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COMPORTAMENTO MECÂNICO DE UM SOLO
CIMENTADO CURADO SOB TENSÃO EM ENSAIOS
TRIAXIAIS
Francisco Dalla Rosa
Porto Alegre
Março de 2006
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FRANCISCO DALLA ROSA
COMPORTAMENTO MECÂNICO DE UM SOLO
CIMENTADO CURADO SOB TENSÃO EM ENSAIOS
TRAIXIAIS
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Civil da Universidade Federal do Rio Grande do Sul,
como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em
Engenharia na modalidade Acadêmico.
Porto Alegre
Março de 2006
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D144c Dalla Rosa, Francisco
Comportamento mecânico de um solo cimentado curado sob tensão
em ensaios triaxiais / Francisco Dalla Rosa. – 2005.
Dissertação (mestrado) – Universidade Federal do Rio Grande do Sul.
Escola de Engenharia. Programa de Pós Graduação em Engenharia Civil.
Porto Alegre, BR-RS, 2006.
Orientação : Prof. Dr. Nilo Cesar Consoli
Profª. Dr.ª Karla Salvagni Heineck
1. Solo cimentado – Ensaios. 2. Ensaios triaxiais. I. Consoli, Nilo Cesar,
ori. II. Heineck, Karla Savagni. III. Título.
CDU- 624.131.24
(
043
)
FRANCISCO DALLA ROSA
COMPORTAMENTO MECÂNICO DE UM SOLO
CIMENTADO CURADO SOB TENSÃO A PARTIR DE
ENSAIOS TRIAXIAIS
Esta dissertação de mestrado foi julgada adequada para a obtenção do título de MESTRE EM
ENGENHARIA e aprovada em sua forma final pelo professor orientador e pelo Programa de
Pós-Graduação em Engenharia Civil da Universidade Federal do Rio Grande do Sul.
Porto Alegre, 14 de março de 2006.
Nilo Cesar Consoli
Ph.D. pela Concórdia University
Orientador
Profª. Karla Salvagni Heineck
D.Eng. pelo PPGEC/UFRGS
Orientadora
Fernando Schnaid
Ph.D. pela Oxford University
Coordenador do PPGEC/UFRGS
BANCA EXAMINADORA
Prof. Antonio Thomé (UPF)
D.Eng. pelo PPGEC/UFRGS
Prof. Pedro D. Marques Prietto (UPF)
D.Eng. pelo PPGEC/UFRGS
Eng. Marcelo Luvison Rigo
D.Eng. pelo PPGEC/UFRGS
Prof. Fernando Schnaid (UFRGS)
Ph.D. pela Oxford University
Dedico este trabalho aos meus pais, Pedro e Ana, minhas
tias Nieze e Ângela, e ao meu irmão e grande amigo,
Fábio.
AGRADECIMENTOS
No caminho que trilhamos nossa vida, sempre contamos com o apoio de grandes amigos, os
quais de qualquer forma sempre contribuem na concepção de um projeto como tal aqui
apresentado. Assim, fica um pouco difícil neste momento lembrar de todos aqui, mas
certamente agradeço de uma forma geral a todos aqueles que estiveram comigo nesse período.
Porém, me sinto na necessidade de ressaltar alguns nomes, os quais marcaram papel
fundamental no trajeto que fiz até onde cheguei.
Em primeiro lugar, agradeço a Deus e aos meus pais por toda a perseverança e motivação
contribuídas a mim, principalmente nos momentos de dificuldade que passei. Também, meus
agradecimentos especiais ao meu Irmão pelas contribuições de vida e também pela sua crença
no futuro do meu mestrado. Agradecimentos as minhas tias, as quais eu considero
praticamente como mães, obrigado pelas suas contribuições de humanidade, força e vontade
de me verem crescer profissionalmente e pessoalmente. Com certeza, estas pessoas que citei
aqui sabem muito bem o pedaço que doaram de suas vidas para o resultado deste trabalho.
Agradecimento especial aos meus orientadores e amigos, Professor Nilo e Professora Karla
pela confiança depositada em mim na execução de um trabalho tão importante como este,
meu muito obrigado. Agradecimentos aos Professores Mathew R. Coop e Beatrice Baudet
pela incansável ajuda concedida a mim nas análises dos resultados deste estudo, mas também
pela boa amizade que construímos. Agradecimento também ao Professor Fernando Schnaid
pelas suas contribuições neste trabalho.
Não poderia deixar de agradecer também ao meu ex-professo Antonio Thomé pela suas
contribuições não somente como professor, mas principalmente como amigo, e por me
despertar o gosto por estudar Geotecnia. Também aos meus Ex-Professores Pedro Prietto,
Fernando Pugliero e Mario Paluch pelas suas contribuições no meu amadurecimento
profissional.
O meu carinho especial aos meus grandes amigos, Bianca, Álvaro, Marlon, Isac, Lélio, Klaus,
Rodrigo Malysz, Juliana Bernardes, Luciana, Thiago, Rafael Zancan e aos demais pela
companhia tanto nos bons quanto nos maus momentos durante o período que convivi com
7
eles. Sinto-me grato a vocês, muito obrigado. Aos meus amigos Maciel Donato e César Ruver
não somente pela grande amizade, mas também pelas discussões desenvolvidas dentro da área
de geotecnia. A todo o corpo pertencente ao Laboratório ENVIRONGEO/LEGG e do LMS:
João Diniz e Jair (laboratoristas), Lucas, Alexandre, Rodrigo Caberlon, Rosemar, Ana Paula,
Jucélia, Diego Foppa, Carolina e a todos os bolsistas de iniciação científica.
