( PDF ) Correlações entre os ensaios DCP e CBR para solos saprolíticos de textura fina

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Tese apresentada à Divisão de Pós-Graduação do Instituto Tecnológico de

Aeronáutica como parte dos requisitos para obtenção do título de MESTRE

EM CIÊNCIA no Curso de Engenharia de Infra-Estrutura Aeronáutica,

Área de Infra-Estrutura Aeroportuária.

RONALDO GONÇALVES DE CARVALHO

CORRELAÇÕES ENTRE OS ENSAIOS DCP E CBR PARA

SOLOS SAPROLÍTICOS DE TEXTURA FINA

Tese aprovada em sua versão final pelos abaixo assinados:

Prof. Eugênio Vertamatti

Orientador

Prof. Homero Santiago Maciel

Chefe da Divisão de Pós-Graduação

Campo Montenegro

São José dos Campos, SP – Brasil

2005

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Dados Internacionais de Catalogação-na-Publicação (CIP)

Divisão Biblioteca Central do ITA/CTA

Carvalho, Ronaldo Gonçalves de

Correlações entre os ensaios DCP e CBR para solos saprolíticos de textura fina / Ronaldo Gonçalves

de Carvalho.

São José dos Campos, 2005.

141f.

Tese de mestrado – Curso de Engenharia de Infra-Estrutura Aeronáutica, Área de Infra-Estrutura

Aeroportuária – Instituto Tecnológico de Aeronáutica, 2005. Orientador: Prof. Dr. Eugênio Vertamatti.

1. Penetrômetro Dinâmico. 2. Tecnologia de Solos Tropicais. 3. Solos Saprolíticos. I. Centro Técnico

Aeroespacial. Instituto Tecnológico de Aeronáutica. Divisão de Engenharia de Infra-Estrutura

Aeronáutica. II. Título.

REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA

CARVALHO, Ronaldo Gonçalves de. Correlações entre os ensaios DCP e CBR para solos

saprolíticos de textura fina. 2005. 141 f. Tese de Mestrado em Engenharia de Infra-Estrutura

Aeronáutica – Área de Infra-Estrutura Aeroportuária – Instituto Tecnológico de Aeronáutica,

São José dos Campos.

CESSÃO DE DIREITOS

NOME DO AUTOR: Ronaldo Gonçalves de Carvalho

TÍTULO DO TRABALHO: Correlações entre os ensaios DCP e CBR para solos saprolíticos de

textura fina

TIPO DO TRABALHO / ANO: Tese de Mestrado / 2005

É concedida ao Instituto Tecnológico de Aeronáutica permissão para reproduzir cópias desta

tese e para emprestar ou vender cópias somente para propósitos acadêmicos e científicos. O

autor reserva outros direitos de publicação e nenhuma parte desta tese pode ser reproduzida

sem a autorização do autor.

___________________________

Ronaldo Gonçalves de Carvalho

H-9-A Apto 604 CTA

12228-610 – São José dos Campos-SP

[email protected]

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CORRELAÇÕES ENTRE OS ENSAIOS DCP E CBR PARA

SOLOS SAPROLÍTICOS DE TEXTURA FINA

RONALDO GONÇALVES DE CARVALHO

Composição da Banca Examinadora:

Prof. Anderson Ribeiro Correia, PhD. – Presidente – ITA

Prof. Eugênio Vertamatti, DC. – Orientador – ITA

Prof. Flávio Massayuki Kuwajima, PhD. – ITA

Prof. Luiz Eduardo de Oliveira, DC. – UNESP

Prof. Paulo Ivo Braga de Queiroz, DC. – ITA

ITA

à minha querida esposa TATIANA, pelo

companheirismo, compreensão, palavras de

estímulo e carinho, mesmo nos momentos mais

difíceis desta longa jornada;

aos meus pais, ROBERTO e VÂNIA, eternos

professores, pelo apoio incondicional em

todas as fases da vida.

AGRADECIMENTOS

Não poderia deixar de expressar minha enorme gratidão a todas as pessoas que

contribuíram, incentivaram ou acreditaram na concretização deste projeto, em especial:

− Ao amigo e orientador Prof. Eugênio Vertamatti, pelo motivação, dedicação e orientação

na condução dos trabalhos;

− Aos professores Paulo Ivo Braga de Queiroz, Flávio Massayuki Kuwajima e Delma de

Matos Vidal pelas suas valiosas contribuições ao longo da jornada;

− Aos amigos do laboratório, Guilherme e Reinaldo, pela disposição e dedicação de parte de

seu tempo em apoio à realização dos ensaios;

− Aos colegas e amigos do programa de mestrado, em especial ao Frank, Bárbara, Catarina e

Betânia, pelo companheirismo e amizade;

− Aos colegas professores, alunos e funcionários da Divisão de Engenharia de Infra-

Estrutura Aeronáutica do ITA;

− Aos meus familiares e amigos, que mesmo à distância, torceram e acreditaram no sucesso

dessa empreitada.

a todos, Muito Obrigado!

“A simplicidade é o último grau de sofisticação.”

Leonardo da Vinci

RESUMO

Como método alternativo para a avaliação da capacidade de suporte de solos, tanto na

condição de subleitos e corpos de aterro, quanto compondo camadas estruturais de

pavimentos, destaca-se o ensaio DCP (Dynamic Cone Penetrometer) pela sua agilidade e

simplicidade de operação, garantindo a obtenção de resultados confiáveis, como valores de

CBR e perfis de resistência, de forma rápida e com custos reduzidos.

O Instituto Tecnológico de Aeronáutica – ITA adaptou e construiu a sua própria versão do

penetrômetro dinâmico, nomeada DCP-ITA, e vem trabalhando para o estabelecimento de

correlações DCP x CBR confiáveis para solos tropicais classificados geneticamente segundo a

metodologia MCT (Miniatura - Compactado - Tropical). Lima (2000) obteve correlações para

solos lateríticos de textura fina. Com outro enfoque, este trabalho propõe-se a estudar o

comportamento de solos saprolíticos.

Para o estabelecimento das correlações DCP x CBR, foram coletadas e ensaiadas 04 (quatro)

amostras de solos saprolíticos de textura fina com granulometria variando de arenosa a

argilosa. Para cada amostra, analisou-se o efeito da energia e umidade de compactação nos

resultados de ambos os ensaios. As correlações obtidas foram comparadas com resultados

publicados por outros autores, identificando a influência da granulometria e gênese dos

materiais no desenvolvimento das equações. Propôs-se ainda, uma correlação generalizada,

em função dos parâmetros c’ e e’ da Metodologia MCT, válida para solos saprolíticos de

textura fina.

ABSTRACT

As an alternative method for evaluate the soils bearing capacity relative to both

subgrades and landfills condition and when composing pavement structural layers, the DCP

(Dynamic Cone Penetrometer) essay stands out due to its agility and simplicity of operation,

leading to the attainment of reliable results in a quick and economic way.

The Technological Institute of Aeronautics has adapted and constructed its own Dynamic

Penetrometer version, named DCP-ITA, and it has been working with the purpose to establish

reliable DCP x CBR correlations for tropical soils geneticaly classified, according to the MCT

(Miniature, Compacted, Tropical) methodology. Lima (2000) obtained correlations for fine-

texture lateritic soils. With another approach, the present research aims at studying the

saprolitic soils behavior.

In order to establish the DCP x CBR correlations, 04 (four) fine-texture saprolitic soil samples

were collected and essayed, with their granulometry varying from sandy to clayey soils. For

each sample, the energy and compaction moisture were analyzed concerning both essay

results. The correlations achieved were compared with results published by other authors, so

as to identify granulometry and genesis influence on the equations shape. A multiple

correlation was still proposed, depending on the c’ and e’ MCT parameters, which is valid for

fine-texture saprolitic soils.

SUMÁRIO

1 – INTRODUÇÃO..................................................................................................................18

1.1 – Contexto Técnico-Científico ...........................................................................................20

2 – OS SOLOS TROPICAIS....................................................................................................24

2.1 – Generalidades ..................................................................................................................24

2.2 - Os Solos Lateríticos .........................................................................................................27

2.3 - Os Solos Saprolíticos .......................................................................................................28

2.4 - Os Solos Transicionais.....................................................................................................29

2.5 - A Classificação MCT.......................................................................................................30

3 – O CBR – CALIFÓRNIA BEARING RATIO....................................................................37

3.1 - Generalidades...................................................................................................................37

4 – O DCP – PENETRÔMETRO DINÂMICO DE CONE.....................................................39

4.1 – Generalidades ..................................................................................................................39

4.2 – O Equipamento e o Ensaio DCP......................................................................................40

4.3 – O DCP-ITA .....................................................................................................................42

4.4 – Aperfeiçoamento do Equipamento DCP .........................................................................44

4.5 – Aplicabilidade do Ensaio DCP........................................................................................47

4.6 – Correlações DCP x CBR .................................................................................................50

4.6.1 – Modelo Matemático......................................................................................................50

4.6.2 – Correlações Existentes..................................................................................................52

4.7 – Correlações DCP x Módulo de Resiliência.....................................................................61

4.8 – Correlações com outros parâmetros ................................................................................64

5 – ENSAIOS DE LABORATÓRIO .......................................................................................65

5.1 – Coleta e Seleção das Amostras........................................................................................65

5.2 – Ensaios de Caracterização...............................................................................................69

5.3 – Moldagem dos Corpos de Prova......................................................................................76

5.4 – Ensaios CBR....................................................................................................................81

5.5 – Ensaios DCP....................................................................................................................85

5.5 – Resultados Finais dos Ensaios de Laboratório................................................................88

6 – ANÁLISE DOS RESULTADOS.......................................................................................91

6.1 – Correlações DCP x CBR obtidas para as amostras ensaiadas.........................................91

6.2 – Determinação e análise de curvas iso-DCP e iso-CBR...................................................96

6.3 – Influência da granulometria dos solos...........................................................................105

6.4 – Comparação entre o comportamento de solos saprolíticos e lateríticos........................107

6.5 – Os solos tropicais versus as correlações de autores estrangeiros..................................110

6.6 – Correlação múltipla em função de parâmetros da Metodologia MCT..........................111

6.7 – Análise de Erros ............................................................................................................115

7 – CONCLUSÕES................................................................................................................121

7.1 – Recomendações para trabalhos futuros .........................................................................122

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...................................................................................124

APÊNDICE A ........................................................................................................................129

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.01 – Perfil de intemperismo típico em regiões de clima tropical..............................26

Figura 2.02 – Equipamento de compactação Mini-MCV .......................................................32

Figura 2.03 – Ábaco da Classificação MCT (NOGAMI & VILLIBOR, 1980) .....................33

Figura 2.04 – Ábaco da Classificação MCT-M (VERTAMATTI, 1988)...............................35

Figura 4.01 – Esquematização do DCP – Dynamic Cone Penetrometer................................40

Figura 4.02 – Exemplo típico de gráfico obtido durante a realização do ensaio DCP............42

Figura 4.03 – Equipamento DCP desenvolvido pelo ITA (DCP-ITA)...................................43

Figura 4.04 – Sistema eletrônico de aquisição de dados (Applied Research Associates, Inc.)45

Figura 4.05 – Interface do programa WinDCP 5.0 (CSIR Transportek).................................45

Figura 4.06 – Automatic Dynamic Cone Penetrometer (Dynatest, Inc.)................................46

Figura 4.07 – ADCP (Ministère des Transports du Quebec - Canadá)...................................46

Figura 4.08 – Fluxograma de controle de compactação utilizando o DCP (ALVES, 2002) ..48

Figura 4.09 – Correlações DCP x CBR obtidas por Harison (1986, 1987) ............................54

Figura 4.10 – Correlações DCP x CBR obtidas por Webster et al. (1992).............................55

Figura 4.11 – Correlações DCP x CBR obtidas por Lima (2000)...........................................59

Figura 4.12 – Correlações DCP x CBR obtidas por Alves (2002)..........................................59

Figura 4.13 – Correlações DCP x CBR obtidas por diferentes autores...................................60

Figura 5.01 – Mapa com a indicação dos locais de coleta......................................................66

Figura 5.02 – Visão geral do talude onde foi coletada a Amostra 01 – NA............................67

Figura 5.03 – Visão geral do talude onde foi coletada a Amostra 02 – NS’...........................67

Figura 5.04 – Visão geral do talude onde foi coletada a Amostra 03 – NS’G’.......................68

Figura 5.05 – Visão geral do talude onde foi coletada a Amostra 04 – NG’..........................68

Figura 5.06 – Posicionamento das amostras ensaiadas no ábaco MCT-M.............................70

Figura 5.07 – Curvas granulométricas das amostras de solo ensaiadas..................................71

Figura 5.08 – Imagem ampliada da fração retida na peneira #200 – Amostra 01 - NA..........72

Figura 5.09 – Imagem ampliada da fração retida na peneira #200 – Amostra 02 – NS’........72

Figura 5.10 – Imagem ampliada da fração retida na peneira #200 – Amostra 03 – NS’G’....73

Figura 5.11 – Imagem ampliada da fração retida na peneira #200 – Amostra 04 – NG’........73

Figura 5.12 – Esquema básico de moldagem dos corpos de prova.........................................77

Figura 5.13 – Compactador mecânico Ploog Engineering CO, modelo M-100. ....................77

Figura 5.14 – Seqüência de distribuição de golpes pelo equipamento compactador..............78

Figura 5.15 – Curvas de compactação obtidas para as 04 amostras ensaiadas .......................79

Figura 5.16 – Procedimento de ensaios CBR e DCP ..............................................................80

Figura 5.17 – Conjunto de equipamentos utilizados para os ensaios CBR.............................83

Figura 5.18 – Curva de calibração do equipamento CBR.......................................................84

Figura 5.19 – Equipamento DCP de bancada..........................................................................86

Figura 5.20 – Detalhe da execução do 1

golpe do DPC em solos de diferentes resistências 87

Figura 6.01 – Correlação DCP x CBR obtida para a Amostra 01 - NA..................................92

Figura 6.02 – Correlação DCP x CBR obtida para a Amostra 02 – NS’ ................................92

Figura 6.03 – Correlação DCP x CBR obtida para a Amostra 03 – NS’G’............................93

Figura 6.04 – Correlação DCP x CBR obtida para a Amostra 04 – NG’................................93

Figura 6.05 – Correlação DCP x CBR para todos os pontos obtidos......................................94

Figura 6.06 – Conjunto de correlações DCP x CBR obtidas para os solos analisados...........95

Figura 6.07 – Resultados dos ensaios DCP (mm/golpe) em função de w (%) e γ

(g/cm

) ....98

Figura 6.08 – Resultados dos ensaios CBR (%) em função de w (%) e γ

(g/cm

).................99

Figura 6.09 – Variação da resistência de cisalhamento em ensaios UU (PINTO, 2000)......100

Figura 6.10 – Resultados dos ensaios DCP (mm/gp), em função de w e γ

(LIMA, 2000)..103

Figura 6.11 – Resultados dos ensaios CBR (%), em função de w e γ

(LIMA, 2000)..........104

Figura 6.12 – Correlações DCP x CBR para solos saprolíticos de textura fina....................105

Figura 6.13 – Correlações DCP x CBR obtidas por Harison (1986 e 1987).........................106

Figura 6.14 – Correlações DCP x CBR obtidas por Lima (2000).........................................106

Figura 6.15 – Correlações DCP x CBR obtidas por Alves (2002)........................................107

Figura 6.16 – Comparação entre as correlações da Amostra 01 – NA e Amostra TA’ ........109

Figura 6.17 – Comparação entre as correlações da Amostra 04 – NG’ e Amostra TG’.......110

Figura 6.18 – Comparação entre as bases de dados (DCP, CBR) com outras correlações...111

Figura 6.19 – Variação de A’ em função dos parâmetros da Metodologia MCT.................114

Figura 6.20 – Variação de B em função dos parâmetros da Metodologia MCT...................114

Figura 6.21 – Ábaco de dimensionamento de pavimentos flexíveis para aeronave B767....116

Figura 6.22 – Espessura total requerida para o pavimento em função do índice CBR.........117

Figura 6.23 – Análises de erro realizadas para a Amostra 01 – NA .....................................119

Figura 6.24 – Análises de erro realizadas para a Amostra 02 – NS’.....................................119

Figura 6.25 – Análises de erro realizadas para a Amostra 03 – NS’G’.................................120

Figura 6.26 – Análises de erro realizadas para a Amostra 04 – NG’....................................120

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.01 – Propriedades dos solos segundo a Metodologia MCT .....................................34

Tabela 4.01 – Estimativas de CBR a partir de correlações obtidas por diferentes autores.....56

Tabela 5.01 – Localização dos taludes onde as amostras selecionadas foram coletadas........66

Tabela 5.02 – Parâmetros da classificação MCT-M obtidos para as amostras ensaiadas.......70

Tabela 5.03 – Principais minerais identificados pelo ensaio de difração espectral.................74

Tabela 5.04 – Resumo das características geotécnicas das amostras ensaiadas......................75

Tabela 5.05 – Valores de γ

max

e w

ótima

para as quatro amostras ensaiadas..............................80

Tabela 5.06 – Resultados dos ensaios de laboratório relativos à Amostra 01 – NA...............88

Tabela 5.07 – Resultados dos ensaios de laboratório relativos à Amostra 02 – NS’ ..............89

Tabela 5.08 – Resultados dos ensaios de laboratório relativos à Amostra 03 – NS’G’..........89

Tabela 5.09 – Resultados dos ensaios de laboratório relativos à Amostra 04 – NG’..............90

Tabela 6.01 – Resumo das correlações DCP x CBR obtidas a partir dos ensaios realizados .95

Tabela 6.02 – Valores de DCP e CBR para os pontos com umidade próxima da ótima.......108

Tabela 6.03 – Parâmetros das correlações DCP x CBR e da Metodologia MCT .................112

LISTA DE SÍMBOLOS

c’ – inclinação do segmento retilíneo da curva de compactação Mini-MCV

CBR – índice de resistência CBR

d’ – inclinação (x1000) do ramo seco da curva de compactação de 12 golpes

DCP – índice de penetração DCP

e’ – parâmetro que expressa o caráter genético do solo

IP – índice de plasticidade

LA – areia laterítica

LA’ – laterítico arenoso

LA’G’ – laterítico areno-argiloso

LG’ – laterítico argiloso

LL – limite de liquidez

LP – limite de plasticidade

– módulo de resiliência

NA – areia não laterítica

NG’ – não laterítico argiloso

NS’ – não laterítico siltoso

NS’G’ – não laterítico silto-argiloso

#200

– fração passante na peneira 200

Pi – perda de massa por imersão

– coeficiente de determinação

– resistência à compressão simples

S – grau de saturação

TA’ – transicional arenoso

TA’G’ – transicional areno-siltoso

TG’ – transicional argiloso

w – umidade

ótima

– umidade ótima

– massa específica aparente seca

s.máx

– massa específica aparente seca máxima

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas

ASTM – American Society for Testing and Materials

CBR – California Bearing Ratio

CNPq – Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico

COMARA – Comissão de Aeroportos da Região Amazônica

DCP – Dynamic Cone Penetrometer

DNER – Departamento Nacional de Estradas e Rodagem

DIRENG – Diretoria de Engenharia da Aeronáutica

FAA – Federal Aviation Administration

FAPESP – Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo

FWD – Falling Weight Deflectometer

HRB – Highway Research Board

ITA – Instituto Tecnológico de Aeronáutica

MCT – Miniatura - Compactado - Tropical

MCT-M – Miniatura - Compactado - Tropical - Modificado

MCV – Moisture Condition Value

MCV-ITA – MCV modificado no Instituto Tecnológico de Aeronáutica

Mini-MCV – MCV miniatura

M.E.A.S – Massa Específica Aparente Seca

MnDOT – Minnesota Departament of Transportantion

RADAM – Projeto “Radar na Amazônia”

SERENG – Serviço Regional de Engenharia

SISMETRA – Sistema de Metrologia Aeroespacial

USCS – Unified Soil Classification System

TRD – Transvaal Road Department

TRL – Transport Research Laboratory

TRRL – Transport and Road Research Laboratory

UFSC – Universidade Federal de Santa Catarina

USACE – US Army Corps of Engineers

1 – INTRODUÇÃO

A adequada compactação de solos é um dos fatores mais críticos na construção de

obras viárias. A durabilidade e estabilidade das estruturas estão diretamente relacionadas às

propriedades que os solos adquirem após a compactação. Conseqüentemente, um rigoroso

controle tecnológico é necessário, de forma a assegurar o bom desempenho dos pavimentos

ao longo da vida útil do empreendimento.

