> Zn = Cd, Cu >>> Zn > Cd,
Cu >>> Zn > Cd, Cu > Zn >>> Cd e Cu = Zn > Cd, respectivamente,
quando o pH foi ajustado em 3,0; 4,5; 6,0; 7,5 e 9,0.
243
•
A competição iônica revelou-se um fator de grande importância nos
processos de interação solo-contaminante. No presente trabalho, onde foi
avaliado um sistema competitivo, a seqüência de afinidade mais comum foi
Cu >>> Zn > Cd. Em contrapartida, ao estudarem a sorção não-competitiva
de Cd, Cu e Zn em três amostras de solos tropicais (um Latossolo
Vermelho-Amarelo e dois saprolíticos de gnaisse) e suas misturas com RBI
Grade 81, Trindade et al. (2006a) verificaram que, em geral, as seqüências
de seletividade encontradas foram Zn > Cd > Cu e Cu > Zn > Cd,
respectivamente, para os solos não tratados e para as misturas.
• Pautando-se em critérios técnicos, econômicos e especialmente ambientais,
os resultados do presente trabalho sugerem que a adição de pequenos teores
de agentes cimentantes inorgânicos pode vir a se tornar uma solução de
interesse no que diz respeito à diminuição do movimento de metais pesados
no perfil do solo. Entretanto, ressalta-se que estudos dessa natureza devem
ter um caráter específico, considerando-se, por exemplo, os tipos de solos,
contaminantes e estabilizantes químicos, o pH do meio, a competição iônica
e as concentrações nas quais os contaminantes são adicionados aos
materiais em estudo, os teores dos estabilizantes químicos utilizados e o
período de cura das misturas.
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250
10
Conclusão geral
Conduziu-se um extenso programa de ensaios de laboratório para se investigar
a eficiência do emprego do aditivo químico RBI Grade 81 na estabilização de três solos
tropicais da Zona da Mata de Minas Gerais, com vistas a aplicações em geotecnia
rodoviária e em geotecnia ambiental, considerando-se o período de cura das misturas de
sete dias, diferentes teores de estabilizante e energias de compactação, bem como se
desenvolveu um estudo da eficiência deste produto em comparação com o carbonato de
cálcio, a cal hidratada e o cimento Portland na melhoria das propriedades geotécnico-
ambientais de um solo residual maduro. Conclusões são como se segue:
• o tempo decorrido entre a mistura e a compactação, aspecto este
fundamental para a boa execução das camadas estabilizadas no campo, é de
importância significativa na presente modalidade de estabilização, sendo
que os resultados dos ensaios realizados em laboratório conforme as
recomendações do fabricante, ou seja, amostras compactadas 24 horas após
a mistura solo-RBI Grade 81, subestimaram os valores de resistência à
compressão não-confinada das misturas;
• os valores de resistência à compressão não-confinada determinados de
maneira tradicional (cura selada) subestimaram a resistência mecânica das
misturas com relação às condições de cura exposta ao ar em câmara
climatizada, situação esta mais próxima das condições de campo;
• a análise dos resultados dos ensaios de durabilidade por molhagem e
secagem, fundamentais na avaliação de misturas estabilizadas
quimicamente a serem empregadas como revestimento primário, indicou
que a icorporação do aditivo químico estudado aos solos pode vir a ser uma
técnica viável de interesse para fins rodoviários. No entanto, o emprego
desse produto, em especial considerando-se os solos argilosos, requer
251
estudos prévios de dosagem em laboratório para cada tipo de solo
considerado;
• os parâmetros de compactação dos solos em estudo foram
significativamente modificados com a adição do estabilizante, observando-
se reduções dos pesos específicos secos máximos e aumentos das umidades
ótimas;
• o estabilizante químico em estudo apresentou um bom desempenho quando
adicionado aos solos analisados, produzindo ganhos nas suas resistências
mecânicas (CBR, resistência à compressão não-confinada e resistência à
tração e resistência ao cisalhamento) e decréscimos nas suas expansões
medidas no ensaio CBR;
• o aumento da energia de compactação foi responsável por alterações
significativas nas propriedades mecânicas dos solos e das misturas,
promovendo aumentos nos valores de CBR, expansão, resistência à tração,
resistência à compressão não-confinada e resistência ao cisalhamento;