E por fim, gostaria de agradecer ao programa de fomento realizado pela CAPES, a qual
concedeu o apoio financeiro para a realização deste estudo.
São fúteis e cheias de erros as ciências que não nasceram
da experimentação, mãe de todo conhecimento.
Leonardo da Vinci
RESUMO
DALLA ROSA, F. Comportamento Mecânico de Um Solo Cimentado Curado Sob
Tensão Em Ensaios Triaxiais. Dissertação (Mestrado em Engenharia) – Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Civil, UFRGS, Porto Alegre.
O comportamento de solos estruturados por cimentação é fortemente influenciado pelo estado
de tensões existente durante a deposição do agente cimentante. Procedimentos rotineiros de
extração e preparação de amostras em laboratório geralmente causam danos à estrutura
natural do material, impedindo, muitas vezes a observação do comportamento real do ponto
de vista de rigidez e de deformabilidade. A simulação, em laboratório, das condições de
confinamento durante a formação da estrutura cimentante, torna-se uma condição necessária
para o estudo do comportamento desses materiais. Seguindo essa linha, o trabalho busca
avaliar a influência da tensão de confinamento (tensão de cura) existente durante a formação
da cimentação no comportamento deste material, a partir de ensaios triaxiais drenados
consolidados isotropicamente. Assim, neste estudo propõe-se a utilização de um solo
artificialmente curado sob tensão, observando em conjunto a essa variável a influência do
nível de cimentação bem como os efeitos oriundos da tensão confinantes utilizada na fase de
cisalhamento. Procurou-se avaliar características de deformabilidade e resistência, através de
uma análise do comportamento dos materiais. A avaliação das superfícies de plastificação foi
realizada a partir da análise de pequenas deformações do solo cimentado. A análise tensão-
dilatância se desenvolveu com base no exame do comportamento do material a deformações
relativamente grandes. Os resultados mostraram, no geral, que o comportamento do material
cimentado foi fortemente influenciado pela variação da tensão de cura, tanto a pequenas bem
como a deformações relativamente grandes.
Palavras-chave: Cura sob tensão; Plastificação de solos cimentados; Comportamento tensão-
dilatância.
ABSTRACT
DALLA ROSA, F. Mechanical Behaviour of a Cemented Soil Cured Under Stress In
Triaxial Tests. 1998. Dissertation (M.Eng. in Geotechnics) – Graduate Course in Civil
Engineering, UFRGS, Porto Alegre.
The behavior of cemented structured soils is strongly influenced by the existing stress state
during the addition of the cementation agent. The common procedures for laboratory
sampling usually cause damage to the natural structure of the materials, hindering, many
times, the identification of the real behavior in regard to deformability and stiffness
properties. The simulation, in laboratory environment, of confining conditions during the
cement structure formation turns to be a mandatory circumstance for the study of the
material’s behavior. Inside this context, this work aims to evaluate the influence of the
existing confining stress (stress cure) during the cement formation in the behavior of the
material, through isotropic drained triaxial tests. Thus, it suggested in this study the usage of
artificially cemented soil cured under stress, with parallel observation of the influence of the
cement degree, as well the effects from the confining stress used during the shearing stage. It
was also evaluated deformability and strength characteristics through behavior analyses of the
materials. An assessment of the yield surfaces was carried on from soil cemented small
deformation analysis. The evaluation of stress-dilatancy was developed based on the exam of
relatively large deformation behavior. The results showed that the general behavior of this
material was strongly influenced by the variation of the stress curing both at small strains and
at relatively large strains.
Key-words: Stress curing; Yielding of cemented soils; Stress-Dilatancy behaviour.
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS.................................................................................................... p.13
LISTA DE TABELAS................................................................................................... p.16
SIGLAS........................................................................................................................... p.17
SÍMBOLOS..................................................................................................................... p.18
1 INTRODUÇÃO........................................................................................................... p.19
1.1 APRESENTÇÃO....................................................................................................... p.19
1.2 OBJETIVOS............................................................................................................... p.20
1.2.1 Objetivos gerais....................................................................................................... p.20
1.2.2 Objetivos específicos............................................................................................... p.20
1.3 ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO................................................................... p.21
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA................................................................................... p.23
2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS................................................................................. p.23
2.2 MATERIAIS ESTRUTURADOS............................................................................. p.24
2.3 COMPORTAMENTO MECÂNICO DE SOLOS ESTRUTURADOS E ROCHAS
FRÁGEIS.........................................................................................................................
p.26
2.3.1 Comportamento sob compressão isotrópica e unidimensional............................... p.26
2.3.2 Comportamento sob compressão triaxial................................................................ p.29
2.4 PLASTIFICAÇÃO DE SOLOS ESTURUTURADOS............................................. p.33
2.5 COMPORTAMENTO TENSÃO – DILATÂNCIA.................................................. p.38
3 PROGRAMA EXPERIMENTAL............................................................................. p.42
3.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS................................................................................. p.42
3.2 DESCRIÇÃO DO PROGRAMA EXPERIMENTAL............................................... p.43
3.3 MATERIAIS UTILIZADOS..................................................................................... p.45
3.4 PROCEDIMENTOS DE ENSAIOS E EQUIPAMENTOS ADOTADOS............... p.47
3.4.1 Preparação das amostras para os ensaios triaxiais drenados................................... p.47
3.4.2 Procedimento de cura das amostras......................................................................... p.49
3.4.3 Fase de cisalhamento das amostras......................................................................... p.50
4 EFEITOS DA TENSÃO DE CURA E DO NÍVEL DE CIMENTAÇÃO NO
COMPORTAMENTO TENSÃO – DEFORMAÇÃO................................................