Os métodos correntes utilizados no controle de qualidade de compactação, como o método do

frasco de areia rotineiramente empregado no Brasil, baseiam-se na comparação entre a massa

específica aparente seca (γ

) dos materiais, medida no campo, e a massa específica aparente

seca máxima (γ

s.máx

), obtida através do ensaio Proctor conduzido em laboratório. A

determinação da resistência dos materiais é realizada de maneira indireta a partir de

associações entre o γ

e o índice CBR.

Segundo Lima (2000), esta correlação é válida para materiais granulares. Entretanto, para o

caso dos solos tropicais, tal procedimento não tem apresentado bons resultados em função da

gênese e dos distintos arranjos estruturais de partículas produzidos no campo e em

laboratório. Além disto, estes procedimentos não consideram as reais características de

resistência de subleitos in situ por serem efetuados a partir de amostras deformadas.

Com o objetivo de se determinar in situ as características de resistência dos materiais, em seu

estado natural ou em camadas compactadas, foi desenvolvido pela USACE (US Army Corps

of Engineers), um outro ensaio, denominado CBR in situ. Tal ensaio preserva as mesmas

características físicas e metodologias do índice CBR obtido em laboratório. No entanto, sua

realização demanda maior tempo e requer a utilização de equipamentos sofisticados, o que

torna o ensaio lento e oneroso.

Como método alternativo para a avaliação da capacidade de suporte de solos, destaca-se o

DCP (Dynamic Cone Penetrometer) pela sua agilidade e simplicidade de operação,

garantindo a obtenção de resultados confiáveis de forma rápida e econômica. Similarmente ao

ensaio CBR, o DCP associa seus resultados à resistência ao cisalhamento dos materiais e por

isso confere uma correlação mais acurada com este índice do que os métodos baseados na

massa específica aparente seca.

Conforme relatam autores como Van Vuuren (1969) e Smith & Pratt (1983), as relações entre

CBR e DCP tem conduzido à obtenção de bons resultados. Comparando os resultados de

ensaios CBR e DCP, Smith & Pratt (1983) constataram que o ensaio DCP apresenta menores

coeficientes de variação que o ensaio CBR in situ. Outro aspecto importante está associado ao

fato do ensaio CBR in situ permitir apenas uma avaliação pontual da resistência da camada,

geralmente na superfície, enquanto que o DCP possibilita uma análise global da distribuição

de resistência ao longo da estrutura do pavimento.

Neste contexto, o presente trabalho tem como objetivo estudar a aplicabilidade do

equipamento DCP, através do uso de correlações com o índice CBR, para a avaliação da

capacidade de suporte de subleitos constituídos por solos saprolíticos de textura fina. Para

isso, foram realizados ensaios DCP e CBR, sob diversas condições de umidade e energia de

compactação, para 04 amostras de solo saprolítico com diferentes origens e composições

granulométricas. A partir dos resultados obtidos, plotados num gráfico de umidade de

compactação (w) versus massa específica aparente seca (γ

), foram determinadas e analisadas,

para cada um dos ensaios, as curvas de mesma resistência. As correlações obtidas foram

comparadas com resultados publicados por outros autores, identificando a influência da

granulometria e gênese dos materiais no desenvolvimento das equações. Propôs-se, ainda, o

estabelecimento de uma correlação generalizada, baseada nos parâmetros c’ e e’ da

Metodologia MCT, de modo a estender a aplicabilidade das equações para outros solos

saprolíticos de textura fina.

1.1 – Contexto Técnico-Científico

Os pavimentos, de forma geral, são construídos de modo a fornecer um suporte

adequado às cargas impostas pelo tráfego. Deste modo, precisam ser corretamente projetados

e construídos, produzindo uma superfície firme e estável sob quaisquer condições climáticas

ou outras situações deterioradoras. A execução de tais pavimentos requer a coordenação de

muitos fatores ligados ao planejamento, construção, inspeção e manutenção, de forma a

assegurar a melhor combinação possível dos materiais disponíveis e um alto padrão de

acabamento.

O desempenho de um pavimento é fortemente condicionado pelas propriedades que suas

camadas exibem ao longo da vida de serviço. Neste contexto, em especial nas regiões de

clima tropical, os solos desempenham um papel fundamental. Em muitos locais, observa-se a

escassez de materiais rochosos contrastada pela presença, em abundância, de solos lateríticos

de bom comportamento geotécnico. Para a utilização desses materiais na execução das

camadas do pavimento, são necessários estudos para que se conheçam as condições de

resistência e compressibilidade capazes de tornar adequado o suporte das cargas do tráfego.

Por outro lado, mesmo em regiões de clima tropical, nota-se a ocorrência de solos pouco

intemperizados que ainda mantêm as características estruturais e a natureza das rochas de

origem. Conforme relatado por Vertamatti (1994), esses solos, chamados de saprolíticos

segundo os conceitos da Tecnologia de Solos Tropicais, apresentam-se normalmente em

camadas heterogêneas e anisotrópicas, podendo atingir grandes espessuras. Seu

comportamento varia bastante em função das características de seus minerais e da

complexidade de suas frações granulométricas, apresentando-se desde altamente plásticos,

expansivos e de contração elevada (saprólitos de folhelhos e argilitos) até não-plásticos e não-

expansivos (saprólitos de quartzo).

Para a implantação de empreendimentos viários, freqüentemente depara-se com a presença de

solos de origem saprolítica. Muito embora sua utilização direta na composição das camadas

do pavimento possa não ser adequada sem um estudo prévio de estabilização, é comum

encontrá-los na constituição de materiais de subleito, especialmente em regiões de corte ou de

deposições sedimentares.

O Laboratório de Solos Tropicais do ITA vem estudando o comportamento de diferentes

materiais encontrados em regiões de clima tropical. Dentro de tal abordagem, Oliveira (1998),

pesquisando o desempenho dos solos transicionais encontrados na região do Vale do Paraíba

– SP, constatou a eficácia do ensaio DCP como parâmetro de projeto de obras viárias urbanas

de baixo volume de tráfego.

Visando atingir a excelência nos padrões de qualidade no âmbito aeronáutico, foi criado, em

1991, o SISMETRA (Sistema de Metrologia Aeroespacial), cujo objetivo é a padronização

das atividades relacionadas com a metrologia através da normatização de procedimentos,

supervisão técnica e fiscalização das atividades metrológicas, além do apoio à formação e

atualização de recursos humanos. O ITA (Instituto Tecnológico de Aeronáutica), através do

seu Laboratório de Solos Tropicais, foi inserido nesse contexto, tornando-se referência de

qualidade para os diversos laboratórios de geotecnia no âmbito do Sistema de Engenharia da

Aeronáutica.

Tendo em vista as necessidades do Comando da Aeronáutica, que por meio da DIRENG

(Diretoria de Engenharia da Aeronáutica), dos SERENG´s (Serviços Regionais de

Engenharia) e da COMARA (Comissão de Aeroportos da Região Amazônica), é responsável

pelo projeto, construção, recuperação, fiscalização e controle de diversas obras aeroportuárias

em todos os pontos do país, foi confiada ao ITA, a missão de projetar, construir e

operacionalizar uma versão própria do penetrômetro dinâmico, nomeada de DCP-ITA,

visando a padronização do controle tecnológico dessas obras como forma de garantir a

confiabilidade dos resultados e a otimização dos custos envolvidos.

Dentro deste contexto, Lima (2000) estudou o uso do DCP-ITA no controle de qualidade de

compactação de obras viárias executadas com solos lateríticos de textura fina. Em sua

pesquisa, optou-se pelo estabelecimento de correlações com o ensaio CBR como forma de

associar o ensaio DCP a métodos de dimensionamento de pavimentos existentes.

O ensaio DCP, segundo Lima (2000), apresenta um vasto potencial de utilização, podendo ser

aplicado no controle de compactação de obras viárias, na verificação da colapsividade de

solos porosos, na identificação de deficiências estruturais em pavimentos existentes, na

avaliação real e expedita da capacidade de suporte de solos de subleito visando a elaboração

de projetos, etc.

O presente trabalho, em conjunto com outros estudos em andamento no ITA, tais como o de

Amaral (em fase de elaboração)

e Rezende (em fase de elaboração)

, objetiva a

complementação do ciclo de estudos sobre o uso do equipamento DCP para a avaliação de

solos encontrados no ambiente tropical, iniciado por Lima (2000), tendo em vista a utilização

confiável desta nova ferramenta no âmbito do Sistema de Engenharia da Aeronáutica.

Estudo de Mestrado de Frank Cabral de Freitas Amaral, abordando o comportamento de areias como subleito e

camadas estruturais de pavimentos à luz do ensaio DCP.

Estudo de Doutorado de Álvaro Andrade de Rezende, apresentando uma avaliação do comportamento de solos

lateríticos concrecionados com base na metodologia MCT e no ensaio DCP.

2 – OS SOLOS TROPICAIS

2.1 – Generalidades

Os processos pedogenéticos ou de formação dos solos são estudados por um ramo das

Ciências da Terra, a Pedologia, cujas noções básicas e conceitos fundamentais foram

definidos pelo cientista russo Dokouchaev (1877 apud VARGAS, 1977). Desde então, o solo

deixou de ser considerado simplesmente um corpo inerte para ser identificado como um

material que evolui no tempo.

No âmbito da engenharia, considera-se solo todo tipo de material orgânico ou inorgânico,

inconsolidado ou parcialmente cimentado, encontrado na superfície da terra. Em outras

palavras, é considerado solo qualquer material que possa ser escavado com pá, picareta,

escavadeiras, etc, sem a necessidade de explosivos.

Teixeira et al. (2000) descrevem o solo como um produto do intemperismo, do

remanejamento e da organização das camadas superiores da crosta terrestre, sob ação da

atmosfera, da biosfera e das trocas de energia envolvidas. Os solos são originados a partir da

decomposição das rochas pela ação das intempéries. Esta decomposição é influenciada por

diversos fatores: a natureza da rocha matriz, o clima, o relevo, a ação do tempo e a atividade

de organismos vivos tais como plantas e animais.

Segundo Vertamatti (1994), o processo de formação dos solos pode ser dividido em duas

importantes etapas sucessivas. A primeira corresponde à evolução geológica e acontece em

todas as regiões do planeta. Em seguida, de forma intensa nas regiões de clima tropical,

ocorre a evolução pedológica que dá origem aos solos lateríticos.

De uma maneira geral, a evolução geológica dos solos se processa pela ação do intemperismo

físico e químico dos materiais rochosos. Em respostas às variações bruscas de temperatura, as

rochas sofrem expansão e contração térmica alternadamente, provocando o aparecimento de

micro e macro fissuras ao longo da sua estrutura, o que permite a infiltração de ácidos naturais

e a ação de organismos vivos. A desintegração mecânica das rochas promove um aumento da

superfície específica das frações minerais sem modificação de sua estrutura cristalina. A

presença de ácidos no interior das fissuras, associada a temperaturas favoráveis, dá inicio a

uma série de reações químicas cuja predominância varia em função das condições ambientais

e da composição mineralógica das rochas. A oxidação e o ataque por ácidos naturais

provocam a alteração química dos minerais da rocha matriz, dando origem às areias, siltes e

argilas.

Vargas (1977) relata que quando o solo permanece no próprio local de formação, ele é

chamado de residual. Porém, muitas vezes as partículas minerais liberadas são carregadas e

depositadas em outros locais, dando origem aos solos transportados. Este transporte se

processa de diversas maneiras: pela própria ação da gravidade em regiões de relevo

acidentado originando os solos coluviais, pelo carregamento de partículas pela água formando

os solos aluviais ou, até mesmo, pela força do vento criando os solos eólicos.

A evolução pedológica consiste em uma série de processos físico-químicos e biológicos. Estes

processos compreendem a lixiviação de sais solúveis e acúmulo de húmus na camada

superficial combinada à concentração de partículas coloidais em camadas mais profundas.

Cinco fatores influenciam a evolução pedológica: clima, topografia, natureza mineralógica da

rocha matriz, ação de organismos vivos e tempo de exposição.

Estas camadas de composição distinta são chamadas de horizontes e a seqüência vertical de

horizontes desde a superfície até a rocha é chamada de perfil de solo. O horizonte mais

elevado, ou horizonte A, é rico em material orgânico. O horizonte B é a camada intermediária

na qual foi depositada parte do material solúvel e coloidal. E o horizonte C é a zona dos

resíduos fragmentados, em grande parte inalterados, que se estende até o leito rochoso.

Como conseqüência dos processos geológicos e pedológicos, o perfil típico de intemperismo

em regiões de clima tropical é apresentado na Figura 2.01.

Figura 2.01 – Perfil de intemperismo típico em regiões de clima tropical

2.2 - Os Solos Lateríticos

Nas regiões de clima tropical, a alternância de secas no inverno e abundância de

chuvas e altas temperaturas no verão, favorece a formação dos chamados solos lateríticos.

Tais solos, altamente intemperizados pelo processo pedológico, apresentam textura

homogênea em razão da destruição de sua macro-estrutura.

A fração argila é constituída predominantemente por minerais cauliníticos e, em decorrência

do processo de lixiviação dos sais solúveis, observa-se uma elevada concentração de óxidos e

hidróxidos de Fe e Al, o que lhes confere geralmente uma coloração avermelhada ou

amarelada.

A fração areia é constituída predominantemente por quartzo, mas pode apresentar outros

minerais resistentes, como a magnetita, a turmalina, o zircão, etc. Pode-se, ainda, observar a

presença de concreções lateríticas ferruginosas e aluminosas de alta resistência ou grumos

estáveis, resultado da aglomeração de partículas finas do solo sob a ação cimentante destes

óxidos.

Santana & Gontijo (1987) relatam que os solos lateríticos, em geral, apresentam índice CBR

relativamente alto e expansão baixa, parâmetros LL e IP elevados e altos módulos de

resiliência. Quando em contato com a água, não perdem muita resistência pois possuem

aglomeração bem desenvolvida, tornando-se impermeáveis e resistentes à erosão. Quando

secos, podem apresentar contração significativa.

De forma geral, os solos lateríticos apresentam bom desempenho quando utilizados na

composição de camadas de base e sub-base de pavimentos.

2.3 - Os Solos Saprolíticos

Em camadas mais profundas, onde o processo pedológico ainda não atuou,

encontramos solos menos intemperizados conhecidos como saprolíticos. Os solos saprolíticos,

quando de origem residual, ainda apresentam as características estruturais e a natureza da

rocha mãe ou, quando transportados, identificam estruturas típicas da atuação do processo de

transporte. Normalmente apresentam heterogeneidade muito grande. Porém, quando a origem

é sedimentar, podem apresentar perfil homogêneo.

Vertamatti (1994) cita que na fração argila, podem ser encontrados minerais expansivos das

famílias da ilita e da montmorilonita, bem como qualquer outro argilo-mineral. A caulinita de

origem saprolítica pode ter comportamento diferente da caulinita estabilizada pelo processo

de laterização, pelo fato do Fe ainda não estar agregado na estrutura.

A fração areia é geralmente composta de quartzo e fragmentos de rocha, podendo ser

observada a presença de magnetita e minerais instáveis ao intemperismo tropical, como mica

e feldspato. A fração silte também apresenta-se com constituição variada, podendo ocorrer a

presença de argilo-minerais sob a forma de “sanfonas” de caulinita, mica, quartzo, magnetita

e ilmenita.

Quanto à plasticidade, os solos saprolíticos apresentam grande variabilidade conforme a

complexidade da fração argila e areia. Os folhelhos e argilitos, por exemplo, têm alta

plasticidade e expansibilidade, enquanto que os saprólitos de quartzo são não plásticos e não

expansivos. Na maioria dos casos, são altamente susceptíveis à erosão e podem ser

colapsíveis se houver saturação. A curva de compactação difere bastante da dos solos

lateríticos pois não apresenta pico acentuado, possuindo o ramo seco bastante aberto.

A presença de mica na fração areia pode causar problemas de ordem geotécnica. Na fração

silte, a elevada concentração desse mineral torna o solo muito expansivo, tanto na molhagem

quanto na secagem.

Na implantação de empreendimentos viários, freqüentemente depara-se com a presença de

solos de origem saprolítica. Valle (1994) pondera que solos saprolíticos oriundos da

decomposição de granitos e gnaisses têm sido muito utilizados como material de reforço do

subleito e sub-base de pavimentos rodoviários em Santa Catarina.

2.4 - Os Solos Transicionais

Estudando o comportamento dos solos da região amazônica, Vertamatti (1988)

identificou solos parcialmente afetados pela evolução pedológica. Estes materiais

apresentavam características geotécnicas muito diferentes dos solos saprolíticos, porém seu

comportamento ainda não permitia que fossem tratados como solos lateríticos. Desta forma,

foram classificados em uma nova categoria denominada de solos transicionais.

Os solos transicionais são normalmente associados às formações sedimentares e encontram-se

na camada superior do perfil do terreno, podendo apresentar condições de drenagem que

favorecem sua evolução genética.

A fração areia é constituída predominantemente por quartzo e os grãos podem apresentar

formato arredondado devido ao processo de transporte. Normalmente não são observados

conglomerados laterizados, comuns em solos lateríticos mais evoluídos. A fração argila pode

apresentar minerais que ainda não foram totalmente intemperizados, como minerais argílicos

diferentes da caulinita.

As características geotécnicas dos solos transicionais variam em função do seu grau de

laterização. Quanto mais evoluídos, melhor o comportamento geotécnico esperado. Oliveira

(1998) constatou o bom desempenho de solos transicionais encontrados na região do Vale do

Paraíba – SP quanto utilizados em camadas de pavimentos com baixo volume de tráfego.

2.5 - A Classificação MCT

Os métodos convencionais de classificação de solos (HRB, USCS) foram

desenvolvidos em países de clima temperado visando, basicamente, a caracterização de

materiais de natureza e comportamento muito diferentes dos existentes em regiões de clima

tropical. Desta forma, é natural que apresentem limitações e incompatibilidades quando

aplicados aos solos brasileiros.

Buscando uma nova metodologia que descrevesse de forma mais precisa o comportamento

dos solos tropicais utilizados em obras viárias, Nogami & Villibor (1980) propuseram um

novo método classificatório denominado MCT (Miniatura, Compactado, Tropical). Esta nova

metodologia permitia avaliar propriedades fundamentais dos solos como contração,

permeabilidade, expansão, coeficiente de penetração d’água, coesão, capacidade de suporte e

curvas de compactação.

A metodologia MCT classifica os solos de acordo com seu caráter laterítico, avaliando-os na

condição mais próxima possível da sua utilização em campo, ou seja, quando compactados.

Para isso, são realizados ensaios de compactação com corpos-de-prova de 50 mm de

diâmetro, denominados Mini-MCV, e ensaios de perda de massa por imersão.