• a imersão em água causou reduções significativas na resistência mecânica
das misturas, chegando em média a quedas da ordem de 48% a 54%,
respectivamente, nos ensaios de resistência à tração e de resistência à
compressão não-confinada;
• as relações médias entre as resistências à tração e compressão não-
confinada foram de 0,15 para as misturas não submetidas à fase de imersão
em água e 0,12 no caso das misturas que foram submetidas à imersão em
água, superando os valores comumente encontrados em misturas
estabilizadas com cal e cimento, que são da ordem de 0,10;
252
•
o estabilizante químico RBI Grade 81 promoveu mudanças significativas
nas propriedades físicas, químicas, mineralógicas e microestruturais dos
solos analisados. Foram observadas mudanças nas texturas e plasticidade,
aumentos de pH e CTC, bem como redução da acidez potencial dos solos
após adição do estabilizante químico. Os resultados de análises de
espectroscopia de raios-X por energia dispersiva (EDS) indicaram que os
teores dos óxidos de Si e Al presentes nos solos reduziram após
estabilização com o produto em estudo, provavelmente devido à
solubilização desses óxidos e a formação de silicatos e aluminatos de cálcio
via reações de hidratação e/ou pozolânicas de curto e médio prazos. Com
relação à mineralogia, a adição do aditivo químico promoveu a redução dos
picos de todos os argilominerais presentes nos solos e a formação do
mineral rankinita, um silicato de cálcio em uma fase cristalina facilmente
identificada via difração de raios-X, reforçando as conclusões obtidas
através das análises de EDS;
• o pH mostrou-se um importante fator no controle da disponibilidade dos
metais pesados Cd, Cu e Zn;
• a competição iônica revelou-se um fator de grande importância nos
processos de interação solo-contaminante. Em sistema competitivo, a
seqüência de seletividade mais comum foi Cu >>> Zn > Cd, em
contrapartida, em sistema não competitivo, em geral, as seqüências de
afinidade encontradas foram Zn > Cd > Cu e Cu > Zn > Cd;
• os modelos de Freundlich e Langmuir foram eficientes na determinação dos
parâmetros de retenção de Cd, Cu e Zn nos solos e nas misturas em estudo;
• em meio ácido (pH < 6,0), o cimento Portland e o RBI Grade 81
apresentaram maior eficiência que o carbonato de cálcio e a cal hidratada na
retenção dos íons metálicos analisados, provavelmente devido à formação
precipitados de baixa solubilidade e elevada estabilidade a partir das reações
dos metais pesados e os silicatos de cálcio, compostos oriundo das reações
solo-cimento e solo-RBI Grade 81 de curto e médio prazos;
253
•
a estabilização do solo residual maduro em estudo com a cal hidratada, o
cimento Portland e o RBI Grade 81 aumentou significativamente a sua
capacidade de retenção dos íons metálicos Cd, Cu e Zn, sendo que,
pautando-se em critérios técnicos, econômicos e especialmente ambientais,
os resultados preliminares obtidos sugerem que a adição de pequenos teores
destes estabilizantes pode contribuir significativamente para a diminuição
do movimento de metais pesados no perfil do solo de fundação de aterros
sanitários e lagoas de estabilização, bem como de outras obras de caráter
ambiental.
254
11
Recomendações para trabalhos futuros
• Realização de ensaios para a avaliação do desenvolvimento da resistência
mecânica e das mudanças mineralógicas e microestruturais após adição do
estabilizante químico RBI Grade 81 utilizando-se períodos de cura
superiores ao analisado no presente trabalho.
• Modelagem do comportamento mecânico ao longo do tempo das misturas
solo-RBI Grade 81 via a utilização de ferramenta estatística.
• Realização de ensaios em coluna para determinação dos parâmetros de
transporte de contaminantes (e.g. metais pesados) em amostras compactadas
de solos estabilizados com os produtos carbonato de cálcio, cal hidratada,
cimento Portland e RBI Grade 81.
• Realização de extração seqüencial nas amostras das misturas solos-
estabilizantes (carbonato de cálcio, cal hidratada, cimento Portland e
RBI Grade 81) após a realização dos ensaios de equilíbrio em lote e coluna,
para identificação das fases em que os metais pesados encontram-se retidos.
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