p.52
4.1 GENERALIDADES.................................................................................................. p.52
4.2 INFLUÊNCIA DA TENSÃO DE CURA E DO ÍNDICE DE VAZIOS DE
CURA...............................................................................................................................
p.52
4.2.1 Influência da história de tensões após a cura e degradação da estrutura................. p.55
4.2.2 Efeitos da tensão de cura para os diferentes níveis de cimentação......................... p.58
4.3 INFLUÊNCIA DO NÍVEL DE CIMENTAÇÃO...................................................... p.60
4.4 ENVOLTÓRIAS DE RUPUTRA E PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA.............. p.62
5 SUPERFÍCIES DE PLASTIFICAÇÃO E DE ESTADO ÚLTIMO....................... p.66
5.1 GENERALIDADES.................................................................................................. p.66
5.2 DETERMINAÇÃO DAS TENSÕES DE PLASTIFICAÇÃO.................................. p.66
5.3 EFEITO DA TENSÃO DE CURA E DO NÍVEL DE CIMENTAÇÃO NA
EXPANSÃO DA SUPERFÍCIE DE PLASTIFICAÇÃO................................................
p.68
5.4 COMPORTAMENTO DE ESTADO ÚLTIMO........................................................ p.73
6 ANÁLISE DO COMPORTAMENTO TENSÃO-DILATÂNCIA PARA AS
AMOSTRAS CIMENTADAS CURADAS SOB TENSÃO........................................
p.81
6.1 GENERALIDADES................................................................................................... p.81
6.2 VARIAÇÃO DA TENSÃO DE CURA E SUAS CONSEQUENCIAS NO
COMPORTAMENTO TENSÃO-DILATÂNCIA...........................................................
p.82
6.3 INFLUÊNCIA DO GRAU DE CIMENTAÇÃO E DA TENSÃO DE
CONFINAMENTO NA ANÁLISE DE TENSÃO-DILATÂNCIA................................
p.88
6.4 PADRÕES DE COMPORTAMENTO DAS AMOSTRAS CURADAS SOB
TENSÃO..........................................................................................................................
p.92
7 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA FUTUROS ESTUDOS........................... p.96
7.1 CONCLUSÕES.......................................................................................................... p.96
7.2 SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS..................................................... p.97
REFERÊNCIAS............................................................................................................. p.99
LISTA DE FIGURAS
Figura 1: Comparação entre um solo estruturado e o mesmo quando removida a
estrutura, LEROUEIL e VAUGHAN (1990)....................................................
p.27
Figura 2: Influência da tensão confinante no comportamento tensão-deformação uma
rocha frágil e porosa, obtido por ELLIOT e BROWN (1985, apud GENS e
NOVA 1993).....................................................................................................
p.31
Figura 3: Comportamento idealizado para solos estruturados onde a parcela coesiva é
dominante: (COOP e ATKINSON, 1993): (a) Comportamento tensão-
deformação; e (b) Trajetória de tensões............................................................
p.32
Figura 4: Comportamento idealizado para solos estruturados onde a parcela friccional
é preponderante: (CUCCOVILLO e COOP, 1999): (a) Comportamento
tensão-deformação; e (b) Trajetória de tensões................................................
p.33
Figura 5: Possíveis formas de ocorrer a plastificação em solos estruturados
apresentadas por LEROUEIL e VAUGHAN (1990)........................................
p.35
Figura 6: Comportamento dos geomateriais a pequenas deformações, sob a análise de
múltiplas superfícies de plastificação (TATSUOKA et al., 1999; apud
PRIETTO, 2004)...............................................................................................
p.37
Figura 7: (a) Esquema de lâminas representando o intertravamento das partículas de
solo; e (b) Forças resultantes. (Adaptado de WOOD, 1990)............................ p.39
Figura 8: Comportamento tensão-dilatância generalizado para solos não coesivos
(ATKINSON, 1993)......................................................................................... p.39
Figura 9: Terminologia utilizada para identificar os ensaios realizados......................... p.43
Figura 10: Tensões isotrópicas de cura apresentadas no espaço e:ln (p’)....................... p.44
Figura 11: Prensa triaxial utilizada nos ensaios deste estudo......................................... p.48
Figura 12: Sistemas de medições de deformações: (a) Sensores de efeito “Hall”; (b)
Medidor de variação volumétrica....................................................................
p.49
Figura 13: Influência da tensão de cura para amostras com um teor de cimento igual a
1%: (a) Tensão de cura de 50 kN/m²; (b) Tensão de cura de 250 kN/m²; e (c)
Tensão de cura de 500 kN/m²........................................................................... p.54
Figura 14: Módulo secante observado para as amostras com 1% de cimento, curadas
sob tensões de: (a) 50 kN/m², (b) 250 kN/m² e (c) 500 kN/m²........................ p.55
Figura 15: Comportamento tensão-deformação axial para amostras com 0% e 1% de
cimento, curadas sob 50 kN/m², 250 kN/m² e 500 kN/m²............................... p.56
Figura 16: Efeitos relacionados aos danos da estrutura de amostras cisalhadas sob uma
tensão confinante de 50 kN/m²: (a) Comportamento tensão-deformação axial;
e (b) Módulo secante-deformação axial.......................................................... p.58
Figura 17: Efeitos da tensão de cura em amostras com diferentes teores de cimento
cisalhadas sob uma tensão confinante de 50 kN/m² no comportamento tensão-
deformação: (a) 1% de cimento; (b) 2% de cimento; e (c) 3% cimento.........
p.59
Figura 18: Módulo secante para amostras cisalhadas sob uma tensão confinante igual
50 kN/m² para: (a) 1% de cimento; (b) 2% de cimento; e (c) 3% cimento....