O ensaio Mini-MCV é baseado no MCV (Moisture Condition Value), proposto por Parsons

(1976), para a determinação da condição de umidade dos solos. Utiliza-se um equipamento de

compactação de dimensões reduzidas (Figura 2.02). Em geral, são moldados cinco a seis

corpos de prova com diferentes teores de umidade. Como resultado, são obtidos gráficos dos

quais são extraídos dois importantes parâmetros da metodologia: os coeficientes c’ e d’.

O primeiro gráfico correlaciona a variação de altura do corpo de prova devido à variação de

energia versus o logaritmo do número de golpes aplicados. O coeficiente c’ é obtido por

interpolações a partir dos coeficientes angulares dos trechos mais retilíneos das curvas de

deformação. O segundo gráfico corresponde à família de curvas de compactação obtidas para

diferentes números de golpes. O coeficiente d’ representa o coeficiente angular do ramo seco

da curva de compactação correspondente a 12 golpes.

Figura 2.02 – Equipamento de compactação Mini-MCV

O ensaio de perda de massa por imersão consiste em deixar imersos em água, por um período

de 24 horas, na posição horizontal e com 01 cm fora do cilindro de compactação, os corpos

de prova resultantes do ensaio de compactação Mini-MCV. O índice Pi corresponde à

relação, em porcentagem, entre a massa de solo seco desprendida após o tempo de imersão e

massa de solo seco correspondente a 01 cm de corpo de prova. Este ensaio tem como objetivo

reproduzir o comportamento dos solos lateríticos e saprolíticos quando em contato com a

água. Sabe-se que os solos lateríticos apresentam uma elevada resistência à ação

desagregadora da água, enquanto que os solos de comportamento saprolítico desagregam-se

facilmente quando em contato com a mesma.

De posse dos valores de d’ e Pi (%) é calculado o parâmetro e’ através da seguinte expressão:

d´

100

e' +=

(2.01)

Segundo autores como Vertamatti (1988), o coeficiente c’ reflete a influência da

granulometria do solo na compactação e o coeficiente e’ expressa o caráter genético do solo.

Villibor et al. (1996 apud MARSON, 2004) colocam que as curvas de deformabilidade

podem substituir satisfatoriamente o ensaio granulométrico, com a vantagem de fornecerem

resultados mais rápidos, pois não há necessidade de determinação do teor de umidade.

A Figura 2.03 apresenta o ábaco de classificação MCT introduzido por Nogami & Villibor

(1980). Observa-se a existência de sete grupos de solos divididos em duas diferentes classes

de comportamento: laterítico (letra L) e não-laterítico (letra-N). A Tabela 2.01 mostra as

propriedades esperadas para os solos correspondentes a cada grupo da classificação.

ÁBACO DE CLASSIFICAÇÃO MCT

0.50

1.00

1.50

2.00

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50

NS'

NG'

LA'

NA'

LG'

Figura 2.03 – Ábaco da Classificação MCT (NOGAMI & VILLIBOR, 1980)

Tabela 2.01 – Propriedades dos solos segundo a Metodologia MCT

NA NA´ NS´ NG´ LA LA´ LG´

AREIAS ARENOSOS SILTOSOS ARGILOSOS AREIAS ARENOSOS ARGILOSOS

areias, areias areias siltosas siltes (k, m), argilas, argilas areias com areias argilosas, argilas, argilas

siltosas e siltes areias argilosas siltes arenosos arenosas pouca argila argilas arenosas arenosas

(q) e argilosos argilas siltosas

MINI-CBR muito alto > 30 alto médio alto

sem imersão alto 12 a 30 a alto a alto alto a alto

(%) médio 4 a 12 médio alto muito alto

baixo < 4

Perda de alta > 70 média

Suporte por média 40 a 70 a baixa alta alta baixa baixa baixa

(2) Imersão (%) baixa < 40 baixa

alta > 3 baixa baixa alta alta a média baixa baixa baixa

média 0,5 a 3 ------------------- ------------------- ------------------- ------------------- ------------------- ------------------- -------------------

baixa < 0,5 baixa a média baixa a média média alta a média baixa baixa a média baixa a alta

alta > (-3) média média média média

média (-3) a (-6) a baixa a a a baixa baixa

baixa < (-6) alta baixa baixa baixa

(%) IP LL baixa média média NP baixa média

alta >30 > 70 a a a alta a a a

média 7 a 30 30 a 70 NP NP alta baixa média alta

baixa < 7 < 30

CLASSES

QUADRO II -

PROPRIEDADES TÍPICAS DOS GRUPOS DE SOLOS (1) q = quartzo, m = mica, k = caulinita; (2) Corpos de prova compactados na

umidade ótima da energia "Normal", com sobrecarga padrão quando pertinentes, sem fração retida na peneira de 2 mm de abertura

N - Solos de Comportamento "NÃO LATERÍTICO" L - Solos de Comportamento "LATERÍTICO"

GRANULOMETRIAS TÍPICAS

(minerais)

-1

GRUPOS

Capacidade de SuportePlasticidade

Expansão (%) (2)

----------------------

Contração (%) (2)

Permeabilidade

log (K(cm/s))

(2)

Estudando os solos amazônicos, Vertamatti (1988) identificou materiais parcialmente

laterizados, encontrados predominantemente em bacias sedimentares. Esses solos possuíam

comportamento geotécnico diferente dos solos lateríticos e saprolíticos e por isso foram

tratados e classificados em uma nova categoria denominada solos transicionais. Devido a esta

modificação, o método, renomeado para MCT-M (MCT - Modificado), passou a contar com

onze grupos distintos distribuídos entre três diferentes classes de comportamento. São eles:

NA (areia não laterítica); NG’ (solo argiloso não laterítico); NS’ (solo siltoso não laterítico);

NS’G’ (solo sito-argiloso não laterítico); TA’ (solo arenoso transicional); TA’G’ (solos areno-

argiloso transicional); TG´ (solo argiloso transicional); LA (areia laterítica); LA’ (solo

arenoso laterítico); LA’ G’ (solo areno-argiloso laterítico) e LG’ (solo argiloso laterítico).

A Figura 2.04 apresenta o ábaco da classificação MCT-M proposto por Vertamatti (1988).

ÁBACO DE CLASSIFICAÇÃO MCT-M

0.50

1.00

1.50

2.00

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50

NS'

NG'

TG'

LA'

TA'

NS'G'

LA'G

TA'G'

LG'

Figura 2.04 – Ábaco da Classificação MCT-M (VERTAMATTI, 1988)

A metodologia MCT, conforme proposta inicialmente, só era aplicável a solos que passavam

integralmente na peneira de 2,00 mm, o que não permitia a classificação de solos com

granulometria mais grosseira.

Visando reduzir tal deficiência, Vertamatti (1988) sugeriu que fosse adaptado à metodologia

MCT um equipamento semelhante ao MCV, onde pudessem ser moldados corpos de prova

com solos pedregulhosos em cilindros com diâmetro de 10 cm. Foi então idealizado e

construído, com o apoio financeiro do CNPq e da FAPESP, um protótipo deste equipamento,

denominado MCV-ITA.

Como extensão da metodologia MCT aos solos com frações granulométricas mais grossas,

Rezende (1998) pesquisou a utilização do ensaio MCV-ITA para caracterização de solos

lateríticos concrecionados, propondo o primeiro esboço do ábaco classificatório MCT-M para

esse tipo de solo.

Marson (2004) realizou uma análise crítica sobre a classificação MCT cujo objetivo principal

foi identificar a possibilidade de modificação de seus procedimentos, no sentido de torná-la

mais simples e rápida, sem prejudicar sua principal característica, que é a identificação da

gênese do solo. Como resultado de seu trabalho, foram sugeridas simplificações nos ensaios

de compactação Mini-MCV e perda de massa por imersão, modificações nos limites do ábaco

de classificação MCT-M e uma nova fórmula para o cálculo do parâmetro e’, com a

eliminação do coeficiente d’ e a consideração de um novo atributo relacionado ao formato das

curvas Pi x Mini-MCV. A seguir é apresentada a nova equação proposta para o cálculo do

coeficiente e’.

At.

100

e'=

(2.02)

onde:

Pi – perda de massa por imersão (%); e

At – atributo referente à forma da curva Pi x Mini-MCV, variando de 1 a 3.

3 – O CBR – CALIFÓRNIA BEARING RATIO

3.1 - Generalidades

As primeiras contribuições significativas para o desenvolvimento da tecnologia de

pavimentação ocorreram por volta da década de 20, impulsionadas pelo acelerado

crescimento dos sistemas de transporte, em especial as rodovias e aeroportos. Até então, as

construções eram realizadas pelo processo de tentativa e erro, baseadas puramente em

experiências isoladas.

Como resultado de um amplo programa de avaliação estrutural de rodovias, realizado no

estado americano da Califórnia, Porter (1938) propôs a realização de um novo ensaio,

denominado CBR (California Bearing Ratio), como forma de se avaliar, em laboratório, a

capacidade de suporte e a expansibilidade dos solos de subleito visando o dimensionamento

de pavimentos rodoviários.

Devido ao seu caráter extremamente prático, o ensaio CBR foi posteriormente modificado e

adotado pelo Corpo de Engenheiros do Exército Americano (USACE) como parâmetro para

os projetos de pavimentos aeroportuários durante a Segunda Guerra Mundial, fato que o

tornou mundialmente conhecido. Apesar dos métodos de dimensionamento de pavimentos

mais modernos utilizarem modelos de previsão de desempenho mecanístico-empíricos,

diversos países ainda adotam o ensaio CBR como parâmetro de dimensionamento de seus

pavimentos. É o caso do Brasil, onde os pavimentos flexíveis rodoviários são dimensionados

através do método DNER e os pavimentos aeroportuários pelo método da FAA.

Os modelos de dimensionamento baseados no ensaio CBR foram inicialmente desenvolvidos

para atender as necessidades e problemas construtivos dos pavimentos de países

desenvolvidos, normalmente localizados em regiões de clima temperado. Os países em

desenvolvimento, por outro lado, tornaram-se usuários diretos dessa tecnologia sem que

houvesse uma adequação às suas realidades.

Segundo Vertamatti (1988), a aplicação direta desses métodos baseados no CBR para o

dimensionamento de pavimentos localizados em países de clima tropical, como o Brasil, pode

levar a soluções conservadoras, uma vez que nesses países não são observados os problemas

de ruptura plástica sob condições de encharcamento do subleito, característica comum durante

o degelo da primavera em regiões de clima temperado.

O ensaio CBR consiste, basicamente, em um ensaio de penetração conduzido a uma taxa

uniforme de deformação. A pressão necessária para produzir uma penetração no material

ensaiado é comparada com a pressão necessária para produzir a mesma penetração em uma

pedra britada padronizada. O resultado se expressa como uma proporção das duas pressões.

Deste modo, um solo com um valor CBR = 15 indica que o material em questão oferece 15 %

da resistência à penetração observada pela pedra padrão.

4 – O DCP – PENETRÔMETRO DINÂMICO DE CONE

4.1 – Generalidades

Segundo relatos de diversos autores, o penetrômetro dinâmico surgiu na Austrália

durante a década de 1950. Empenhado no projeto de recuperação e duplicação das estradas de

seu país, Scala, em 1956, propôs a construção de um equipamento capaz de medir a

capacidade de suporte in-situ dos materiais constituintes das camadas do pavimento de forma

confiável, simples e com custo reduzido. Neste contexto foi desenvolvido o Scala

Penetrometer.

O DCP (Dynamic Cone Penetrometer) consiste em uma versão modificada do penetrômetro

de Scala desenvolvida pelo TRD (Transvaal Road Department) da África do Sul no ano de

1973 (KLEYN, 1975) e posteriormente adotada em estudos realizados em diversos países

incluindo Argentina, Brasil, Chile, Estados Unidos, Inglaterra, Israel, Malásia, Sri Lanka e

Tailândia. Nazzal (2002) reforça que diversos estados americanos como California, Florida,

Illinois, Minessota, Kansas, Mississipi e Texas têm utilizado o equipamento DCP para a

caracterização in situ de subleitos e camadas de pavimento.

Em 2003, a ASTM International publicou a Norma Técnica D6951-03 “Standard Test Method

for Use of the Dynamic Cone Penetrometer in Shallow Pavement Applications”, contribuindo

ainda mais para a padronização internacional das características do equipamento e dos

procedimentos de ensaio.

4.2 – O Equipamento e o Ensaio DCP

O DCP é constituído basicamente de uma haste metálica de 16 mm de diâmetro com

uma ponteira cônica de aço temperado com 20 mm de diâmetro e ângulo de ataque de 60º

acoplada na ponta. O conjunto penetra no solo sob ação da queda de um martelo de aço de 8,0

kgf balizado por uma haste cursora de 25 mm de diâmetro a partir de uma altura constante de

575 mm. A Figura 4.01 apresenta um esquema detalhado do equipamento.

Figura 4.01 – Esquematização do DCP – Dynamic Cone Penetrometer

Durante a realização do ensaio, são anotados os valores da penetração acumulada da ponteira

no solo após a aplicação de um número conveniente de golpes do martelo. Para materiais

pouco resistentes recomenda-se a realização de leituras após cada golpe efetuado, enquanto

que para materiais de maior resistência, as medidas podem ser realizadas após a aplicação de

uma série predeterminada de golpes.

Lima (2000) recomenda que o ensaio seja realizado com a participação de 03 operadores. O

primeiro fica responsável pela leitura e registro das penetrações, o segundo realiza a aplicação

dos golpes e o último mantém o equipamento posicionado na vertical.

Com base nos valores obtidos, é construída a curva da penetração da haste no solo em função

do número de golpes do martelo. A Figura 4.02 apresenta um modelo típico de gráfico obtido

durante a realização do ensaio. O índice DCP corresponde à relação entre a penetração, em

mm, e o número de golpes aplicados.

Segundo Vertamatti & Oliveira (1997), a razão média de penetração do DCP, em mm/golpe,

através de cada camada constituinte de um pavimento, é considerada como uma medida

indireta da resistência ao cisalhamento das mesmas. Desta forma, quanto maior a inclinação

da reta obtida, menor será a resistência da camada avaliada.

Além disto, através do ensaio DCP, são determinadas não somente as resistências à

penetração das camadas do pavimento, mais também suas respectivas espessuras. Uma

mudança de inclinação na curva do ensaio sinaliza uma alteração de resistência, de forma que

a diferença de profundidade entre dois trechos sucessivos representa a espessura efetiva da

camada.

Figura 4.02 – Exemplo típico de gráfico obtido durante a realização do ensaio DCP

Lima (2000) acrescenta que a alteração de inclinação desses segmentos, e conseqüentemente

da resistência dos materiais das camadas, pode ocorrer em função de fatores como a variação

do teor de umidade, alterações do estado de compactação ou mudança do material constituinte

das camadas.

Webster (1992) recomenda a utilização de um martelo de peso menor (4,6 kgf) para a

determinação da resistência de solos de menor capacidade de suporte (CBR<10).

4.3 – O DCP-ITA

Tendo em vista a extensa aplicabilidade do equipamento, a confiabilidade dos

resultados obtidos e a simplicidade de operação, o Instituto Tecnológico de Aeronáutica

adaptou e construiu a sua própria versão do penetrômetro dinâmico, denominada DCP-ITA,

para a aplicação direta no âmbito do Sistema de Engenharia da Aeronáutica.

O DCP-ITA possui as mesmas características técnicas do equipamento desenvolvido pelo

TRD e apresenta, como uma das inovações, a possibilidade de se realizar as leituras de

penetração através de uma trena com mostrador digital acoplada ao equipamento e o controle

da verticalidade da haste através da instalação de um nível de bolha no aparelho. A Figura

4.03 apresenta o DCP-ITA.

Figura 4.03 – Equipamento DCP desenvolvido pelo ITA (DCP-ITA)

4.4 – Aperfeiçoamento do Equipamento DCP

Preservando as características físicas do equipamento original, diferentes versões e

acessórios para o DCP têm sido comercializados por empresas especializadas em

equipamentos para geotecnia ou desenvolvidas diretamente por organizações governamentais.

A Applied Research Associates, Inc., dos Estados Unidos, fabrica um sistema eletrônico de

coleta de dados para o DCP (Figura 4.04). Um sensor colocado sobre o solo próximo à haste

do aparelho é responsável pelo registro das leituras de penetração.

A CSIR Transportek, da África do Sul, desenvolveu o programa computacional WinDCP 5.0

para a análise dos resultados de ensaios realizados com o equipamento DCP. A Figura 4.05

apresenta a interface do programa. A partir de correlações empíricas, é possível estimar os

índices de resistência à compressão simples e CBR dos solos estudados. O programa

apresenta, ainda, um método de dimensionamento de pavimentos baseado no índice DCP.

A Dynatest, Inc., dos Estados Unidos, comercializa uma versão automatizada do equipamento

DCP (Figura 4.06). Durante o ensaio, o martelo é levantado mecanicamente com o auxílio de

uma correia em movimento e as leituras de penetração são realizadas automaticamente. O

equipamento é capaz de executar até 24 golpes por minuto.

Lavoie (2004) apresenta a versão automática do DCP utilizada pelo Ministério dos

Transportes de Quebec, no Canadá. (Figura 4.07). O equipamento permite que o operador

selecione automaticamente o peso do martelo a ser utilizado no ensaio (4,6 ou 8,0 kgf).

Figura 4.04 – Sistema eletrônico de aquisição de dados (Applied Research Associates, Inc.)

Figura 4.05 – Interface do programa WinDCP 5.0 (CSIR Transportek)

Figura 4.06 – Automatic Dynamic Cone Penetrometer (Dynatest, Inc.)

Figura 4.07 – ADCP (Ministère des Transports du Quebec - Canadá)

Muito embora as inovações apresentadas sejam úteis para a otimização das análises e o

aumento da produtividade dos ensaios, em muitos casos perde-se em dois dos principais

aspectos da concepção original do aparelho DCP: a simplicidade na utilização do aparelho e

os baixos custos de aquisição e operação do equipamento.

4.5 – Aplicabilidade do Ensaio DCP

O ensaio DCP apresenta uma extensa variedade de aplicações. Lima (2000) descreve

uma lista de atividades nas quais a utilização do DCP apresenta vantagens significativas

quando comparadas com os métodos tradicionais, dentre elas destacando-se:

− Avaliação estrutural de pavimentos existentes com a discretização das espessuras e

resistências das camadas;

− Controle de compactação de camadas de aterro de pavimentos e de corpos de barragem;

− Identificação e delimitação da ocorrência de “borrachudos” durante a execução de aterros

compactados;

− Estudos da eficiência de compactação de equipamentos compactadores;

− Verificação da variação de resistência de camadas estruturais ao longo das estações

climáticas;

− Verificação qualitativa da colapsividade de solos porosos;

Alves (2002) propõe um método de controle de compactação de camadas de aterro a partir do

estabelecimento de correlações entre os ensaio DCP e CBR. De acordo com a metodologia

proposta, ao se construir a curva de compactação do solo da jazida, seriam moldados 02

corpos de prova em condições idênticas para cada umidade de compactação, totalizando pelo

menos 05 pares de corpos de prova. No intuito de correlacionar o ensaio DCP (realizado in

situ) com o índice CBR de projeto (realizado na condição saturada), executar-se-ia, em um

dos corpos de prova de cada par, o ensaio DCP na condição sem imersão e, no corpo de prova

correspondente, o ensaio CBR na condição com imersão. A partir da curva de correlação entre

estes dois parâmetros, seria obtido o valor do índice DCP de referência (DN

ref

)

correspondente ao CBR de projeto. O DN

ref

seria utilizado no campo como parâmetro de

decisão durante o controle de qualidade de compactação. A Figura 4.08 apresenta o

fluxograma completo da metodologia proposta.