p.60
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
14
Figura 19: Influência do grau de cimentação no comportamento das amostras curadas
sob uma tensão de 250 kN/m², cisalhadas sob uma tensão confinante de: (a)
50 kN/m²; (b) 250 kN/m²; e (c) 500 kN/m²..................................................... p.61
Figura 20: Influência do grau de cimentação no módulo secante das amostras curadas
sob uma tensão de 250 kN/m², cisalhadas sob uma tensão confinante de: (a)
50 kN/m²; (b) 250 kN/m²; e (c) 500 kN/m²..................................................... p.62
Figura 21: Envoltórias de resistências para as amostras com um teor de cimento igual a
1%: (a) Envoltória de Pico; e (b) Envoltória Última......................................... p.63
Figura 22: Envoltórias de resistências para as amostras com um teor de cimento igual a
2%: (a) Envoltória de Pico; e (b) Envoltória Última.......................................... p.63
Figura 23: Envoltórias de resistências para as amostras com um teor de cimento igual a
3%: (a) Envoltória de Pico; e (b) Envoltória Última........................................ p.64
Figura 24: Exemplo da metodologia para a definição da tensão de plastificação.......... p.67
Figura 25: Patamar máximo de deformações axiais onde foi observado o início da
quebra da estrutura........................................................................................... p.68
Figura 26: Superfície de plastificação encontrada para as amostras que continham 1%
de cimento......................................................................................................... p.70
Figura 27: Superfície de plastificação encontrada para as amostras que continham 2%
de cimento......................................................................................................... p.70
Figura 28: Superfície de plastificação encontrada para as amostras que continham 3%
de cimento......................................................................................................... p.71
Figura 29: Efeitos gerados pela tensão de cura em amostras curadas sob um mesmo
índice de vazios (ROTTA, 2005)...................................................................... p.72
Figura 30: Localização da superfície de plastificação em solos estruturados: (a)
Submetidos à cura sob estado isotrópico de tensões; e (b) Submetidos à cura
sob estado anisotrópico de tensões....................................................................
p.73
Figura 31: Linhas de estado crítico e compressão normal no espaço p’:v...................... p.74
Figura 32: Parâmetros utilizados para a normalização dos ensaios triaxiais.................. p.75
Figura 33: Resultados de ensaios triaxiais para amostras não cimentadas normalizados:
(a) Normalização pela LCN; e (b) Normalização pela LEC............................ p.76
Figura 34: Resultados triaxiais normalizados em relação à linha de compressão normal
(LCN): (a) 1% de cimento; (b) 2% de cimento; e (c) 3% de cimento.............. p.77
Figura 35: Resultados triaxiais normalizados em relação à linha de estado crítico
(LEC): (a) 1% de cimento; (b) 2% de cimento; e (c) 3% de cimento............... p.78
Figura 36: Padrão de comportamento observado por ROTTA (2000) para amostras
cimentadas sob diferentes tensões de cura........................................................ p.79
Figura 37: Superfícies de plastificação normalizadas pela pressão equivalente:
Influência do grau de cimentação. ................................................................... p.80
Figura 38: Efeito da tensão de cura no comportamento tensão-dilatância para amostras
com um teor de cimento igual a 1%.................................................................. p.82
15
Figura 39: Efeito da tensão de cura no comportamento tensão-dilatância para amostras
com um teor de cimento igual a 2%.................................................................
p.83
Figura 40: Efeito da tensão de cura no comportamento tensão-dilatância para amostras
com um teor de cimento igual a 3%................................................................. p.83
Figura 41: Comportamento de amostras cimentadas e não cimentadas no espaço
η
:
ε
s
.
p.84
Figura 42: Relações de tensão e dilatância para amostras não cimentadas.................... p.86
Figura 43: Representação do estado de tensões e do plano de ruptura teórico no círculo
de Mohr-Coulomb............................................................................................. p.86
Figura 44: Esquema de medição do ângulo de ruptura nas amostras.............................. p.87
Figura 45: Influência do grau de cimentação para amostras curadas sob uma tensão de
cura igual a 50 kN/m²........................................................................................ p.88
Figura 46: Influência do grau de cimentação para amostras curadas sob uma tensão de
cura igual a 250 kN/m²...................................................................................... p.89
Figura 47: Influência do grau de cimentação para amostras curadas sob uma tensão de
cura igual a 500 kN/m²...................................................................................... p.89
Figura 48: Influência da tensão confinante no comportamento tensão-dilatância para
amostras curadas a 50 kN/m²............................................................................ p.91
Figura 49: Influência da tensão confinante no comportamento tensão-dilatância para
amostras curadas a 250 kN/m²......................................................................... p.91
Figura 50: Influência da tensão confinante no comportamento tensão-dilatância para
amostras curadas a 500 kN/m²......................................................................... p.92
Figura 51: Padrão de comportamento observado para amostras cisalhadas a baixas
tensões confinantes. ........................................................................................ p.93
Figura 52: Representação da fase de desestruturação das amostras cimentadas
cisalhadas sob uma tensão confinantes de 50 kN/m²....................................... p.94
Figura 53: Padronização do efeito da tensão de cura no comportamento tensão
dilatância com respeito à fase de desestruturação. .......................................... p.95
LISTA DE TABELAS
Tabela 1: Descrição dos ensaios triaxiais realizados em amostras com 0%, 1%, 2% e
3% de cimento...................................................................................................
p.44
Tabela 2: Propriedades físico-químicas e mineralógicas do solo (NÚÑEZ, 1991)......... p.45
Tabela 3: Propriedades físicas do solo obtidas por NÚÑEZ (1991) e PRIETTO (1996). p.46
Tabela 4: Parâmetros de compactação do solo (NÚÑEZ, 1991)................................... p.46
Tabela 5: Parâmetros utilizados na moldagem das amostras......................................... p.47
Tabela 6: Parâmetros obtidos por ROTTA (2005) referente aos ensaios de compressão
isotrópica sob amostras cimentadas curadas sob tensão................................. p.53
Tabela 7: Parâmetros de resistência de ruptura e último medidos para os ensaios
realizados......................................................................................................... p.65
Tabela 8: Ângulos de ruptura medidos na amostras que apresentaram um plano de
cisalhamento................................................................................................................... p.87
17
LISTA DE SIGLAS
ABNT: Associação Brasileira de Normas Técnicas.