Figura 4.08 – Fluxograma de controle de compactação utilizando o DCP (ALVES, 2002)

Nazzal (2002) e Abu-Farsakh et al. (2004) comentam que diversos departamentos de

transporte e agências federais dos Estados Unidos vêm utilizando o DCP para estimativa da

resistência e uniformidade de camadas de pavimentos rodoviários.

Burnham (1997) coloca que o Minnesota Departament of Transportantion – MnDOT utiliza o

equipamento DCP desde 1991 e que este tem se mostrado uma ferramenta eficiente para a

estimativa da resistência de subleitos e camadas de pavimentos. Apresenta especificações de

serviço para a utilização do DCP no controle de qualidade de compactação de camadas de

base executadas com materiais granulares e para a execução de reaterros de valetas abertas ao

longo de pavimentos. Reforça, ainda, o potencial de uso do DCP para a investigação de áreas

com deficiência estrutural sob o pavimento, a determinação das condições de subleitos e

camadas de base em pavimentos flexíveis trincados e o monitoramento da eficiência de

estabilização de subleitos.

Amini (2003) afirma que a maioria das aplicações do equipamento DCP é possível graças ao

estabelecimento de correlações com outros parâmetros de resistência ou deformabilidade

como o Índice de Suporte Califórnia (CBR), a Resistência à Compressão Simples (UCS), o

Índice de Resistência à Ruptura por Cisalhamento (DS) e o Módulo de Resilência (M

Dentre os trabalhos publicados, destacam-se os que apresentam correlações entre os índices

CBR e DCP, uma vez que os altos coeficientes de determinação (R

) obtidos mostram uma

evidente confiabilidade dos resultados obtidos.

4.6 – Correlações DCP x CBR

Diversos estudos para o estabelecimento de correlações entre os ensaios CBR e DCP

vêm sendo realizados em vários países do mundo desde a década de 70.

4.6.1 – Modelo Matemático

Harison (1986) apresenta um modelo matemático para explicar a correlação entre os

parâmetros CBR e DCP. Segundo o autor, a resistência à penetração do ensaio DCP pode ser

obtida de forma simplificada a partir da seguinte equação:

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

W.eW

h.W

(4.01)

onde:

R : resistência à penetração;

: peso do martelo;

: peso total do equipamento excluído o peso do martelo;

h : altura de queda do martelo;

D : profundidade de penetração;

: coeficiente de restituição do aço

Considerando as características físicas do equipamento DCP, tem-se que os parâmetros

(

, , , e) são constantes. Desta forma, a resistência à penetração R é função inversa da

profundidade de penetração D, que por sua vez, é dependente das propriedades do solo.

()

D .AR

−

ou (4.02)

()

DCP .AR

−

onde:

(

)

W.eW.h.W

= = constante

A resistência à penetração corresponde à resistência do material testado e por isso, pode-se

admitir que R seja representado como função de outros parâmetros de resistência, como por

exemplo, o CBR. Desta forma:

()

DCP.ACBR

−

= (4.03)

A equação 4.03 seria válida apenas caso o sistema fosse 100% eficiente. Considerando que

existem perdas de energia durante a realização dos ensaios, como por exemplo, pela

compressão da haste metálica e pela compressão elástica do solo, o autor propõe a seguinte

modificação ao modelo:

()

DCP.ACBR

−

(4.04)

onde:

A e B são constantes

A equação 4.04 pode ser reescrita no seguinte formato:

DCP Log.BA LogCBR Log

−

(4.05)

A grande maioria dos trabalhos publicados apresenta correlações no formato da equação 4.05,

o que sugere que este modelo é o mais adequado para o estabelecimento da relação

matemática entre os dois parâmetros.

4.6.2 – Correlações Existentes

Internacionalmente, destacam-se as correlações obtidas por Kleyn (1975), Smith &

Pratt (1983), TRRL (1986), Harison (1986 e 1987), Livneh & Ishia (1987) e Webster (1992),

uma vez que seus trabalhos são freqüentemente citados na bibliografia. No Brasil, citam-se as

pesquisas publicadas por Heyn (1986), Oliveira (1988), Trichês & Cardoso (1998), Lima

(2000) e Alves (2002).

Smith & Pratt (1983) e Livneh & Ishia (1987) utilizaram penetrômetros dinâmicos de

características físicas diferentes do DCP da TRD. Visando uma análise comparativa entre as

diversas correlações existentes foram selecionadas apenas aquelas que utilizaram

penetrômetros com características físicas idênticas ao DCP utilizado no presente trabalho.

Conforme discutido por Oliveira (1998) e Lima (2000), a maioria das correlações publicadas

não faz referência às condições de realização dos ensaios, das características dos materiais

empregados, do número de testes realizados e dos valores dos coeficientes de determinação

das equações encontrados. Desta forma, o uso indiscriminado de tais correlações pode

implicar em erros significativos de interpretação e a conseqüente previsão incorreta da

resistência dos solos.

Kleyn (1975), na África do Sul, obteve uma correlação baseada em ensaios de laboratório

realizados em 2000 pares (DCP; CBR). A equação apresentada é atualmente adotada pelo

Saskatchewan Highways and Transportation. Detalhes dos procedimentos de ensaio e das

amostras utilizadas não foram mencionados, assim como o coeficiente de determinação (R

)

obtido. A equação 4.06 apresenta a correlação encontrada:

DCP Log 1,28 -2,63 CBR Log =

(4.06)

O Transport Research Laboratory - TRL (1986), da Inglaterra, também desenvolveu a sua

própria correlação. Não foram apresentados os procedimentos de ensaio, as características

geotécnicas dos materiais, o número de pares considerados e o respectivo coeficiente de

determinação R

. A equação 4.07 apresenta a correlação utilizada pelo TRL:

DCP Log 1,06 -2,48 CBR Log =

(4.07)

Harison (1986 e 1987), na Austrália, obteve uma série de correlações com base em ensaios

laboratoriais realizados em solos argilosos, arenosos bem graduados e pedregulhosos. A

seguir são apresentadas as correlações encontradas:

DCP Log 1,16 -2,56 CBR Log =

= 0,97 para solos argilosos (4.08)

DCP Log 1,51 -3,03 CBR Log =

= 0,92 para solos arenosos (4.09)

DCP Log 0,96 -2,55 CBR Log =

= 0,96 para solos pedregulhosos (4.10)

DCP Log 1,32 -2,81 CBR Log =

= 0,98 para todos os tipos de solos (4.11)

Webster et al (1992), nos Estados Unidos, desenvolveram as correlações utilizadas pelo US

Army Corps of Engineers (USACE) e posteriormente adotadas como referência pela ASTM

International. O estudo é baseado na análise in situ de diferentes tipos de solos. Não foram

informados o número de pares considerados e o coeficiente de determinação (R

) obtido. A

seguir são apresentadas as equações encontradas:

DCP Log 2,00 -3,54 CBR Log =

para solos de classificação CL com CBR < 10 (4.12)

DCP Log 1,00 -2,54 CBR Log =

para solos de classificação CH (4.13)

DCP Log 1,12 -2,47 CBR Log =

para todos os outros tipos de solo (4.14)

As Figuras 4.09 e 4.10 mostram os gráficos DCP x CBR obtidos a partir das séries de

equações apresentadas, respectivamente, por Harison (1986 e 1986) e Webster (1992).

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Harison (1986 e 1987)

100

110

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

100

Equação 4.08 , solos argilosos Equação 4.09 , solos arenosos

Equação 4.10 , solos pedregulhosos Equação 4.11 , todos os solos

Figura 4.09 – Correlações DCP x CBR obtidas por Harison (1986, 1987)

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Webster et al. (1992)

100

110

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

100

Equação 4.12 , solos CL com CBR < 10 Equação 4.13 , solos CH Equação 4.14 , outros solos

Figura 4.10 – Correlações DCP x CBR obtidas por Webster et al. (1992)

Visando uma análise comparativa entre as correlações publicadas por Kleyn (1975), TRRL

(1986), Harison (1986 e 1987) e Webster (1992), tidas como válidas para todos ou quase

todos os tipos de solos, são apresentados os valores do índice CBR estimados a partir de cada

uma delas em função do aumento do índice DCP (Tabela 4.01).

Observa-se uma relativa similaridade nas estimativas de CBR obtidas pelas correlações de

Kleyn (1975), TRRL (1986) e Webster (1992). No entanto, a correlação obtida por Harison

(1986) apresenta valores de CBR comparativamente altos para certos índices DCP (DCP < 10

mm/golpe). Para DCP > 20 mm/golpe, os valores de CBR obtidos a partir de cada uma das

equações não apresentam diferenças significativas. Observa-se, ainda, que a correlação de

Webster (1992) é a mais conservadora, conduzindo a estimativas de CBR menores para os

mesmos valores de DCP.

Tabela 4.01 – Estimativas de CBR a partir de correlações obtidas por diferentes autores

Equação 4.06 Equação 4.07 Equação 4.11 Equação 4.14 CBR mínimo CBR máximo

(mm/golpe) Kleyn (1975) TRRL (1986) Harison (1986) Webster (1992) (%) (%)

2 176 145 259 136 136 259

4 72 69 104 62 62 104

6 434561404061

8 303341292941

10 22 26 31 22 22 31

15 13 17 18 14 13 18

20 9 131210 9 13

25 7 10 9 8 7 10

30587758

35576657

40465546

45354435

50354435

60243324

70232323

80232223

CBR (%)

DCP

Heyn (1986), no Paraná, obteve uma correlação a partir de análise de solos encontrados nas

estradas do estado. Não foram divulgadas informações relativas às características geotécnicas

dos solos, do número de pontos considerados e do coeficiente de determinação R

. A seguir é

apresentada a equação encontrada:

DCP Log 1,30 -2,64 CBR Log =

(4.15)

Oliveira (1998), em São José dos Campos - SP, obteve correlações baseadas em ensaios

laboratoriais realizados nas condições com e sem imersão. Em sua pesquisa, foram utilizados

latossolos de classificação genética transicional, característicos da região do Vale do Paraíba,

totalizando 70 pares (CBR, DCP). A seguir são apresentadas as correlações encontradas:

DCP Log 1,07 -2,51 CBR Log =

condição sem imersão R

= 0,98; N = 31 (4.16)

DCP Log 1,02 -2,44 CBR Log =

condição com imersão R

= 0,93; N = 39 (4.17)

DCP Log 1,06 -2,49 CBR Log =

todos os pontos R

= 0,96; N = 70 (4.18)

Trichês & Cardoso (1998), em Santa Catarina, trabalhado com solos das classes A-7-6, A-4 e

A-2-4, coletados nas proximidades de Florianópolis – SC, obtiveram uma correlação baseada

em ensaios de laboratório realizados nas condições com e sem imersão. Foram considerados

53 pares (DCP; CBR). Obteve-se um coeficiente de determinação R

= 0,90. A equação 4.19

apresenta a equação encontrada:

DCP Log 1,25 -2,71 CBR Log =

= 0,90; N = 53 (4.19)

Lima (2000), em São José dos Campos, trabalhando com solos lateríticos de textura fina,

obteve correlações distintas para quatro amostras de diferentes granulometrias. Ambos os

ensaios, CBR e DCP, foram realizados na condição sem imersão e não foi utilizada

sobrecarga de confinamento. A seguir são apresentadas as correlações encontradas:

DCP Log 1,09 -2,41 CBR Log =

Amostra 01 – LG’ R

= 0,94; N = 19 (4.20)

DCP Log 1,44 -2,98 CBR Log =

Amostra 02 – TG’ R

= 0,94; N = 22 (4.21)

DCP Log 1,34 -2,97 CBR Log =

Amostra 03 – TA’ R

= 0,96; N = 20 (4.22)

DCP Log 1,40 -3,03 CBR Log =

Amostra 04 – TA’G’ R

= 0,92; N = 18 (4.23)

DCP Log 1,29 -2,81 CBR Log =

Todos os pontos R

= 0,86; N = 79 (4.24)

Alves (2003), em Santa Catarina, também obteve correlações a partir de ensaios laboratoriais

realizados na condição sem imersão. Foram analisados solos de cinco classes distintas: A-4,

A-7-5, A-7-6, A-2-7 e A-2-4.. A seguir são apresentadas as equações obtidas:

DCP Log 1,21 -2,70 CBR Log =

Grupo A-4 R

= 0,89 (4.25)

DCP Log 1,06 -2,39 CBR Log =

Grupo A-7-5 R

= 0,82 (4.26)

DCP Log 1,37 -2,95 CBR Log =

Grupo A-7-6 R

= 0,96 (4.27)

DCP Log 1,27 -2,97 CBR Log =

Grupo A-2-7 R

= 0,82 (4.28)

DCP Log 1,05 -2,54 CBR Log =

Grupo A-2-4 R

= 1,00 (4.29)

DCP Log 1,10 -2,56 CBR Log =

Todos os pontos R

= 0,83 (4.30)

As Figuras 4.11 e 4.12 mostram os gráficos DCP x CBR obtidos a partir das séries de

equações apresentadas respectivamente por Lima (2000) e Alves (2002). Observa-se que as

amostras mais finas, LG’ (P

#200

= 83,3%) e A-7-5 (P

#200

= 61,4%), apresentaram

comportamento notadamente diferente das outras. O ensaio CBR nestas amostras produziu

resultados sensivelmente menores considerando os mesmos valores de DCP. A mesma

observação é válida para as equações de Harison (Figura 4.09).

Comparando agora as retas de correlação obtidas para os solos brasileiros (todos os solos)

com as apresentadas por autores estrangeiros (Figura 4.13), observa-se uma similaridade

grande entre as correlações de Kleyn (1975) e Heyn (1986), TRRL (1986) e Oliveira (1998) e

Harison (1986 e 1987) e Lima (2000). No entanto, nenhuma das correlações nacionais

apresentou resultados similares à correlação apresentada por Webster (1992) e utilizada como

referência pela ASTM International (2003).

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Lima (2000)

100

110

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

100

Equação 4.20 , LG' Equação 4.21 , TG' Equação 4.22 , TA' Equação 4.23 , TA'G' Equação 4.24 , todos os pontos

Figura 4.11 – Correlações DCP x CBR obtidas por Lima (2000)

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Alves (2002)

100

110

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

100

Equação 4.25 , A-4 Equação 4.26 , A-7-5 Equação 4.27 , A-7-6

Equação 4.28 , A-2-7 Equação 4.29 , A-2-4 Equação 4.30 , todos os pontos

Figura 4.12 – Correlações DCP x CBR obtidas por Alves (2002)

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Diversos Autores

100

110100

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

Equação 4.06 - Kleyn (1975) * Equação 4.07 - TRRL (1986) * Equação 4.11 - Harison (1986) *

Equação 4.14 - Webster (1992) * Equação 4.15 - Heyn (1986) ** Equação 4.18 - Oliveira (1998) **

Equação 4.19 - Trichês & Cardoso (1998) ** Equação 4.24 - Lima (2000) ** Equação 4.30 - Alves (2002) **

* autores extrangeiros (linha tracejada) / ** autores brasileiros (linha contínua)

Figura 4.13 – Correlações DCP x CBR obtidas por diferentes autores

4.7 – Correlações DCP x Módulo de Resiliência

Em função de suas formulações empíricas, a confiabilidade de aplicação dos métodos

tradicionais de dimensionamento de pavimentos praticamente limita-se às condições

climáticas, de tráfego e de materiais de construção existentes nos trechos experimentais onde

os ensaios foram realizados.

Rodrigues (2000) coloca que esses métodos não são capazes de prever, no desempenho dos

pavimentos, o reflexo de variações nas propriedades mecânicas dos materiais e nas

configurações de tráfego (distribuição de freqüências das cargas de eixo, tipos de suspensão e

de pneus, pressão de inflação dos pneus e geometria dos eixos), bem com das mudanças

sazonais de temperatura e umidade. Além disto, não fornecem uma previsão da condição

estrutural e funcional futura do pavimento, inviabilizando a análise econômica de alternativas

de solução ao longo do ciclo de vida do pavimento.

Dentro deste contexto, diversas pesquisas têm sido realizadas para a elaboração de novos

modelos de previsão de desempenho, baseados em formulações mecanístico-empíricas, e que

utilizam para o dimensionamento dos pavimentos, parâmetros como o Módulo de Resiliência

) das camadas.

O Módulo de Resiliência (M

) pode ser estimado diretamente através de correlações com o

índice CBR, com por exemplo:

0,64

.CBR 6,17)MPa(M = (POWELL et al., 1984 apud RODRIGUES, 1997) (4.31)

No entanto, utilizar equações deste tipo para a determinação de M

a partir de ensaios DCP

envolveria o acúmulo dos erros obtidos por duas equações de correlação, o que diminuiria a

confiabilidade dos resultados.

Seyman (2003) coloca que vários estudos foram publicados tentando correlacionar

diretamente o índice DCP com o Módulo de Resiliência (M

) de materiais de camadas de

pavimentos obtido a partir da retroanálise de resultados de ensaios deflectométricos realizados

com o Falling Weight Deflectometer – FWD. Dentre estes estudos, cita o trabalho de Chen et

al. (1999 apud SEYMAN, 2003 e NAZZAL, 2003), conduzido no estado de Kansas, Estados

Unidos. Para obtenção da correlação foram utilizados dados de ensaios FWD e DCP

realizados em 05 diferentes seções de pavimento. Os valores de M

foram obtidos através do

programa de retroanálise elástico linear Evercalc, desenvolvido pelo Departamento de

Transporte do Estado de Washington. A seguir, é apresentada a correlação obtida:

39,0

)DCP.(388M

−

= R

= 0,42 N = 140 (4.32)

onde:

M : Módulo de Resilência (MPa);

DCP : Índice de Penetração (mm/golpe);

Angelone et al. (1991, apud ALVES, 2002), na Argentina, trabalhando com solos de

classificação A-4 e A-6, obteve a seguinte correlação:

44,0

)DCP.(201M

−

= (46

σ ) (4.33)

onde:

M : Módulo de Resilência (MPa);

DCP

: Índice de Penetração (mm/golpe);

σ : Desvio Padrão dos erros da correlação

Alves (2002), em Santa Catarina, trabalhando com solos residuais graníticos, obteve uma

correlação a partir dos resultados de deflexões obtidas com a Viga Benkelman. Para a

retroanálise utilizou-se o programa ELSYM5 (Elastic Layered System Computer Program),

desenvolvido na Universidade da Califórnia, Estados Unidos. A seguir é apresentada a

correlação encontrada:

58,0

)DCP.(188M

−

= R

= 0,48 N = 20 (4.34)

onde:

M : Módulo de Resilência (MPa);

DCP : Índice de Penetração (mm/golpe).

Observa-se que as diversas correlações DCP x M

publicadas não apresentaram bons índices

de correlação. Como possível justificativa para a dispersão de pontos observada, destaca-se

que M

é um parâmetro de deformabilidade dos materiais enquanto que o DCP corresponde a

um parâmetro de resistência ao cisalhamento. Além disto, os métodos empregados na

retroanálise baseiam-se na Teoria da Elasticidade, considerando o subleito como um meio

semi-infinito, homogêneo e isotrópico, situação diferente da realidade de campo.

4.8 – Correlações com outros parâmetros

Ponce et al. (1991) cita a correlação utilizada pelo Trasvaal Road Department, da

África do Sul, para a estimativa da resistência à compressão simples (R

) a partir do índice

DCP:

)DCPLog( 1,078 - 3,119 )R(Log

= (4.35)

onde:

: resistência à compressão simples (kN); e

DCP : índice de penetração DCP (mm/golpe).