ARI: Alta resistência inicial
ABMS: Associação Brasileira de Mecânica dos Solos
CID: Ensaio triaxial drenado consolidado isotropicamente
CP V-ARI: Cimento Portland de alta resistência inicial
PPGEC: Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil
UFRGS: Universidade Federal do Rio Grande do Sul
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
18
LISTA DE SÍMBOLOS
c’ Intercepto coesivo no critério de ruptura Mohr-Coulomb
d Dilatância [d=-
δε
S
/
δε
V
]
dε
S
Incremento de deformação cisalhante
dε
V
Incremento de deformação volumétrica
e Índice de vazios
e
cura
Índice de vazios de cura
EC Estado crítico
E
S
Módulo de deformação axial secante
E
T
Módulo de deformação elástico (Módulo de Young)
LCN Linha de compressão normal
LEC Linha de estado crítico
M Estado de tensões η quando atingido o estado crítico
p’ Tensão efetiva média, calculada por [p’= (
σ
a
+ 2*
σ
r
)/3]
p’
c
Pressão equivalente em relação a linha de estado crítico
p’
cura
Tensão efetiva média de cura
p’
e
Pressão equivalente em relação a linha de compressão normal
q Tensão desvio, calculada por [q= (
σ
a
-
σ
r
)]
S Grau de saturação
SEU Superfície de estado último
v Volume específico (1+e)
Γ Intercepto da linha de estado crítico quando p’=1
Ν Intercepto da linha de compressão normal quando p’=1
ε
a
Deformação axial
ε
v
Deformação volumétrica
φ
cv
’ Ângulo de atrito a volume constante (Estado Crítico)
φ
m
Ângulo de atrito mobilizado
η
Taxa de tensões [
η
=q/p’]
θ Ângulo de inclinação do plano de cisalhamento
σ Tensão normal
σ
a
’ (ou σ
1
’) Tensão efetiva principal maior
σ
r
’ (ou σ
3
’) Tensão efetiva principal menor
σ
v
’ Tensão vertical efetiva
τ Tensão tangencial
ω
ot
Umidade ótima de compactação
ψ
Ângulo de dilatância
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
19
1 INTRODUÇÃO
1.1 APRESENTAÇÃO
O comportamento de solos estruturados se apresenta de forma bem distinta, o qual não pode
ser somente descrito pelas formulações clássicas da mecânica dos solos, que levam em
consideração a mudança da porosidade com a história de tensões. Tais materiais apresentam
características de deformabilidade e resistência, superiores ao seu estado desestruturado em
decorrência da existência de algum tipo de cimentação ou vínculo entre as partículas.
Diversos pesquisadores têm empenhado papel fundamental na investigação do
comportamento desses materiais que se situam num estado intermediário entre solos e rochas
sãs. Trabalhos apresentados por Burland (1989), Leroueil e Vaughan (1990), Aversa et al.
(1993), Clayton e Serratrice (1993), Cuccovillo e Coop (1999), Rotta (2000), Leroueil e Hight
(2003), Rotta et al. (2003), Prietto (2004) e mais recentemente, estudos desenvolvidos por
Rotta (2005) e Consoli et al. (2006), contribuíram significativamente para a compreensão do
comportamento destes solos estruturados.
A investigação do comportamento desses solos através de amostras coletadas em campo,
normalmente está sujeita a ter sua estrutura comprometida pelos processos que envolvem a
extração e preparação de amostras para análise em laboratório. Tal amolgamento compromete
diretamente o estudo da rigidez e da deformabilidade destes solos estruturados. Assim, o
emprego de técnicas de laboratório capazes de simular o comportamento desses materiais,
como a utilização de amostras cimentadas artificialmente se torna uma maneira hábil de
identificar as propriedades desses solos no que diz respeito então, a deformabilidade e rigidez.
Uma vasta gama de estudos sobre solos cimentados artificialmente, vem sendo realizada na
Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Tais estudos têm contribuído de forma
significativa na identificação das propriedades que este solo apresenta ao ser adicionado a ele
um agente cimentante. Dentre estes estudos, se tem focado a compreensão do comportamento
de solos cimentados, curados sob uma tensão de confinamento.
Porém, apesar de um número significativo de investigações, são poucos os estudos destes
solos cimentados no que diz respeito ao comportamento tensão-dilatância e com o fenômeno
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
20
de plastificação que estes materiais apresentam ao serem solicitados por esforços mecânicos.
A compreensão do comportamento a partir de uma análise de tensão-dilatância pode explicar
os processos relacionados com a ruptura frágil, que ocorre em fundações superficiais sobre
camadas de solos cimentados artificialmente, bem como o comportamento de fundações
profundas e a ruptura brusca de taludes em solos cimentados naturalmente ou mesmo
naqueles pouco intemperizados.
Portanto, a identificação das características que definem o comportamento a pequenas e
grandes deformações se faz necessária, uma vez que, a compreensão do comportamento real
destes solos torna-se peça fundamental no desenvolvimento de modelos capazes de simular de
maneira mais precisa o comportamento destes materiais. Isso, sem dúvidas, otimizaria a
concepção e a segurança de projetos de obras de terra.