Edil & Benson (2004), nos Estados Unidos, apresentam estimativas do índice de penetração

DCP em função da umidade e do peso específico aparente seco dos solos:

15,28- w0,96 - 50,338DCP

= R

= 0,73 solos arenosos (4.36)

12,12- w2,62 96,242DCP

+= R

= 0,66 solos argilosos (4.37)

13,21- w0,20 35,290DCP

+= R

= 0,67 todos os solos (4.38)

onde:

w : umidade (%);

: peso específico aparente seco (kN/m

5 – ENSAIOS DE LABORATÓRIO

Neste capítulo são apresentados os procedimentos e resultados dos ensaios de

laboratório realizados para a obtenção das correlações DCP x CBR para solos saprolíticos de

textura fina.

5.1 – Coleta e Seleção das Amostras

Visando a representatividade dos solos saprolíticos, procurou-se obter amostras de

composições granulométricas distintas, variando de extremamente argilosa a arenosa.

Inicialmente foi realizado um trabalho de campo, sendo coletadas um total de 08 (oito)

amostras de solo de diferentes características. Após a realização dos ensaios de classificação

MCT-M, observou-se que 03 (três) dos solos coletados apresentavam classificação

transicional e por isso foram descartados. Outros 02 (dois) solos tinham características

geotécnicas semelhantes, sendo selecionado apenas um para a realização dos ensaios. Desta

forma, das 08 (oito) amostras originalmente coletadas, selecionou-se, para a obtenção das

correlações DCP x CBR, 04 (quatro) amostras representativas de cada um dos grupos de solos

não lateríticos (NA, NS’, NS’G’ e NG’).

Devido à facilidade de visualização do perfil de intemperismo e de acesso ao material do

horizonte saprolítico, buscou-se coletar materiais de taludes de corte localizados em margens

de rodovias próximas ao município de São José dos Campos - SP.

A tabela 5.01 apresenta informações quanto à localização dos taludes onde as 04 amostras

selecionadas foram coletadas e a Figura 5.01 mostra o mapa da região do Vale do Paraíba –

SP com a indicação dos locais de coleta. As Figuras 5.02 a 5.05 apresentam vistas gerais dos

respectivos taludes de corte.

Tabela 5.01 – Localização dos taludes onde as amostras selecionadas foram coletadas

Solo Amostra 01 - NA Amostra 02 - NS' Amostra 03 - NS'G' Amostra 04 - NG'

Local de Coleta

Rod. Carvalho Pinto Rod. dos Tamoios Rod Ayrton Senna Rod. Ayrton Senna

Município

Caçapava - SP Jambeiro - SP Jacareí - SP Mogi das Cruzes - SP

Latitude

S 23

13' 19,9'' S 23

18' 50,3'' S 23

20' 07,3'' S 23

23' 54,6''

Longitude

W 45

45' 54,1'' W 45

45' 51,2'' W 46

07' 54,5'' W 46

10' 40,5''

Elevação

616 m660 m606 m651 m

Figura 5.01 – Mapa com a indicação dos locais de coleta

Ponto de Coleta da

Amostra 01 - NA

Figura 5.02 – Visão geral do talude onde foi coletada a Amostra 01 – NA

Ponto de Coleta da

Amostra 02 – NS’

Figura 5.03 – Visão geral do talude onde foi coletada a Amostra 02 – NS’

Ponto de Coleta da

Amostra 03 – NS’G’

Figura 5.04 – Visão geral do talude onde foi coletada a Amostra 03 – NS’G’

Ponto de Coleta da

Amostra 04 – NG’

Figura 5.05 – Visão geral do talude onde foi coletada a Amostra 04 – NG’

5.2 – Ensaios de Caracterização

Além dos ensaios básicos, como determinação de curvas granulométricas e de limites

de consistência, foram realizados ensaios de classificação segundo a metodologia MCT-M,

análises microscópicas da fração areia e análises mineralógicas da fração fina através da

difração de raio-X. Procedeu-se, ainda, a análise dos mapas geológico, pedológico e

geomorfológico, desenvolvidos pelo Projeto RADAMBRASIL (1983), das áreas onde os

solos foram coletados.

Inicialmente, as amostras foram submetidas aos ensaios de caracterização preconizados pelas

Normas Brasileiras da ABNT. A preparação obedeceu aos procedimentos da NBR-6457/86

(Preparação de amostras de solo para ensaios de caracterização). Posteriormente, foram

realizados ensaios em conformidade com as normas NBR-7181/84 (Análise granulométrica

dos solos por peneiramento e sedimentação), NBR-6459/84 (Limite de liquidez de solos),

NBR-7180/84 (Limite de plasticidade de solos) e NBR-6508/84 (Determinação da massa

específica dos grãos de solo que passam na peneira 4,8mm).

Procedeu-se, então, a classificação das amostras segundo a metodologia MCT-M proposta por

Vertamatti (1988). Os ensaios foram realizados conforme descrito nas normas DNER-ME

258/94 (Solos compactados com equipamento miniatura – Mini-MCV) e DNER-ME 256/94

(Solos compactados com equipamento miniatura – determinação da perda de massa por

imersão). Os resultados dos ensaios realizados são apresentados na Tabela 5.02. A Figura 5.06

mostra o posicionamento das quatro amostras ensaiadas no ábaco de classificação MCT-M

(Vertamatti, 1988).

Tabela 5.02 – Parâmetros da classificação MCT-M obtidos para as amostras ensaiadas

01 02 03 04

Perda por Imersão - Pi

180% 230% 140% 250%

Coeficiente d'

10 5 23 55

Coeficiente c'

0.3 1.0 1.7 1.9

Coeficiente e'

1.6 1.9 1.3 1.4

Grupo MCT-M NA NS' NS'G' NG'

Amostra

Parâmetro

ÁBACO DE CLASSIFICAÇÃO MCT-M

0.50

1.00

1.50

2.00

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50

Amostra 01 - NA Amostra 02 - NS' Amostra 03 - NS'G' Amostra 04 - NG'

NS'

NG'

TG'

LA'

TA'

NS'G'

LA'G'

TA'G'

LG'

Figura 5.06 – Posicionamento das amostras ensaiadas no ábaco MCT-M

As amostras foram ordenadas conforme as curvas granulométricas apresentadas (Figura 5.07)

e nomeadas de acordo com os resultados da classificação MCT-M. Desta forma, o solo mais

arenoso recebeu a denominação Amostra 01 - NA enquanto que o extremamente argiloso foi

denominado Amostra 04 - NG’. Os solos com granulometria intermediária receberam as

denominações: Amostra 02 - NS’ e Amostra 03 - NS’G’.

GRANULOMETRIA

100

0.0001 0.0010 0.0100 0.1000 1.0000 10.0000 100.0000

Amostra 01 - NA

Amostra 02 - NS'

Amostra 03 - NS'G'

Amostra 04 - NG'

100

PORCENTAGEM QUE PASSA

PORCENTAGEM RETIDA

AREIA FINA

SILTE

A.GROSSAARGILA AREIA MÉDIA PEDREGULHO

CLASSIFICAÇÃO

ABNT

PENEIRAS (ASTM)

270 200 140 100 60 40 20 10 4

Figura 5.07 – Curvas granulométricas das amostras de solo ensaiadas.

Coerentemente com as observações de Nogami & Villibor (1990), quanto mais fina a

granulometria do solo, maior o valor do parâmetro c’ encontrado. Desta forma, obteve-se uma

amostra representativa de cada um dos quatro grupos de solos não-lateríticos.

Para a análise microscópica da fração areia de cada uma das amostras, foi utilizado um

equipamento pertencente ao Laboratório de Geologia de Engenharia do ITA constituído por

uma câmera acoplada a um micro-computador. As Figuras 5.8 a 5.11 apresentam as imagens

ampliadas das frações areia das 04 amostras analisadas.

Figura 5.08 – Imagem ampliada da fração retida na peneira #200 – Amostra 01 - NA

Figura 5.09 – Imagem ampliada da fração retida na peneira #200 – Amostra 02 – NS’

Figura 5.10 – Imagem ampliada da fração retida na peneira #200 – Amostra 03 – NS’G’.

Figura 5.11 – Imagem ampliada da fração retida na peneira #200 – Amostra 04 – NG’.

A fração areia das amostras 01, 03 e 04 apresenta o quartzo como mineral predominante,

sendo que nas amostras 01 e 04, os grãos são de diâmetro maior e formato anguloso enquanto

que na amostra 03 observa-se a presença de grãos menores e arredondados. A fração areia da

amostra 02 mostra uma alta concentração do mineral mica.

Realizaram-se, ainda, análises mineralógicas da fração passante na peneira #200. O

equipamento utilizado foi um difratômetro de Raio-X da marca PHILIPS, modelo PW 1830,

pertencente ao IAE/AMR – Instituto de Aeronáutica e Espaço / Divisão de Materiais. A

detecção dos raios difratados foi realizada por varredura contínua, de ângulos de

espalhamento 2θ

com velocidade de 1

/mm, obtendo gráficos de intensidade em função do

ângulo de espalhamento. Através deste ensaio foi possível determinar qualitativamente os

tipos de minerais presentes na fração fina das amostras, sem fazer referência às porcentagens

de ocorrência. Os resultados obtidos são apresentados na Tabela 5.03.

Tabela 5.03 – Principais minerais identificados pelo ensaio de difração espectral.

Amostra 01 - NA Amostra 02 - NS' Amostra 03 - NS'G' Amostra 04 - NG'

Ortoclásio Quartzo Quartzo Ortoclásio

Diopsídio Caolinita Muscovita Quartzo

Caolinita Muscovita Caolinita Caolinita

Muscovita Montmorilonita Montmorilonita

A Tabela 5.04 apresenta um resumo completo dos ensaios de caracterização.

Tabela 5.04 – Resumo das características geotécnicas das amostras ensaiadas

Amostra 01 - NA Amostra 02 - NS' Amostra 03 - NS'G' Amostra 04 - NG'

Areia silto-argilosa Solo micáceo Solo argilo-arenoso Argila siltosa

Local de Coleta

Rod. Carvalho Pinto Rod. dos Tamoios Rod. Ayrton Senna Rod. Ayrton Senna

Município

Caçapava–SP Jambeiro–SP Jacareí–SP Mogi das Cruzes–SP

Latitude

S 23

13' 19,9'' S 23

18' 50,3'' S 23

20' 07,3'' S 23

23' 54,6''

Longitude

W 45

45' 54,1'' W 45

45' 51,2'' W 46

07' 54,5'' W 46

10' 40,5''

Mapa Geológico

TQt

TQt TQt

Mapa Pedológico

LVa PVa PVa PVa

Mapa Geomorfológico

G1 G2 G1 G1

Areia Grossa

1.0% 2.1% 0.0% 0.0%

Areia Média

53.5% 22.3% 0.0% 2.0%

Areia Fina

29.5% 52.6% 38.4% 8.9%

Silte

8.9% 15.8% 21.6% 20.8%

Argila

7.2% 7.2% 40.0% 68.3%

26% 36% 39% 59%

18% 26% 22% 28%

8% 10% 17% 31%

NA NS' NS'G' NG'

A-2-4 A-2-4 A-6 A-7-6

SC SM CL CH

Simbologia Projeto RADAM (1983):

Mapa Geológico

TQt Grupo Taubaté: arenitos, arcóseos, conglomerados, argilitos e folhelhos betuminosos

Complexo Paraíba do Sul: gnaisses e variações, migmatitos, lentes e quartzitos

Mapa Pedológico

LVa Latossolo vermelho-amarelo álico

PVa Podzólico vermelho-amarelo álico

Mapa Geomorfológico

G1 Depressão do médio Paraíba do Sul

G2 Planalto de Paraitinga-Paraibuna

Classificação USC

Granulometria

Limite de Plasticidade - LP

Limite de Liquidez - LL

Classificação MCT

Solo

Descrição

Classificação HRB

Índice de Plasticidade - IP

Projeto

RADAM

Procedência

5.3 – Moldagem dos Corpos de Prova

A moldagem dos corpos de prova foi realizada de acordo com o método de ensaio

DNER ME 49-94 “Solo - determinação do Índice de Suporte Califórnia utilizando amostras

não trabalhadas”. Inicialmente as quatro amostras foram secas ao ar, destorroadas, passadas

na peneira n

04 e homogeneizadas. Em seguida, foram colocadas em tonéis de plástico e

estocadas no laboratório de Solos Tropicais do ITA.

Para cada amostra de solo coletada, foi moldado um total aproximado de 15 (quinze) corpos

de prova cilíndricos de 150 mm de diâmetro, compactados em 05 (cinco) camadas,

distribuídos em três diferentes energias de compactação: normal (12 golpes por camada),

intermediária (26 golpes por camada) e modificada (55 golpes por camada).

Visando a obtenção de curvas de compactação bem definidas, para cada energia procurou-se

moldar pelo menos dois corpos de prova com teor de umidade abaixo da ótima (ramo seco),

um corpo de prova com teor de umidade próximo da ótima e dois corpos de prova com teor de

umidade acima da ótima (ramo úmido). Sempre que necessário, corpos de prova adicionais

foram efetuados para permitir uma melhor definição das curvas de compactação. A Figura

5.12 apresenta, na forma de um organograma, o esquema básico de distribuição das condições

de moldagem dos corpos de prova.

A compactação foi realizada com o auxílio de um compactador mecânico, modelo M-100,

fabricado nos Estados Unidos pela empresa Ploog Engineering CO. Antes do início das

atividades, uma revisão completa no equipamento foi efetuada. O equipamento compactador

utilizado é apresentado na Figura 5.13.

Moldagem dos Corpos de Prova

(para cada amostra)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

ramo seco: 02 CPs ramo seco: 02 CPs ramo seco: 02 CPs

umidade ótima: 01 CP umidade ótima: 01 CP umidade ótima: 01 CP

ramo úmido: 02 CPs ramo úmido: 02 CPs ramo úmido: 02 CPs

Figura 5.12 – Esquema básico de moldagem dos corpos de prova

Figura 5.13 – Compactador mecânico Ploog Engineering CO, modelo M-100.

Conforme proposto por Lima (2000), o prato giratório do equipamento compactador foi

substituído por um sistema fixo dotado de rolamentos, permitindo a livre movimentação do

cilindro CBR. Este procedimento visou garantir a homogeneidade da compactação ao longo

da superfície dos corpos de prova, isto é, que as resistências no centro e nos bordos

apresentassem valores iguais. A compactação foi, portanto, realizada de forma semi-

automática, deixando o operador responsável pela distribuição dos golpes através da

translação do cilindro na base do equipamento compactador. O esquema da seqüência de

distribuição dos golpes é apresentado na Figura 5.14. Após a aplicação de golpes múltiplos de

nove, a seqüência de distribuição era reiniciada até a conclusão do número de golpes

correspondente à energia de compactação utilizada.

Figura 5.14 – Seqüência de distribuição de golpes pelo equipamento compactador

Finalizada a moldagem de um corpo de prova, o cilindro era então submetido à pesagem

visando o cálculo da massa específica aparente seca (γ

). A partir dos pares (w; γ

) foram

construídas as curvas de compactação para cada uma das energias utilizadas. A Figura 5.15

apresenta as curvas de compactação obtidas para as 04 (quatro) amostras ensaiadas. Os pontos

de máximo, correspondentes aos valores da umidade ótima de compactação (w

ótima

) e da

massa específica aparente seca máxima (γ

max

), são apresentados na Tabela 5.05.

Amostra 01 - NA

1.40

1.45

1.50

1.55

1.60

1.65

1.70

1.75

1.80

1.85

1.90

1.95

2.00

2.05

2.10

2.15

2.20

4.0 6.0 8.0 10.0 12.0 14.0 16.0 18.0 20.0 22.0 24.0 26.0 28.0 30.0 32.0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

Amostra 03 - NS'G'

1.40

1.45

1.50

1.55

1.60

1.65

1.70

1.75

1.80

1.85

1.90

1.95

2.00

2.05

2.10

2.15

2.20

4.0 6.0 8.0 10.0 12.0 14.0 16.0 18.0 20.0 22.0 24.0 26.0 28.0 30.0 32.0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

Amostra 04 - NG'

1.40

1.45

1.50

1.55

1.60

1.65

1.70

1.75

1.80

1.85

1.90

1.95

2.00

2.05

2.10

2.15

2.20

4.0 6.0 8.0 10.0 12.0 14.0 16.0 18.0 20.0 22.0 24.0 26.0 28.0 30.0 32.0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

Amostra 02 - NS'

1.40

1.45

1.50

1.55

1.60

1.65

1.70

1.75

1.80

1.85

1.90

1.95

2.00

2.05

2.10

2.15

2.20

4.0 6.0 8.0 10.0 12.0 14.0 16.0 18.0 20.0 22.0 24.0 26.0 28.0 30.0 32.0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

Figura 5.15 – Curvas de compactação obtidas para as 04 amostras ensaiadas

Tabela 5.05 – Valores de γ

max

e w

ótima

para as quatro amostras ensaiadas

máx

(g/cm

)

ótima

(%)

máx

(g/cm

)

ótima

(%)

máx

(g/cm

)

ótima

(%)

AMOSTRA 01 -NA 1.78 12.9 1.87 11.1 1.94 9.7

AMOSTRA 02 - NS' 1.59 18.2 1.68 14.8 1.76 13.4

AMOSTRA 03 - NS'G' 1.67 18.3 1.76 15.6 1.85 14.0

AMOSTRA 04 - NG' 1.51 24.8 1.69 23.2 1.68 17.9

AMOSTRA

PROCTOR NORMAL PROCTOR INTERMEDIÁRIO PROCTOR MODIFICADO

Imediatamente após a moldagem de cada um dos corpos de prova realizou-se, na face inferior

dos mesmos, o ensaio CBR e, na face oposta, o ensaio DCP. Um tarugo de madeira foi

introduzido no orifício produzido pelo ensaio CBR de modo a evitar o choque da ponteira do

DCP com o disco espaçador. A Figura 5.16 ilustra o procedimento adotado para os ensaios

CBR e DCP.

Figura 5.16 – Procedimento de ensaios CBR e DCP

5.4 – Ensaios CBR

As determinações das capacidades de suporte CBR foram realizadas com base no

método de ensaio DNER ME 49-94 “Solo – determinação do Índice de Suporte Califórnia

utilizando amostras não trabalhadas”. No entanto, em dois aspectos não foram seguidos os

procedimentos normalizados: os cilindros não foram colocados em imersão e o teste de

penetração foi realizado sem a aplicação de sobrecarga de confinamento.

Realizando-se os ensaios na condição sem imersão é possível testar uma maior variabilidade

de resistência dos solos estudados. De forma geral, os corpos de prova moldados nos ramos

secos das curvas de compactação tendem a apresentar as maiores resistências CBR e DCP,

enquanto que os corpos de prova moldados nos extremos dos ramos úmidos dessas curvas,

apresentam resistências muito baixas. Caso os ensaios fossem realizados na condição imersa,

a saturação do solo provocaria uma redução acentuada de resistência nos corpos de prova

moldados nos ramos secos e os resultados destes ensaios seriam semelhantes aos obtidos

pelos corpos de prova moldados nos ramos úmidos.

Além disto, de acordo com as proposições originais dos métodos de dimensionamento

baseados no ensaio CBR, a imersão dos corpos de prova em água por um período de 96 horas

tem como objetivo a simulação da condição de saturação dos solos, comum durante o degelo

da primavera em países de clima temperado. Nos países tropicais, como o Brasil, os

problemas de saturação de subleitos de pavimentos estão normalmente associados à situação

de nível de lençol freático alto, sendo facilmente solucionados pela especificação e construção

de drenos profundos. Desta maneira, a realização do ensaio CBR nas condições originalmente

propostas pode levar ao super dimensionamento da estrutura dos pavimentos brasileiros.

Lima (2000) salienta, ainda, que a imersão em água dos corpos de prova não produz uma

saturação homogênea dos solos ensaiados. Observou-se, através de testes de laboratório, a

ocorrência de um gradiente de umidade ao longo da seção vertical dos cilindros de ensaio.

Corpos de prova moldados com solos arenosos apresentaram perda de umidade mais

acentuada na parte superior exposta à atmosfera. Corpos de prova moldados com solos

argilosos necessitaram, para a completa saturação, muito mais tempo em imersão do que as 96

horas propostas pela Norma, reduzindo com isso, a praticidade e a confiabilidade nos

resultados de ensaio, caso esse procedimento fosse adotado.

Quanto à utilização ou não de sobrecarga durante os ensaios, vale ressaltar que uma das

principais aplicações do equipamento DCP consiste no controle de qualidade de compactação

de camadas estruturais e aterros de obras viárias. Para este controle, são realizados ensaios em

camada exposta, onde não se observa o efeito da sobrecarga de confinamento. Conforme

procedimento já adotado por Lima (2000), visando uma maior confiabilidade nas correlações

CBR x DCP, especialmente para aplicações como esta, optou-se pela realização de ambos os

ensaios, CBR e DCP, sem a aplicação de sobrecarga.

Lima (2000), trabalhando com um solo arenoso, mais sujeito portanto ao efeito do

confinamento devido à pequena coesão, já havia observado que os resultados dos ensaios

CBR e DCP realizados com ou sem aplicação de sobrecarga de confinamento apresentaram

variações menores que a própria dispersão característica dos ensaios.

Os ensaios CBR foram realizados com a utilização de uma prensa hidráulica, modelo S-610

CBR/UCC, fabricada nos Estados Unidos pela empresa Brainard - Kilman. Utilizou-se uma

célula de carga com capacidade de 5000 libras, produzida pelo próprio fabricante do

equipamento.

A aquisição de dados foi realizada automaticamente através de um microcomputador

acoplado diretamente à célula de carga. O software utilizado, desenvolvido pelo Prof. Flávio

Massayuki Kuwajima, realizava leituras da pressão exercida na célula de carga, em kgf/cm

, a

cada 10 segundos da penetração do pistão no corpo de prova. Como forma de evitar valores

de pico de sinal, para cada tempo de leitura, o programa executava 1.000 leituras via entrada

serial e fornecia a média das mesmas.

Durante a realização do ensaio, o desenvolvimento da curva CBR – penetração (mm) x

pressão (kgf/cm

) – podia ser acompanhado diretamente pelo monitor do computador. A

Figura 5.17 apresenta a bancada de ensaios CBR utilizada para a execução do trabalho.

Figura 5.17 – Conjunto de equipamentos utilizados para os ensaios CBR

Antes do início das atividades, o conjunto de equipamentos foi devidamente calibrado a partir

de uma célula de carga padrão de 10.000 libras, fabricada pela empresa americana BLH

Eletronics. A curva de calibração obtida é apresentada na Figura 5.18. O eixo das abscissas

corresponde às leituras obtidas pelo sistema de aquisição de dados e o eixo das ordenadas, às

leituras fornecidas diretamente pelo leitor da célula de carga padrão. A equação de calibração

é apresentada a seguir:

[]

[

]

879,1(kgf) Sistema do Leitura971,0(kgf) Corrigida Leitura

⋅= (5.01)

Ensaio CBR

Curva de Calibração

y = 0.971 x + 1.879

= 1

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

Leitura do Sistema de Aquisição de Dados (kgf)

Célula de Carga Padrão (kgf)

Figura 5.18 – Curva de calibração do equipamento CBR

Durante a realização dos ensaios foi observado o rompimento da cabeça de alguns dos corpos

de prova. Esta ruptura podia ser imediatamente notada através da inversão de declividade no

desenvolvimento da curva do ensaio CBR. No entanto, sua ocorrência não influenciou os

resultados dos ensaios, uma vez que a ruptura acontecia sempre após a penetração de 2,54 mm

e 5,08 mm do pistão no corpo de prova, pontos considerados na determinação do índice CBR.

As curvas originais (sem correção) obtidas durante a realização do ensaio CBR são

apresentadas no Apêndice A. Quando necessário, estas curvas foram devidamente corrigidas

na origem visando à obtenção dos índices CBR de cada um dos corpos de prova, conforme

determina a Norma do ensaio.

5.5 – Ensaios DCP

Para a realização dos ensaios de penetração DCP foi utilizado um equipamento de

bancada desenvolvido pelo Instituto Tecnológico de Aeronáutica – ITA (Figura 5.19). Este

equipamento garante o posicionamento vertical da haste, evitando uma possível fonte de erro

durante a execução do ensaio.

Utilizaram-se os mesmos corpos de prova moldados para a realização do ensaio CBR. Na face

inferior do cilindro realizou-se o ensaio CBR. Em seguida, o corpo de prova foi invertido para

a execução do ensaio DCP na face oposta.

As leituras de penetração realizaram-se após a aplicação de cada golpe do martelo por meio

de um paquímetro digital acoplado ao conjunto. Para o início do ensaio, a ponteira do DCP foi

posicionada no centro do corpo de prova, sob a ação estática do peso do martelo. O mostrador

do paquímetro foi, então, zerado para o início da aplicação dos golpes.

Figura 5.19 – Equipamento DCP de bancada

O índice DCP foi determinado a partir do coeficiente angular da reta de regressão linear das

leituras de penetração efetuadas durante a realização do ensaio. Considerou-se apenas o trecho

mais retilíneo da curva DCP. Desta forma, procurou-se desconsiderar o primeiro golpe

efetuado, uma vez que a superfície de contato entre a ponteira e o solo não é mesma dos

golpes subseqüentes, ocasionando variações de inclinação no desenvolvimento da curva, e

também os pontos finais, devido à influência do furo do ensaio CBR.

Porém, em alguns corpos de prova, especificamente aqueles moldados no ramo úmido da

curva de compactação, a execução de apenas um golpe do martelo foi suficiente para uma

penetração superior à metade da altura do cilindro, forçando a interrupção do ensaio já no

primeiro golpe. Numa análise inicial, diria-se que a determinação do índice DCP nesses casos

fora prejudicada e o corpo de prova seria descartado. No entanto, ao plotar os pares (CBR,

DCP) e construir as retas de correlação, observou-se que os pontos obtidos a partir desses

corpos de prova não se distanciaram da curva de correlação entre os dois parâmetros, o que

mostra que os problemas ocorridos durante a realização do ensaio do DCP não provocaram

erros significativos nos resultados.

Numa análise mais criteriosa, observou-se que o próprio peso estático do martelo no início do

ensaio já era suficiente para promover uma penetração inicial da ponteira do DCP, de forma

que a superfície da mesma permanecesse quase inteiramente em contato com o solo,

minimizando o erro provocado pela aplicação do primeiro golpe. Além disto, conforme

ilustrado na Figura 5.20, solos mais frágeis produzem penetrações por golpe maiores, de

forma que o erro relativo provocado por uma eventual perda de contato inicial entre a ponteira

e solo é menor do que em solos mais resistentes, onde a penetração por golpe é menor.

Figura 5.20 – Detalhe da execução do 1

golpe do DPC em solos de diferentes resistências

As curvas DCP obtidas para cada um dos corpos de prova ensaiados também estão

apresentadas no Apêndice A, em conjunto com as curvas dos ensaios CBR.

5.5 – Resultados Finais dos Ensaios de Laboratório

As Tabelas 5.06 a 5.09 apresentam os resultados dos ensaios de laboratório realizados

para as 04 amostras coletadas.

Tabela 5.06 – Resultados dos ensaios de laboratório relativos à Amostra 01 – NA

Ponto Umidade de Energia de

Compactação (%) Compactação (g/cm3)

01 9.0 Normal 1.74 30 18.7

02 10.5 Normal 1.75 31 * 19.8

03 12.0 Normal 1.78 32 * 20.2

04 15.6 Normal 1.77 9 58.8 **

05 17.4 Normal 1.71 4 88.9 **

06 7.1 Intermediário 1.80 46 11.7

07 9.0 Intermediário 1.85 49 * 11.5

08 10.5 Intermediário 1.87 52 * 11.6

09 12.0 Intermediário 1.87 40 12.9

10 15.6 Intermediário 1.77 6 74.3 **

11 5.9 Modificado 1.88 74 * 6.7

12 7.1 Modificado 1.89 79 * 7.0

13 9.0 Modificado 1.95 90 * 6.9

14 10.5 Modificado 1.95 71 * 8.1

15 12.0 Modificado 1.90 31 12.9

16 15.6 Modificado 1.79 5 82.4 **

AMOSTRA 01 - NA

(mm/golpes)

CBR

(%)

DCP

(*) Rompimento da cabeça do corpo de prova durante a execução do ensaio CBR

(**) Índice DCP obtido a partir da execução de apenas um golpe do martelo

Tabela 5.07 – Resultados dos ensaios de laboratório relativos à Amostra 02 – NS’

Ponto Umidade de Energia de

Compactação (%) Compactação (g/cm3)

01 14.2 Normal 1.54 9 37.7

02 16.1 Normal 1.56 9 39.0

03 17.6 Normal 1.59 9 35.4

04 20.3 Normal 1.58 4 73.8 **

05 22.5 Normal 1.53 3 83.5 **

06 9.5 Intermediário 1.61 16 17.6

07 12.0 Intermediário 1.67 18 17.3

08 14.2 Intermediário 1.67 16 19.6

09 16.1 Intermediário 1.70 13 21.5

10 17.6 Intermediário 1.65 7 32.0

11 22.5 Intermediário 1.54 3 96.4 **

12 7.1 Modificado 1.63 22 14.5

13 9.5 Modificado 1.74 27 13.4

14 12.0 Modificado 1.78 27 15.0

15 14.2 Modificado 1.78 24 17.6

16 16.1 Modificado 1.71 12 21.3

17 17.6 Modificado 1.69 6 41.6

18 22.5 Modificado 1.56 3 100.5 **

(*) Rompimento da cabeça do corpo de prova durante a execução do ensaio CBR

(**) Índice DCP obtido a partir da execução de apenas um golpe do martelo

AMOSTRA 02 - NS'

DCP

(mm/golpes)

CBR

(%)

Tabela 5.08 – Resultados dos ensaios de laboratório relativos à Amostra 03 – NS’G’

Ponto Umidade de Energia de

Compactação (%) Compactação (g/cm3)

01 13.6 Normal 1.60 28 8.3

02 15.6 Normal 1.64 27 12.1

03 17.3 Normal 1.66 22 21.9

04 19.2 Normal 1.67 12 30.7

05 21.7 Normal 1.63 7 49.1

06 24.0 Normal 1.56 5 86.9 **

07 10.7 Intermediário 1.68 50 4.7

08 13.6 Intermediário 1.74 47 6.9

09 15.6 Intermediário 1.76 34 11.3

10 17.3 Intermediário 1.75 24 18.1

11 21.7 Intermediário 1.64 6 72.7 **

12 8.6 Modificado 1.72 82 2.1

13 10.7 Modificado 1.79 74 3.5

14 13.6 Modificado 1.87 65 5.9

15 15.6 Modificado 1.85 34 11.4

16 17.3 Modificado 1.78 23 17.6

17 19.2 Modificado 1.71 8 46.4

18 21.7 Modificado 1.62 4 85.3 **

(*) Rompimento da cabeça do corpo de prova durante a execução do ensaio CBR

(**) Índice DCP obtido a partir da execução de apenas um golpe do martelo

(mm/golpes)(%)

AMOSTRA 03 - NS'G'

DCPCBR

Tabela 5.09 – Resultados dos ensaios de laboratório relativos à Amostra 04 – NG’

Ponto Umidade de Energia de

Compactação (%) Compactação (g/cm3)

01 20.5 Normal 1.45 21 13.1

02 23.2 Normal 1.50 21 19.0

03 25.4 Normal 1.51 14 35.6

04 27.3 Normal 1.49 8 68.2 **

05 29.8 Normal 1.44 5 97.8 **

06 19.0 Intermediário 1.55 38 8.0

07 21.0 Intermediário 1.58 32 11.6

08 23.9 Intermediário 1.59 26 * 20.3

09 25.2 Intermediário 1.57 14 40.2

10 27.7 Intermediário 1.50 9 61.4 **

11 14.0 Modificado 1.65 81 3.4

12 17.3 Modificado 1.67 70 4.5

13 19.0 Modificado 1.68 58 * 7.0

14 20.3 Modificado 1.68 44 * 11.1

15 22.9 Modificado 1.63 26 * 17.5

16 26.0 Modificado 1.56 14 38.8

(*) Rompimento da cabeça do corpo de prova durante a execução do ensaio CBR

(**) Índice DCP obtido a partir da execução de apenas um golpe do martelo

CBR

(%)

DCP

(mm/golpes)

AMOSTRA 04 - NG'

6 – ANÁLISE DOS RESULTADOS

Neste capítulo serão apresentadas e analisadas as correlações DCP x CBR obtidas a

partir dos ensaios de laboratório. Coerentemente com os trabalhos publicados por outros

autores, o modelo bi-logarítmico foi o que melhor explicou o comportamento entre os dois

parâmetros analisados.

6.1 – Correlações DCP x CBR obtidas para as amostras ensaiadas

As correlações DCP x CBR foram determinadas através da análise de regressão linear

(método dos mínimos quadrados) dos pontos obtidos durante a realização dos ensaios.

As Figuras 6.01 a 6.04 apresentam as correlações obtidas individualmente para as quatro

amostras analisadas. Os pares (DCP, CBR) encontram-se identificados conforme a energia de

compactação utilizada na moldagem dos corpos de prova.

São identificados, ainda, os pontos cujos índices DCP foram obtidos a partir da aplicação de

apenas um golpe do equipamento. Nota-se que os distanciamentos desses pontos em relação

às retas de correlação são menores do que os de vários outros pares nos quais não se

observaram tais problemas. Desta forma, conforme já discutido na descrição dos ensaios,

estes pontos não foram desconsiderados nas análises.

Por fim, encontram-se destacados os pares correspondentes às umidades ótimas de cada uma

das energias utilizadas.

CORRELAÇÃO CBR x DCP

AMOST RA 01 - NA

LOG(CBR) = 2,87 - 1,12.LOG(DCP)

= 0,98

N = 16

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Log (DCP)

Log (CBR)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

Índice DCP obtido a partir da execução

de apenas um golpe do equipamento

Pontos de umidade ótima

Figura 6.01 – Correlação DCP x CBR obtida para a Amostra 01 - NA

CORRELAÇÃO CBR x DCP

AMOSTRA 02 - NS'

LOG(CBR) = 2,65 -1,12.LOG(DCP)

= 0,95

N = 18

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Log (DCP)

Log (CBR)

Proctor Normal

Proctor Intermediário

Proctor Modificado

ndice DCP obtido a partir da execução

de apenas um golpe do equipamento

Pontos de umidade ótima

Figura 6.02 – Correlação DCP x CBR obtida para a Amostra 02 – NS’

CORRELAÇÃO CBR x DCP

AMOSTRA 03 - NS'G'

LOG(CBR) = 2,33 - 0,83.LOG(DCP)

= 0,96

N = 18

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Log (DCP)

Log (CBR)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

Índice DCP obtido a partir da execução

de apenas um golpe do equipamento

Pontos de umidade ótima

Figura 6.03 – Correlação DCP x CBR obtida para a Amostra 03 – NS’G’

CORRELAÇÃO CBR x DCP

AMOSTRA 04 - NG'

LOG(CBR) = 2,38 - 0,80. LOG (DCP)

= 0,96

N = 16

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Log (DCP)

Log (CBR)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

Índice DCP obtido a partir da execução

de apenas um golpe do equipamento

Pontos de umidade ótima

Figura 6.04 – Correlação DCP x CBR obtida para a Amostra 04 – NG’

Obteve-se, também, a correlação correspondente à análise simultânea de todos pontos obtidos

durante a realização dos ensaios. A Figura 6.05 mostra a reta de correlação encontrada. Os

pares (DCP, CBR) encontram-se identificados conforme a amostra ensaiada.

CORRELAÇÃO CBR x DCP

TODAS AS AMOSTRAS

Log(CBR) = 2,54 -0,96.Log(DCP)

= 0,90

N = 68

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Log (DCP)

Log (CBR)

Amostra 01 - NA Amostra 02 - NS' Amostra 03 - NS'G' Amostra 04 - NG'

Figura 6.05 – Correlação DCP x CBR para todos os pontos obtidos

Quando todos os pares são considerados simultaneamente, observa-se uma diminuição

significativa do coeficiente de determinação (R

) da correlação obtida, mostrando uma maior

dispersão dos pontos analisados. Desta forma, conclui-se que é sempre preferível utilizar a

correlação individual para cada tipo solo, pois esta proporcionará uma maior confiabilidade

nas estimativas de CBR efetuadas.

Um resumo completo do conjunto de correlações obtidas a partir da análise dos resultados dos

ensaios é apresentado na Tabela 6.01. A representação gráfica das mesmas, em escala bi-

logarítmica, é mostrada na Figura 6.06.

Tabela 6.01 – Resumo das correlações DCP x CBR obtidas a partir dos ensaios realizados

de Pontos Coeficiente de

(N)

Determinação (R

)

Amostra 01 - NA Log(CBR) = 2,87 - 1,12 Log(DCP) 16 0.98

Amostra 02 - NS' Log(CBR) = 2,65 - 1,12 Log(DCP) 18 0.95

Amostra 03 - NS'G' Log(CBR) = 2,33 - 0,83 Log(DCP) 18 0.96

Amostra 04 - NG' Log(CBR) = 2,38 - 0,80 Log(DCP) 16 0.96

Todos os Pontos Log(CBR) = 2,54 - 0,96 Log(DCP) 68 0.90

Amostra Correlação

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Solos Saprolíticos de Textura Fina

100

110

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

100

Amostra 01 - NA Amostra 02 - NS' Amostra 03 - NS'G' Amostra 04 - NG' Todos os pontos

Figura 6.06 – Conjunto de correlações DCP x CBR obtidas para os solos analisados

6.2 – Determinação e análise de curvas iso-DCP e iso-CBR

Pode-se dizer que as propriedades dos solos compactados dependem da umidade e do

processo de compactação, dos quais resultam a massa específica, o grau de saturação e o

travamento estrutural das partículas do solo.

Segundo Valle (1994), o processo de compactação impõe uma deformação irreversível ao

material que melhora as suas propriedades mecânicas, propiciada pela modificação da

geometria da estrutura das partículas. O aumento de γ

traz, como vantagens, o acréscimo do

módulo de elasticidade, da coesão e do ângulo de atrito interno. O crescimento geral das

propriedades mecânicas conduz a maiores valores de capacidade de carga, Índice de Suporte

Califórnia e resistência ao penetrômetro, entre outros.

Por outro lado, a compactação também propicia o aumento do grau de saturação do solo. As

quantidades de partículas sólidas e água permanecem constantes ao longo do processo, sendo

que o aumento de γ

é conseqüência da eliminação de ar dos vazios. Este aumento do grau de

saturação acarreta a redução da sucção do solo, contribuindo para a diminuição da sua

resistência. Desta forma, o benefício proporcionado pela melhoria no travamento estrutural

das partículas é parcialmente neutralizado.

No intuito de analisar a influência destes fatores nas diversas propriedades mecânicas dos

solos compactados construiu-se gráficos de massa específica aparente seca (γ

) em função da

umidade de compactação (w) e plotou-se a posição correspondente a cada corpo de prova

moldado, identificando a energia de compactação utilizada e o resultado do ensaio a ser

analisado (DCP ou CBR). Traçou-se, então, por interpolação dos resultados, curvas de igual

valor desta propriedade, chamada de curvas iso (iso-DCP ou iso-CBR). Nesta representação,

tem-se uma visão de como os parâmetros de compactação (energia e umidade) influenciam as

características determinadas.