1.2 OBJETIVOS
1.2.1 Objetivos gerais
O presente trabalho tem por objetivo identificar a influência da tensão de cura e,
consequentemente, o índice de vazios de cura, bem como do grau de cimentação existente
durante a formação da cimentação no comportamento mecânico de um solo artificialmente
cimentado.
1.2.2 Objetivos específicos
Caracterizam-se como objetivos específicos os seguintes:
• Identificar a influência das variáveis – tensão de cura e índice de vazios de cura, bem
como o nível de cimentação – nos parâmetros de resistência (c’ e
φ
) e deformabilidade
(E
sec
);
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
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• Investigar, de forma detalhada, a influência do nível de cimentação no comportamento
de solos cimentados a partir de ensaios triaxiais drenados, sob diferentes índices de
vazios de formação da cimentação;
• Determinar as superfícies de plastificação, analisando a forma e a expansão das
mesmas, em função do grau de cimentação e da tensão de cura existente durante a
formação desta cimentação, assim como avaliar as superfícies de comportamento de
estado último destes materiais;
• Compreender o comportamento tensão-dilatância deste solo cimentado nos diferentes
índices de vazios e tensões confinantes de formação da cimentação.
1.3 ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO
A dissertação está estruturada da seguinte maneira:
Capítulo 1 – Introdução: nesse é apresentado uma introdução sobre o estudo realizado, com a
justificativa para a realização da pesquisa, bem como os objetivos gerais e específicos da
pesquisa proposta;
Capítulo 2 – Revisão bibliográfica: é relatado de forma breve, um resumo dos principais
tópicos relacionados com o estudo de solos estruturados por cimentação, e que foram
encontrados na bibliografia atual, bem com trabalhos clássicos relacionados ao assunto;
Capítulo 3 – Programa experimental: são apresentados os materiais e equipamentos
utilizados neste trabalho, bem como toda a metodologia aplicada no desenvolvimento da fase
experimental;
Capítulo 4 – Efeitos da tensão de cura e do nível de cimentação na resistência e
deformabilidade das amostras curadas sob tensão: busca-se a partir de ensaios triaxiais
consolidados isotropicamente drenados, identificar a influência da tensão de cura bem como
do nível de cimentação, e assim, a combinação de ambas variáveis no comportamento tensão
– deformação;
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
22
Capítulo 5 – Superfícies de plastificação e de comportamento de estado último: nesse
capítulo são apresentadas as tensões de plastificação obtidas experimentalmente e realizada
uma analogia da influência da tensão de cura e do grau de cimentação na identificação das
superfícies de plastificação;
Capítulo 6 – Análise do comportamento tensão-dilatância para as amostras cimentadas
curadas sob tensão: este capítulo apresenta através das relações que descrevem o
comportamento de geomateriais, do ponto de vista da análise tensão-dilatância, os efeitos da
cura sob tensão, bem como do nível de cimentação sobre o comportamento deste material.
Capítulo 7 - Conclusões e Sugestões Para Futuros Trabalhos: são apresentadas as
considerações finais, as conclusões alcançadas e as sugestões para futuros trabalhos dentro da
linha de pesquisa.
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2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS
Materiais estruturados caracterizam-se por apresentarem um comportamento de rigidez,
resistência e porosidade, superiores quando comparados com os mesmos, porém, que tenham
sidos submetidos ao simples processo de deposição ou sedimentação. Ao mesmo tempo, em
que, tais características oriundas da estrutura possam ser removidas por uma mudança no
estado de tensões ou simplesmente, pela desagregação e remoldagem (BURLAND, 1990;
LEROUEIL e VAUGHAN, 1990).
Materiais como Argilas moles e rígidas, solos granulares e residuais, bem como rochas
brandas e intemperizadas podem ter sua estrutura originada a partir de vários fatores. Dentre
eles estão: a dissolução e deposição de sílica entre os contatos das partículas de areia e/ou
quando submetidas a altas pressões. Em outros casos, também pode ser gerado pela deposição
de carbonatos, hidróxidos e matéria orgânica em solução, através da recristalização dos
minerais durante o processo de intemperização, pela modificação da camada de água
absorvida e por forças de atração em solos argilosos (LEROUEIL e VAUGHAN, 1990).
Por mais que os materiais anteriormente citados possam apresentar uma alta complexidade na
sua origem de formação, autores como Aversa et al. (1993) e Leroueil e Vaughan (1990)
afirmam que o comportamento desses ocorre de uma maneira muito simples e generalizada.
Assim, por apresentarem muitas similaridades no comportamento e apesar de serem materiais
distintos, compreendendo desde argilas até rochas brandas, comumente a literatura existente
apresenta como sinônimos “solo estruturado”, “solo cimentado”, “bonded soil”, etc. e que
assim, definem um determinado comportamento característico para tais materiais.
De fato, é necessário compreender que nem todos os solos estruturados apresentam algum
tipo de cimentação, pois outros fatores também podem contribuir para a formação da estrutura
desses materiais. Isto fica claro comparando os solos residuais que podem ter sua estrutura
oriunda de algum tipo de agente cimentante (VARGAS, 1953; VAUGHAN, 1985), e que por
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
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outro lado, alguns solos podem apresentar estrutura, a qual está relacionada com as forças de
atração entre partículas, essas, presentes em solos argilosos e também relacionadas com a
própria tixotropia (LEROUEIL e VAUGHAN, 1990).
A implementação de modelos constitutivos para a simulação do comportamento desses
materiais representa um grande passo na concepção de projetos da área de engenharia
geotécnica, em virtude do comportamento peculiar que solos cimentados e rochas frágeis
demonstram.
Estudos recentes realizados por Rotta (2005) e anteriormente, apresentados por Baudet e
Stallebrass (2004), Liu e Carter (2002), Stallebrass e Taylor (1997), Lagioia e Nova (1995,
1993) e Adachi e Oka (1993) têm permitido aplicar modelos capazes de descrever o
comportamento de solos estruturados a partir de resultados de ensaios laboratoriais.
Assim, buscou-se nesta revisão bibliográfica focalizar somente o comportamento de solos
estruturados por cimentação, dentre os quais estão rochas frágeis, solos sedimentares
cimentados, solos residuais e solos artificialmente cimentados.
2.2 MATERIAIS ESTRUTURADOS POR CIMENTAÇÃO
Os materiais estruturados por cimentação se caracterizam por apresentarem algum tipo de
agente cimentante, o qual permite que as partículas estejam conectadas entre si. Segundo
Leroueil e Vaughan (1990) e Johnston e Novello (1993), esses materiais se encontram numa
faixa intermediária que compreende desde solos até rochas, no que diz respeito à porosidade,
resistência e compressibilidade. O comportamento dos mesmos é fortemente influenciado pela
estrutura, descontinuidades, nível de tensão e confinamento de sua massa.
Desta forma, Aversa et al. (1993) assim como Leroueil e Vaughan (1990), afirmam que a
rigidez e a resistência oriundas da cimentação entre partículas são somente consideradas como
uma característica geral na mecânica das rochas. Embora muitos materiais tratados na
engenharia como solos estruturados possuam essas mesmas componentes, tais não podem ser
somente contabilizadas pela variação da porosidade com a história de tensões, como é feito
normalmente na mecânica dos solos.
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
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Segundo Leroueil e Vaughan (1990), a formação de depósitos de areia geralmente se dá de
forma muito complexa, mas que suas evidências relacionadas com a estrutura podem ser
observadas em laboratório e em campo. Normalmente, a estrutura em solos arenosos é
desenvolvida pela ação de altas pressões, pela idade, por processos de compactação e pela
dissolução e re-precipitação da sílica entre os contatos das partículas de solo, sendo este
último considerado o mais importante.
As características mais comuns observadas em areias estruturadas por cimentação, estão
relacionadas com a presença de um pico na curva tensão-deformação, com maior rigidez
inicial, caracterizando assim um comportamento frágil e também, alguma resistência à tração
(LEROUEIL e VAUGHAN, 1990).
Cuccovillo e Coop (1999) afirmam que em areias, normalmente a estrutura tem sido
identificada somente em função das ligações que ocorrem a partir da cimentação existente
entre as partículas, sendo que as forças intergranulares em tais solos são desprezadas.
Em rochas frágeis, a influência da estrutura cimentante é realçada pela ação de processos de
litificação (transformação de um solo em rocha) quando o índice de vazios é baixo. Esses
materiais podem apresentar um comportamento semelhante ao observado para areias
estruturadas, no que diz respeito à rigidez, fragilidade e resistência à tração, e um aumento do
intercepto coesivo. Quando submetidas a processos de amolgamento, estas se comportam
como areias normais (LEROUEIL e VAUGHAN, 1990).
Para Rampello, Viggiani e Georgiannou (1993), a maior diferença existente no
comportamento mecânico de solos rígidos e rochas, está relacionada com as diferenças nos
mecanismos físicos responsáveis pelas deformações irreversíveis e a resistência cisalhante
mobilizada.
Leroueil e Vaughan (1990) afirmam que em solos residuais, a formação da estrutura está
associada à formação de novos minerais e/ou à precipitação de sais minerais, os quais
permitem a criação de uma cimentação entre as partículas. A formação dessa estrutura
também origina um intercepto coesivo na envoltória de resistência, mesmo quando o solo
possui um elevado grau de porosidade e um comportamento predominantemente compressivo.
Ainda, os autores destacam que a história de tensões pouco influencia nas propriedades desses
solos. Em solos artificialmente cimentados, a inclusão do agente cimentante pode
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proporcionar notável alteração granulométrica do material, o que acarreta a mudança do
comportamento do solo analisado.
2.3 COMPORTAMENTO MECÂNICO DE SOLOS ESTRUTURADOS E
ROCHAS FRÁGEIS
2.3.1 Comportamento sob compressão isotrópica e unidimensional
O comportamento observado em solos estruturados quando submetidos à compressão
isotrópica ou unidimensional é similar ao comportamento de um solo pré-adensado, onde a
estrutura do solo permite que haja uma tensão superior em relação ao mesmo solo quando
desestruturado num mesmo índice de vazios.
Leroueil e Vaughan (1990) demonstram, de forma esquemática, um modelo de
comportamento de materiais estruturados, quando submetidos a um carregamento isotrópico
ou unidimensional, o qual é apresentado na figura 1. De acordo com o modelo proposto pelos
autores, é possível identificar duas regiões no espaço tensão média (p’) - índice de vazios (e).
A primeira é identificada para o solo na condição desestruturada e que compreende o estado
mais fofo do material para aquele nível de tensão, limitada pela linha de compressão
intrínseca (única para o material). A segunda região é definida pela influência que a estrutura
apresenta sobre o material, conferindo assim uma maior tensão para um mesmo índice de
vazios, quando comparada à condição desestruturada. Admite-se que o domínio que
compreende todos os estados estruturais é elástico, indiferentemente do nível de resistência da
estrutura, mantendo-se rígido até que ocorra a sua plastificação (ponto Y apresentado na
figura 1), sendo esta dependente do grau de estruturação que o material apresenta. Após a
ocorrência da plastificação, os incrementos de tensões posteriores promoverão a quebra
progressiva da estrutura do material, até que o mesmo alcance um comportamento similar à
sua condição desestruturada.