As Figuras 6.07 e 6.08 apresentam, respectivamente, os resultados dos ensaios DCP e CBR

em função da umidade de compactação (w) e da massa específica aparente seca (γ

) dos

corpos prova para cada uma das amostras ensaiadas. Encontram-se representadas as curvas

iso-DCP e iso-CBR.

Observa-se que, de forma geral, os solos mais arenosos, Amostra 01 – NA e Amostra 02 –

NS´, apresentam curvas iso-DCP (Figura 6.07) inclinadas, praticamente paralelas aos ramos

secos das curvas de compactação, enquanto que os solos mais argilosos, Amostras 03 –

NS´G´ e Amostra 04 – NG´, apresentam curvas iso-DCP quase verticais.

Analisando as curvas iso-CBR obtidas (Figura 6.08), nota-se um comportamento muito

semelhante ao observado no ensaio DCP. No entanto, as amostras argilosas apresentam

curvas iso-CBR menos verticais.

Para justificar as diferenças de comportamento entre os solos arenosos e argilosos e entre os

ensaios DCP e CBR, analisou-se as características individuais de cada um dos ensaios,

identificando-se algumas particularidades importantes.

O DCP é um ensaio de carregamento rápido. Durante a execução de cada golpe do martelo,

não há tempo para a expulsão da água presente no interior dos vazios e por isso pode ser

considerado como um ensaio do tipo “não drenado”.

Resultados do Ensaio DCP (mm/golpe)

Amostra 01 - NA

18,7

19,8

20,2

58,8

88,9

74,3

11,7

11,5

11,6

12,9

6,7

7,0

6,9

8,1

12,9

82,4

1,60

1,65

1,70

1,75

1,80

1,85

1,90

1,95

2,00

2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

8,0

10,0

12,0

14,0

20,0

40,0

60,0

S = 100%

Resultados do Ensaio DCP (mm/golpe)

Amostra 03 - NS'G'

8,3

12,1

21,9

30,7

49,1

86,9

72,7

4,7

6,9

11,3

18,1

85,3

2,1

3,5

5,9

11,4

17,6

46,4

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

1,80

1,85

1,90

1,95

8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0 22,0 24,0 26,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

4,0

6,0

8,0 12,0

18,0

30,0

S = 100%

Resultados do Ensaio DCP (mm/golpe)

Amostra 04 - NG'

97,8

68,2

35,6

19,0

13,1

61,4

40,2

20,3

11,6

8,0

38,8

17,5

11,1

7,0

4,5

3,4

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

1,80

13,0 15,0 17,0 19,0 21,0 23,0 25,0 27,0 29,0 31,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

4,0

6,0

8,0

12,0

16,0 20,0

40,0

S = 100%

Resultados do Ensaio DCP (mm/golpe)

Amostra 02 - NS'

83,5

73,8

35,4

39,0

37,7

96,4

32,0

21,5

19,617,3

17,6

100,5

41,6

21,3

17,6

15,0

13,4

14,5

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

1,80

1,85

1,90

6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0 22,0 24,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

16,0

18,0

20,0

30,0 40,0

15,0

S = 100%

Figura 6.07 – Resultados dos ensaios DCP (mm/golpe) em função de w (%) e γ

(g/cm

)

Resultados do Ensaio CBR (%)

Amostra 01 - NA

1,60

1,65

1,70

1,75

1,80

1,85

1,90

1,95

2,00

2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

S = 100%

Resultados do Ensaio CBR (%)

Amostra 03 - NS'G'

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

1,80

1,85

1,90

1,95

8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0 22,0 24,0 26,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

20 10

S = 100%

Resultados do Ensaio CBR (%)

Amostra 04 - NG'

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

1,80

13,0 15,0 17,0 19,0 21,0 23,0 25,0 27,0 29,0 31,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

S = 100%

Resultados do Ensaio CBR (%)

Amostra 02 - NS'

1618

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

1,80

1,85

1,90

6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0 20,0 22,0 24,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

12 10

S = 100%

Figura 6.08 – Resultados dos ensaios CBR (%) em função de w (%) e γ

(g/cm

)

100

Segundo Pinto (2000), a variação da resistência não drenada de solos compactados, em

ensaios UU, para uma certa pressão confinante, se processa conforme apresentado na Figura

6.09. Observa-se que a resistência não drenada depende fundamentalmente da umidade de

moldagem e só secundariamente da massa específica obtida na compactação. Segundo esse

autor, tal comportamento é devido ao desenvolvimento das pressões de poro e à dissolução do

ar na água. Para pressões confinantes menores, as retas de mesma resistência apresentam

aspecto menos vertical, de forma que a resistência ao cisalhamento aumenta com a melhoria

da massa específica e diminui com o aumento da umidade.

Figura 6.09 – Variação da resistência de cisalhamento em ensaios UU (PINTO, 2000)

Este comportamento é muito parecido com o que foi observado nos ensaios DCP. Salienta-se

que, durante a realização dos mesmos, as amostras foram submetidas apenas ao confinamento

lateral proporcionado pelo molde cilíndrico. Não houve confinamento vertical, uma vez que

os ensaios foram realizados sem a aplicação de sobrecarga. Esta ausência de confinamento

101

vertical pode ter influenciado, de forma mais significativa, os resultados das amostras

arenosas, devido à menor coesão dos solos, e por isso, as curvas iso-DCP dessas amostras

apresentaram aspecto inclinado.

Em relação às diferenças observadas entre os ensaios DCP e CBR, pode-se dizer que o ensaio

DCP provoca, na estrutura do solo, grandes deformações localizadas. Estas deformações

contribuem para a redução imediata do volume de vazios na área de influência do ensaio.

Como não ocorre a expulsão da água no interior destes vazios, o solo rapidamente atinge a

condição de saturação, o efeito da sucção é neutralizado e a carga do ensaio é absorvida pelo

aumento das pressões de poro. Nesta situação, a resistência é menos dependente da estrutura e

por isso, as curvas iso-DCP apresentam uma tendência mais vertical. No caso de solos pouco

coesivos, devido à ausência de confinamento vertical, as curvas de mesma resistência

apresentam aspecto inclinado.

Por outro lado, o CBR é um ensaio de carregamento mais lento, de forma que parte da água

presente no interior dos vazios é expulsa durante a realização do mesmo, podendo-se dizer

que ocorre uma drenagem parcial, principalmente se o solo for permeável. Além disto, as

deformações provocadas pelo ensaio são relativamente pequenas, diminuindo o efeito da

saturação na sua área de influência, mesmo em amostras mais argilosas. A carga do ensaio é

absorvida pelo aumento das tensões efetivas e por isso, a resistência é mais dependente do

travamento estrutural do solo. Como resultado, as curvas iso-CBR apresentam aspecto mais

inclinado.

Visando estender a presente análise a outros tipos de solo, como por exemplo, os solos

lateríticos e transicionais de textura fina estudados por Lima (2000), construiu-se gráficos de

102

(g/cm

) x w (%), semelhantes aos obtidos para os solos saprolíticos, e traçou-se as curvas

iso-DCP e iso-CBR com base nos resultados publicados por esse autor. As Figuras 6.10 e 6.11

apresentam, respectivamente, os gráficos obtidos a partir dos ensaios DCP e CBR realizados

por Lima (2000).

Observa-se, novamente, o formato quase vertical das curvas iso-DCP (Figura 6.10), mesmo

nos solos mais arenosos (Amostras TA’ e TA’G’). Pode-se dizer que, para estes solos, o efeito

da ausência de sobrecarga durante os ensaios não foi tão significativo. Como possível

explicação, tem-se que os solos lateríticos apresentam uma certa coesão proporcionada pela

presença de óxidos de ferro ou alumínio.

Analisando os resultados dos ensaios CBR (Figura 6.11), observa-se que, nos ramos secos das

curvas de compactação, as linhas iso-CBR apresentam inclinações para a direita,

analogamente ao observado nas amostras de solo saprolítico estudadas. Nos ramos úmidos

dessas curvas, a inclinação das linhas iso-CBR é invertida para a esquerda, indicando uma

redução da resistência dos solos com o aumento da energia de compactação, resultado da

aproximação da situação de saturação dos corpos de prova.

Tendo em vista o formato vertical das curvas iso-DCP, conclui-se que este ensaio é mais

sensível às flutuações de umidade do que ao ganho de densidade proporcionado pelo aumento

de energia de compactação.

103

Resultados do Ensaio DCP (mm/golpe)

Amostra TA' (LIMA, 2000)

34,0

33,0

18,0

15,0

14,0

8,0

26,0

12,0

8,0

6,5

15,0

27,0

16,0

9,0

8,0

6,6

5,3

3,4

3,5

1,85

1,90

1,95

2,00

2,05

2,10

2,15

6,0 8,0 10,0 12,0 14,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

4,0

6,0

8,0

10,0 15,0

20,0

S = 100%

Resultados do Ensaio DCP (mm/golpe)

Amostra TG' (LIMA, 2000)

42,0

32,0

25,0

20,5

15,7

13,0

10,2

36,0

21,0

15,2

9,6

8,7

25,0

42,0

33,0

20,0

16,0

13,0

10,2

8,0

5,5

25,0

1,35

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

18,0 20,0 22,0 24,0 26,0 28,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

6,0

8,0

10,0

12,0 15,0

20,0

25,0

S = 100%

Resultados do Ensaio DCP (mm/golpe)

Amostra LG' (LIMA, 2000)

42,0

34,0

26,0

20,0

10,0

5,4

27,0

21,0

10,7

9,0

7,9

4,0

12,8

12,0

6,8

5,8

3,0

2,8

1,35

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

21,0 23,0 25,0 27,0 29,0 31,0 33,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

20,0 25,0

S = 100%

Resultados do Ensaio DCP (mm/golpe)

Amostra TA'G' (LIMA, 2000)

33,0

20,0

13,0

12,0

11,4

9,0

17,0

11,0

8,0

7,5

7,0

10,0

7,6

6,2

6,0

5,0

4,0

1,85

1,90

1,95

2,00

2,05

2,10

2,15

8,0 10,0 12,0 14,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

4,0

6,0

8,0 10,0 12,0

15,0

20,0

S = 100%

Figura 6.10 – Resultados dos ensaios DCP (mm/gp), em função de w e γ

(LIMA, 2000)

104

Resultados do Ensaio CBR (%)

Amostra TA' (LIMA, 2000)

104

142

157

1,85

1,90

1,95

2,00

2,05

2,10

2,15

6,0 8,0 10,0 12,0 14,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

150

100

S = 100%

Resultados do Ensaio CBR (%)

Amostra TG' (LIMA, 2000)

1,35

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

18,0 20,0 22,0 24,0 26,0 28,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

S = 100%

Resultados do Ensaio CBR (%)

Amostra LG' (LIMA, 2000)

1,35

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

21,0 23,0 25,0 27,0 29,0 31,0 33,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

S = 100%

Resultados do Ensaio CBR (%)

Amostra TA'G' (LIMA, 2000)

112

139

140

1,85

1,90

1,95

2,00

2,05

2,10

2,15

8,0 10,0 12,0 14,0

Umidade (%)

Massa Específica (g/cm3)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

100

S = 100%

Figura 6.11 – Resultados dos ensaios CBR (%), em função de w e γ

(LIMA, 2000)

105

6.3 – Influência da granulometria dos solos

De forma geral, a análise das correlações CBR x DCP obtidas para as 04 amostras

ensaiadas, visualizadas na Figura 6.12, mostra que para um mesmo valor do índice DCP, o

solo micáceo (Amostra 02 – NS’) foi o que apresentou a menor capacidade de suporte medida

através do ensaio CBR. Em seguida, observam-se os solos argilosos (Amostra 03 – NS’G’ e

Amostra 04 – NG’) e por último, o solo mais arenoso (Amostra 01 – NA).

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Solos Saprolíticos de Textura Fina

100

0 102030405

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

Amostra 01 - NA Amostra 02 - NS' Amostra 03 - NS'G' Amostra 04 - NG'

Figura 6.12 – Correlações DCP x CBR para solos saprolíticos de textura fina

Este padrão de comportamento, relacionado as granulometrias de solos argilosos e arenosos,

também foi observada por outros autores. As Figuras 6.13, 6.14 e 6.15 apresentam,

respectivamente, os conjuntos de correlações obtidas por Harison (1986 e 1987), Lima (2000)

e Alves (2002).

106

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Harison (1986 e 1987)

100

0 102030405

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

Equação 4.08 , solos argilosos Equação 4.09 , solos arenosos Equação 4.10 , solos pedregulhosos

umento da granulometria

Figura 6.13 – Correlações DCP x CBR obtidas por Harison (1986 e 1987)

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Lima (2000)

100

0 102030405

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

Equação 4.20 , LG' Equação 4.21 , TG' Equação 4.22 , TA' Equação 4.23 , TA'G'

umento da granulometria

Figura 6.14 – Correlações DCP x CBR obtidas por Lima (2000)

107

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Alves (2002)

100

0 102030405

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

Equação 4.25 , A-4 Equação 4.26 , A-7-5 Equação 4.27 , A-7-6

Equação 4.28 , A-2-7 Equação 4.29 , A-2-4

umento da granulometria

Figura 6.15 – Correlações DCP x CBR obtidas por Alves (2002)

Os resultados apresentados por cada um dos autores mostram que quanto mais grossa for a

granulometria dos solos, maior será o valor do índice CBR obtido, considerando o mesmo

valor de DCP. Isto sugere que os ensaios DCP e CBR apresentam sensibilidade diferente em

relação à variação da granulometria dos solos. De forma geral, pode-se afirmar que o ensaio

CBR conduz a melhores valores de resistência quanto a granulometria é aumentada do que o

ensaio DCP.

6.4 – Comparação entre o comportamento de solos saprolíticos e lateríticos

Para a análise da influência da gênese dos solos no desenvolvimento das correlações

DCP x CBR, comparou-se os resultados de laboratório obtidos para as amostras saprolíticas

com a base de dados de solos lateríticos de textura fina publicada por Lima (2000).

108

Buscou-se comparar solos de comportamentos genéticos distintos, porém com curvas

granulométricas e umidades ótimas de compactação semelhantes. Desta forma, entre os solos

arenosos, a Amostra 01 – NA foi associada à Amostra TA’ (LIMA, 2000) e entre os solos

argilosos, associou-se a Amostra 04 – NG’ à Amostra TG’ (LIMA, 2000). Não se observou

uma associação satisfatória entre as outras amostras, uma vez que suas umidades ótimas de

compactação não apresentaram semelhança.

A Tabela 6.02 apresenta, para cada amostra analisada, os resultados dos ensaios DCP e CBR,

correspondentes aos corpos de prova moldados com umidade de compactação próxima a

ótima, considerando cada uma das energias de compactação utilizadas.

Tabela 6.02 – Valores de DCP e CBR para os pontos com umidade próxima da ótima

Energia de Compactação Umidade (%) DCP (mm/golpe) CBR (%)

Proctor Normal

12.0 20.2 32

Proctor Intermediário

10.5 11.6 52

Proctor Modificado

9.0 6.9 90

Proctor Normal

11.1 18.0 22

Proctor Intermediário

9.9 8.0 54

Proctor Modificado

8.8 5.3 104

Proctor Normal 25.4 35.6 14

Proctor Intermediário 23.9 20.3 26

Proctor Modificado 20.3 11.1 44

Proctor Normal 25.1 25.0 13

Proctor Intermediário 23.0 15.2 21

Proctor Modificado 20.5 8.0 54

Argilosos

Amostra 01 - NA

Amostra TA' (LIMA, 2000)

Amostra 04 - NG'

Amostra TG' (LIMA, 2000)

Arenosos

Solos

109

A Figuras 6.16 apresenta a comparação entre as correlações obtidas para a Amostra 01 – NA e

para Amostra TA’ (LIMA, 2000). Encontram-se identificados, os pares de pontos referentes

às umidades ótimas de compactação, conforme mostrado na Tabela 6.02. A Figura 6.17

apresenta a análise correspondente às correlações obtidas para a Amostra 04 – NG’ e

Amostra TG’ (LIMA, 2000).

De forma geral, observa-se, em ambas as Figuras, que os pontos referentes aos solos

lateríticos encontram-se deslocados para a esquerda em relação aos correspondentes pontos

das amostras saprolíticas. Desta forma, pode-se concluir que, considerando as mesmas

condições de compactação (umidade e energia), os solos lateríticos tendem a apresentar

melhores índices de penetração DCP do que os solos saprolíticos.

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Amostra 01 - NA x Amostra TA' (LIMA, 2000)

= 0.96

= 0.98

100

1000

1.0 10.0 100.0

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

Amostra 01 - NA Amostra TA' (LIMA, 2000)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

Figura 6.16 – Comparação entre as correlações da Amostra 01 – NA e Amostra TA’

110

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Amostra 04 - NG' x Amostra TG' (LIMA, 2000)

= 0.94

= 0.96

100

1000

1.0 10.0 100.0

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

Amostra 04 - NG' Amostra TG' (LIMA, 2000)

Proctor Normal Proctor Intermediário Proctor Modificado

Figura 6.17 – Comparação entre as correlações da Amostra 04 – NG’ e Amostra TG’

6.5 – Os solos tropicais versus as correlações de autores estrangeiros

A Figura 6.18 apresenta uma comparação entre a base de dados dos pares (DCP, CBR)

obtidos para os solos saprolíticos e para os solos lateríticos (LIMA, 2000) com as diferentes

correlações comumente citadas na literatura.

Observa-se que a grande maioria dos pontos encontra-se acima das retas de correlação, de

forma que o uso dessas equações para a estimativa de CBR a partir de resultados de ensaios

DCP conduzem a valores menores do que o índice CBR real do solo. Desta forma, conclui-se

que as correlações publicadas pelos autores estrangeiros são conservadoras quando utilizadas

para estimar a resistência CBR dos solos brasileiros.

111

CORRELAÇÕES DCP x CBR

Solos Tropicais x Autores Estrangeiros

100

1000

1 10 100

DCP (mm/golpe)

CBR (%)

Equação 4.06 - Kleyn (1975) Equação 4.07 - TRRL (1986) Equação 4.11 - Harison (1986)

Equação 4.14 - Webster (1992) Solos lateríticos (LIMA, 2000) Solos saprolíticos

Figura 6.18 – Comparação entre as bases de dados (DCP, CBR) com outras correlações

6.6 – Correlação múltipla em função de parâmetros da Metodologia MCT

Constatada a influência da granulometria e gênese dos solos no desenvolvimento das

correlações, procurou-se obter uma equação de correlação múltipla, baseada nos parâmetros

da metodologia MCT, com o objetivo de estender, de forma mais confiável, o uso das

correlações obtidas a outras amostras de solos.

Conforme observado, o modelo potência, representado pela equação 6.02, foi o que melhor

descreveu a relação existente entre os índices DCP e CBR para todas as amostras de solo

analisadas.

112

()

DCP.ACBR

−

(6.02)

Este modelo, quando reescrito na forma bi-logarítmica (equação 6.03), apresenta-se no

formato de uma reta com coeficiente linear A’ e coeficiente angular B.

DCP Log.B'ACBR Log −=

(6.03)

onde:

A Log'A =

A grande maioria dos autores não apresenta análises sobre o significado físico dos

coeficientes A’ e B. Lima (2000) sugere que o parâmetro A’ estaria associado mais às

características físicas do equipamento e o parâmetro B, às características dos solos, como

gênese, granulometria ou plasticidade.

Conforme constatando no presente trabalho, as características individuais dos solos

influenciam ambos os coeficientes, A’ e B. A Tabela 6.03 relaciona os coeficientes das

correlações DCP x CBR obtidas para cada uma das amostras com seus respectivos parâmetros

de classificação segundo a Metodologia MCT.

Tabela 6.03 – Parâmetros das correlações DCP x CBR e da Metodologia MCT

A' B c' e'

Amostra 01 - NA 2.87 1.12 0.3 1.56

Amostra 02 - NS' 2.65 1.12 1.0 1.85

Amostra 03 - NS'G' 2.33 0.83 1.7 1.31

Amostra 04 - NG' 2.38 0.80 1.9 1.42

Amostra

Correlações DCP x CBR Metodologia MCT

113

Nogami & Villibor (1990) explicam que o coeficiente c’ expressa bem os aspectos

granulométricos dos solos e o coeficiente e’ está relacionado com o caráter laterítico dos

mesmos.

Foram efetuadas diversas tentativas de se correlacionar os parâmetros individuais dos solos

analisados, através de relações do tipo

, onde m e n são números inteiros, com os

coeficientes A’ e B das retas de correlação obtidas para os solos saprolíticos de textura fina.

Dentre as diversas opções testadas, destacaram-se as equações 6.04 e 6.05, pelo elevado

coeficiente de determinação (R

)'e.()'c(

) encontrado. As Figuras 6.19 e 6.20 apresentam graficamente

as equações obtidas.

97,2'c34,0'A +−= R

= 0,96 (6.04)

20,1))'e/('c.(39,0B

+−= R

= 0,96 (6.05)

Observa-se uma relação direta entre o parâmetro A’, coeficiente linear das retas de correlação,

e a granulometria dos solos medida através do coeficiente c’. O parâmetro B, correspondente

ao coeficiente angular, seria influenciado tanto pela granulometria, quanto pelo gênese dos

solos estudados.

As equações 6.04 e 6.05 foram testadas para os solos lateríticos de textura fina (LIMA, 2000).

Porém, os resultados não se mostraram satisfatórios. Desta forma, as relações obtidas não

devem ser utilizadas para solos de gênese diferente dos materiais estudados no presente

trabalho.

114

A' = -0.34.c' + 2.97

= 0.96

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0

Amostra 01 - NA Amostra 02 - NS´ Amostra 03 - NS´G´ Amostra 04 - NG´

Figura 6.19 – Variação de A’ em função dos parâmetros da Metodologia MCT

B = -0.39.c´/(e´)

+ 1.20

= 0.96

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2

c'/(e')

Amostra 01 - NA Amostra 02 - NS´ Amostra 03 - NS´G´ Amostra 04 - NG´

Figura 6.20 – Variação de B em função dos parâmetros da Metodologia MCT

115

6.7 – Análise de Erros

Mais importante do que o erro na estimativa do índice CBR, seria a sua conseqüência

no dimensionamento do pavimento. Considerando que as correlações DCP x CBR obtidas

individualmente para cada solo são as que melhor descrevem o comportamento das amostras

ensaiadas, estudou-se o efeito dos erros no dimensionamento de pavimentos aeroportuários

caso outras correlações fossem utilizadas. Para cada uma das amostras ensaiadas, três

diferentes situações foram analisadas:

−

Situação 01: correlação única obtida a partir do conjunto de pares (DCP, CBR) das quatro

amostras simultaneamente;

−

Situação 02: correlações individuais obtidas com base nos parâmetros c` e e` da

metodologia MCT; e

−

Situação 03: correlações propostas pela norma ASTM D 6951-03 (Webster et al, 1992).

No Brasil, os pavimentos flexíveis aeroportuários são projetados conforme as recomendações

AC 150/5320-6D – Airport Pavement Design and Evaluation, publicada pela FAA.

Visando a análise comparativa entre as diferentes correlações, foi escolhida como parâmetro

de projeto uma aeronave Boeing 767, operando com peso máximo de decolagem (325.000 lb)

e freqüência anual de 3000 decolagens. Essa situação é comumente observada em alguns

aeroportos internacionais brasileiros.

A Figura 6.21 apresenta o ábaco de dimensionamento de pavimentos utilizado para a

aeronave B767. Para a determinação da espessura total do pavimento, requerida para um certo

valor de CBR do subleito, parte-se do ponto correspondente localizado no eixo horizontal

116

superior, percorre-se verticalmente até a interceptação da reta referente ao peso bruto da

aeronave (lb), horizontalmente até a reta do número de operações anuais e se obtém o valor

procurado no eixo horizontal inferior.

Figura 6.21 – Ábaco de dimensionamento de pavimentos flexíveis para aeronave B767

117

O ábaco de dimensionamento, na forma que foi apresentado, limita a determinação da

espessura total do pavimento para valores de CBR entre 3% e 50%. Considerando o peso e a

freqüência de operação da aeronave de projeto, construiu-se uma nova curva de

dimensionamento (Figura 6.22) ampliando a faixa de CBR de 0 até 100%.

CURVA DE DIMENSIONAMENTO DE PAVIMENTO FLEXÍVEL

Boeing 767 (325.000 lb - 3.000 dec./ano)

100

1000

1 10 100

CBR (%)

ESPESSURA TOTAL (cm)

Figura 6.22 – Espessura total requerida para o pavimento em função do índice CBR

Para cada situação analisada, foram determinadas as espessuras de pavimento (H

) requeridas

para índices DCP variando de 5 a 80 mm/golpe. Os valores obtidos foram comparados com as

espessuras recomendadas considerando as correlações individuais de cada amostra (H). Desta

forma, o erro relativo (∆H

) a cada situação é obtido a partir da equação 6.06. As Figuras 6.23

a 6.26 apresentam os gráficos das análises de erro realizadas cada uma das amostras

ensaiadas.

118

.100(%)H

−

=∆

(6.06)

onde:

(%)H

∆ : erro relativo considerando a situação i;

H : altura total requerida considerando a situação i; e

: altura total requerida considerando a correlação individual do solo.

As correlações individuais obtidas a partir dos parâmetros da metodologia MCT (situação 01)

foram as que apresentaram menores variações (-16 a 24%) na espessura total requerida para o

pavimento analisado. Este comportamento já era esperado, uma vez que, para estes solos, os

parâmetros A’ e B das equações de correlação apresentaram bons coeficientes de

determinação (R

) com os parâmetros c` e e` da classificação MCT.

A correlação obtida a partir de todos os pares (DCP, CBR) das quatro amostras ensaiadas

(situação 02) apresentou variações significativa (-29 a 43%) na espessura total requerida para

o pavimento, mostrando que esta correlação deve ser utilizada apenas quando não se dispuser

das correlações individuais dos solos.

Por último, observa-se que os erros nas estimativas de CBR, relativos às retas de correlação

recomendadas pela ASTM (situação 03), poderiam ocasionar diferenças brutais (-4 a 514%)

na espessura total requerida para o pavimento estudado. Nota-se um acentuado

conservadorismo destas correlações resultando num aumento significativo e desnecessário no

custo da obras. Estas correlações só deveriam ser utilizadas para a obtenção de estimativas

grosseiras do índice CBR.

119

mostra 01 - NA

100

120

0 102030405060708090

DCP (mm/golpe)

∆

H (%)

Situação 01 - Correlação única para as quatro amostras

Situação 02 - Correlação baseada nos parâmetros da Metodologia MCT

Situação 03 - Correlações da Norma ASTM D-6951-03

−

=∆ (%)

Figura 6.23 – Análises de erro realizadas para a Amostra 01 – NA

mostra 02 - NS'

-40

-30

-20

-10

0102030405060708090

DCP (mm/golpe)

∆

H (%)

Situação 01 - Correlação única para as quatro amostras

Situação 02 - Correlação baseada nos parâmetros da Metodologia MCT

Situação 03 - Correlações da Norma ASTM D-6951-03

−

=∆ (%)

Figura 6.24 – Análises de erro realizadas para a Amostra 02 – NS’

120

mostra 03 - NS'G'

-100

100

200

300

400

500

600

0 102030405060708090

DCP (mm/golpe)

∆

H (%)

Situação 01 - Correlação única para as quatro amostras

Situação 02 - Correlação baseada nos parâmetros da Metodologia MCT

Situação 03 - Correlações da Norma ASTM D-6951-03

−

=∆ (%)

Figura 6.25 – Análises de erro realizadas para a Amostra 03 – NS’G’

mostra 04 - NG'

-20

-10

0102030405060708090

DCP (mm/golpe)

∆

H (%)

Situação 01 - Correlação única para as quatro amostras

Situação 02 - Correlação baseada nos parâmetros da Metodologia MCT

Situação 03 - Correlações da Norma ASTM D-6951-03

−

=∆ (%)

Figura 6.26 – Análises de erro realizadas para a Amostra 04 – NG’

121

7 – CONCLUSÕES

O estabelecimento das correlações entre os ensaios DCP e CBR para os solos

saprolíticos de textura fina e as diversas análises efetuadas ao longo do presente trabalho

contribuíram para o entendimento do comportamento dos solos tropicais em relação a ambos

os ensaios, podendo-se afirmar que:

−

As correlações DCP x CBR obtidas individualmente para os solos saprolíticos de textura

fina apresentam um elevado índice de correlação, conduzindo a estimativas confiáveis do

índice CBR a partir de ensaios DCP;

−

Em virtude da significativa dispersão de pontos nas análises conjuntas de diferentes

amostras, deve-se preferencialmente obter uma correlação individual para cada solo;

−

As curvas de mesma resistência DCP (iso-DCP), visualizadas através dos gráficos de

massa específica aparente seca (γ

) versus umidade de compactação (w), apresentam-se

com desenvolvimento vertical, sugerindo que o índice DCP é mais sensível à variação da

umidade do que ao aumento de densidade proporcionado pela compactação dos solos;

−

As correlações obtidas para os solos saprolíticos mostraram-se sensíveis às variações de

granulometria dos solos estudados. De forma geral, quanto mais grossa é a granulometria

dos solos, maiores são resultados dos índices CBR, considerando um mesmo valor do

índice DCP;

122

−

A gênese dos solos interfere no desenvolvimento das correlações. De forma geral, os

solos lateríticos estudados por Lima (2000) apresentaram correlações DCP x CBR

deslocadas para a esquerda quando comparadas às amostras de solos saprolíticos;

−

As correlações obtidas por Webster et al. (1992 e 1994), recomendadas pela Norma

Técnica

D6951-03 “Standard Test Method for Use of the Dynamic Cone Penetrometer in

Shallow Pavement Applications”

, publicada pela ASTM International, fornecem

estimativas de CBR extremamente conservadoras quando aplicadas aos solos saprolíticos

e lateríticos de textura fina estudados. Desta forma, o uso indiscriminado dessas

correlações pode acarretar na subavaliação da resistência dos solos;

−

É possível obter uma reta de correlação múltipla, variável em função dos coeficientes c’e

e’ da metodologia MCT, que possa ser utilizada para os solos saprolíticos de textura fina.

7.1 – Recomendações para trabalhos futuros

Conforme já mencionado, a presente pesquisa tem como objetivo final, a utilização

confiável do equipamento DCP para a avaliação dos solos encontrados no ambiente tropical.

Tendo em vista os resultados obtidos neste trabalho, sugere-se a realização de novas pesquisas

visando à complementação e extensão do ciclo de estudos já iniciado. Entre elas destacam-se:

−

Ampliação do espaço amostral das correlações DCP x CBR, no intuito de verificar o

comportamento de outros tipos de solos em relação a ambos os ensaios;

123

−

Análise mais aprofundada dos mecanismos de ruptura associados ao ensaio CBR

(carregamento distribuído e estático) e ao DCP (carregamento pontual e dinâmico) e a

influência da sucção nos resultados dos ensaios;

−

Análise mais aprofundada dos parâmetros A’ e B das equações de correlação e seus fatores

influentes, com o estabelecimento de correlações múltiplas válidas tanto para solos

saprolíticos, como para solos lateríticos e transicionais;

−

Elaboração de propostas de normatização visando à padronização da utilização do

equipamento DCP nas suas diversas aplicações;

−

Estabelecimento de correlações entre os resultados do ensaio DCP e Módulos de

Resiliência (M

) obtidos a partir de ensaios triaxiais conduzidos em laboratório ou de

retroanálise de resultados de deflexões por meio de Viga Benkelman ou FWD;

124

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129

APÊNDICE A

GRÁFICOS DOS ENSAIOS DCP E CBR

130

AMOSTRA 01 - NA

ENSAIO CBR - PROCTOR NORMAL

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

9,0

10,0

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 9,0% 10,5% 12,0% 15,6% 17,4%

AMOSTRA 01 - NA

ENSAIO DCP - PROCTOR NORMAL

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 9,0% 10,5% 12,0% 15,6% 17,4%

131

AMOSTRA 01 - NA

ENSAIO CBR - PROCTOR INTERMEDIÁRIO

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

9,0

10,0

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 7,1% 9,0% 10,5% 12,0% 15,6%

AMOSTRA 01 - NA

ENSAIO DCP - PROCTOR INTERMEDIÁRIO

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 7,1% 9,0% 10,5% 12,0% 15,6%

132

AMOSTRA 01 - NA

ENSAIO CBR - PROCTOR MODIFICADO

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

9,0

10,0

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 5,9% 7,1% 9,0% 10,5% 12,0% 15,6%

AMOSTRA 01 - NA

ENSAIO DCP - PROCTOR MODIFICADO

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 5,9% 7,1% 9,0% 10,5% 12,0% 15,6%

133

AMOSTRA 02 - NS'

ENSAIO CBR - PROCTOR NORMAL

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 14,2% 16,1% 17,6% 20,3% 22,5%

AMOSTRA 02 - NS'

ENSAIO DCP - PROCTOR NORMAL

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 14,2% 16,1% 17,6% 20,3% 22,5%

134

AMOSTRA 02 - NS'

ENSAIO CBR - PROCTOR INTERMEDIÁRIO

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 9,5% 12,0% 14,2% 16,1% 17,6% 22,5%

AMOSTRA 02 - NS'

ENSAIO DCP - PROCTOR INTERMEDIÁRIO

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 9,5% 12,0% 14,2% 16,1% 17,6% 22,5%

135

AMOSTRA 02 - NS'

ENSAIO CBR - PROCTOR MODIFICADO

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 7,1% 9,5% 12,0% 14,2% 16,1% 18,6% 22,5%

AMOSTRA 02 - NS'

ENSAIO DCP - PROCTOR MODIFICADO

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 7,1% 9,5% 12,0% 14,2% 16,1% 17,6% 22,5%

136

AMOSTRA 03 - NS'G'

ENSAIO CBR - PROCTOR NORMAL

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidade: 13,6% 15,6% 17,3% 19,2% 21,7% 24,0%

AMOSTRA 03 - NS'G'

ENSAIO DCP - PROCTOR NORMAL

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 13,6% 15,6% 17,3% 19,2% 21,7% 24,0%

137

AMOSTRA 03 - NS'G'

ENSAIO CBR - PROCTOR INTERMEDIÁRIO

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidade: 10,7% 13,6% 15,6% 17,3% 21,7%

AMOSTRA 03 - NS'G'

ENSAIO DCP - PROCTOR INTERMEDIÁRIO

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 10,7% 13,6% 15,6% 17,3% 21,7%

138

AMOSTRA 03 - NS'G'

ENSAIO CBR - PROCTOR MODIFICADO

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 8,6% 10,7% 13,6% 15,6% 17,3% 19,2% 21,7%

AMOSTRA 03 - NS'G'

ENSAIO DCP - PROCTOR MODIFICADO

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 8,6% 10,7% 13,6% 15,6% 17,3% 19,2% 21,7%

139

AMOSTRA 04 - NG'

ENSAIO CBR - PROCTOR NORMAL

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 20,5% 23,2% 25,4% 27,3% 29,8%

AMOSTRA 04 - NG'

ENSAIO DCP - PROCTOR NORMAL

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 20,5% 23,2% 25,4% 27,3% 29,8%

140

AMOSTRA 04 - NG'

ENSAIO CBR - PROCTOR INTERMEDIÁRIO

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 19,0% 21,0% 23,9% 25,2% 27,7%

AMOSTRA 04 - NG'

ENSAIO DCP - PROCTOR INTERMEDIÁRIO

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 19,0% 21,0% 23,9% 25,2% 27,7%

141

AMOSTRA 04 - NG'

ENSAIO CBR - PROCTOR MODIFICADO

0,00 2,54 5,08 7,62 10,16

Penetração (mm)

Pressão (MPa)

Umidades: 14,0% 17,3% 19,0% 20,3% 22,9% 26,0%

AMOSTRA 04 - NG'

ENSAIO DCP - PROCTOR MODIFICADO

100

0 5 10 15 20

Número de Golpes

Penetração (mm)

Umidades: 14,0% 17,3% 19,0% 20,3% 22,9% 26,0%

FOLHA DE REGISTRO DO DOCUMENTO

CLASSIFICAÇÃO/TIPO

DATA

07 de fevereiro de 2006

DOCUMENTO N°

CTA/ITA-IEI/TM-014/2005

N° DE PÁGINAS

141

TÍTULO E SUBTÍTULO:

Correlações entre os Ensaios DCP e CBR para Solos Saprolíticos de Textura Fina

AUTOR(ES):

Ronaldo Gonçalves de Carvalho

7..INSTITUIÇÃO(ÕES)/ÓRGÃO(S) INTERNO(S)/DIVISÃO(ÕES):

Instituto Tecnológico de Aeronáutica. Divisão de Engenharia de Infra-Estrutura Aeronáutica. ITA/IEI

PALAVRAS CHAVE SUGERIDAS PELO AUTOR:

DCP, Penetrômetro Dinâmico de Cone, Tecnologia de Solos Tropicais, Solos Saprolíticos

9.PALAVRAS-CHAVE RESULTANTES DE INDEXAÇÃO:

Compactação (solos); Controle de qualidade; Rodovias; Solos tropicais; Mecânica dos solos; Ensaio de

materiais; Engenharia geotécnica; Engenharia de transportes; Engenharia civil

10.

APRESENTAÇÃO: X Nacional Internacional

ITA, São José dos Campos, 2005, 141 páginas

11.

RESUMO:

Como método alternativo para a avaliação da capacidade de suporte de solos, tanto na condição de

subleitos e corpos de aterro, quanto compondo camadas estruturais de pavimentos, destaca-se o

ensaio DCP (Dynamic Cone Penetrometer) pela sua agilidade e simplicidade de operação, garantindo

a obtenção de resultados confiáveis, como valores de CBR e perfis de resistência, de forma rápida e

com custos reduzidos.

O Instituto Tecnológico de Aeronáutica – ITA adaptou e construiu a sua própria versão do

penetrômetro dinâmico, nomeada DCP-ITA, e vem trabalhando para o estabelecimento de correlações

DCP x CBR confiáveis para solos tropicais classificados geneticamente segundo a metodologia MCT

(Miniatura - Compactado - Tropical). Lima (2000) obteve correlações para solos lateríticos de textura

fina. Com outro enfoque, este trabalho propõe-se a estudar o comportamento de solos saprolíticos.

Para o estabelecimento das correlações DCP x CBR, foram coletadas e ensaiadas 04 (quatro)

amostras de solos saprolíticos de textura fina com granulometria variando de arenosa a argilosa. Para

cada amostra, analisou-se o efeito da energia e umidade de compactação nos resultados de ambos os

ensaios. As correlações obtidas foram comparadas com resultados publicados por outros autores,

identificando a influência da granulometria e gênese dos materiais no desenvolvimento das equações.

Propôs-se ainda, uma correlação generalizada, em função dos parâmetros c’ e e’ da Metodologia

MCT, válida para solos saprolíticos de textura fina.

12.

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