Tais características também são apontadas por Johnston e Novello (1993), os quais afirmam
que a transição entre a compressão elástica para a compressão plástica é dividida por uma
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
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tensão de plastificação. Ainda, os autores afirmam que esta tensão de plastificação aparenta
ser a máxima tensão que o material já foi submetido, similar ao comportamento observado em
argilas pré-adensadas.
Y
Curva de compressão para
o solo desestruturado
Espaço possível
para ambos
solos estruturado
ou não
Curva de compressão para
o solo estruturado
Espaço adicional devido
a estrutura do solo
σ'v ou p'
e
Figura 1: Comparação entre um solo estruturado e o mesmo quando removida a estrutura,
adaptado de Leroueil e Vaughan (1990).
Os efeitos da anisotropia desenvolvida nos solos durante o processo de deposição desses
materiais, permanecem após a formação da estrutura do material (LEROUEIL e VAUGHAN,
1990). Os mesmos autores observaram que as superfícies de plastificação obtidas para argilas
naturais estão mais ou menos centradas sobre a linha de compressão K
0
em virtude de tal
anisotropia que esse solo apresentou.
Coop e Atkinson (1993) relataram que em amostras de um solo cimentado, a adição do agente
cimentante provocou uma redução do volume específico do material em decorrência do
preenchimento dos vazios por finos. Como efeito disso, pode existir duas conseqüências: (1)
ao se comparar o comportamento do solo cimentado com um solo não cimentado, é necessário
que ambos possuam uma mesma granulometria. (2) está relacionada com a mudança da
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posição da linha de compressão normal (LCN) em virtude de o material ter seus vazios
preenchidos por material fino, tornando-o assim mais denso.
Porém, Aversa et. al (1993) identificaram que os efeitos da estrutura são mais aparentes
somente em elevadas porosidades. Segundo os autores, tal fato foi corroborado a partir de
ensaios de compressão isotrópica realizados em uma amostra reconstituída e uma amostra
intacta, ambas, com uma baixa porosidade, onde o comportamento de ambas as amostras
foram similares.
Rotta (2000) afirma que em um solo cimentado sob confinamento, as tensões resistidas pela
cimentação se apresentaram de forma crescente durante todo o carregamento isotrópico,
mesmo após a plastificação do solo. Segundo o autor, este fato permitiu a não convergência
da curva de compressão isotrópica do material cimentado em direção à curva do material
desestruturado.
Observando os resultados apresentados por Rotta (2000), Cecconi, Viggiani e Rampelo e por
Coop e Atkinson (1993), referentes a ensaios de compressão isotrópica sob solos cimentados,
demonstraram claramente a ocorrência da tensão de plastificação. Porém, ao contrário do que
se esperaria de um solo estruturado, nota-se que mesmo após substancial incremento de
tensão isotrópica, não foi possível a convergência do solo estruturado com a linha de
compressão intrínseca do material no seu estado desestruturado. Este fato pode estar ligado
diretamente ao processo de desestruturação durante os ensaios, sendo que seriam necessárias
grandes deformações para que o material intacto alcançasse um comportamento similar em
seu estado amolgado.
Contrariamente, Cuccovillo e Coop (1999) observaram que um calcarenito bem como para
um arenito denominado “Greensand”, quando submetidos à compressão isotrópica, uma boa
convergência com os resultados obtidos de ambos os materiais na condição desestruturada. Os
mesmos autores relatam que a localização da LCN (Linha de Compressão Normal) é
dependente diretamente da granulometria inicial e não daquela encontrada no estado atual e
que, para uma correta comparação entre o comportamento de um solo reconstituído e o
mesmo na condição intacta deveria idealmente levar em conta estas pequenas diferenças
encontradas nas granulometrias iniciais.
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
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Coop e Atkinson (1993) realizaram ensaios de compressão unidimensional em amostras de
um solo cimentado artificialmente. Os autores observaram que o solo estruturado foi capaz de
atingir um espaço fora daquele permitido para o material não cimentado, apresentando
inicialmente um comportamento extremamente rígido, ultrapassando rapidamente a linha de
estado crítico do solo não cimentado. Os autores ainda constataram que a máxima taxa de
tensões (q/p’) obtida para o ensaio de compressão unidimensional, é similar a aquela medida a
partir de ensaios triaxiais drenados.
Recentemente, Consoli et al. (2006) identificaram a partir de uma análise de ensaios de
compressão isotrópica em amostras de um solo residual cimentado curado sob tensão, quando
comparados com os resultados de ensaios de compressão simples, uma relação intrínseca
entre o incremento da tensão de plastificação, módulo inicial volumétrico (bulk modulus) e a
resistência não confinada. Segundo os autores, esta relação pode ser dada para qualquer teor
de cimento. Por outro lado, os mesmos têm identificado que a relação entre o módulo de
variação volumétrica, a resistência à compressão não confinada e a tensão de início de
plastificação parece estar intimamente ligadas à variação do grau de cimentação. Ainda,
segundo os autores, uma relação como esta poderia apresentar grandes facilidades na
identificação de parâmetros de resistência, deformabilidade e plastificação de amostras de
solos naturais, uma vez que somente seria necessário o conhecimento da resistência a
compressão não confinada deste material.
2.3.2 Comportamento sob compressão triaxial
Diversos autores (LEROUEIL e VAUGHAN, 1990; GENS e NOVA, 1993; ROTTA, 2000,
2005; CONSOLI et. al, 2006) têm apresentado os diferentes comportamentos que solos
estruturados quando submetidos a compressão triaxial.
Gens e Nova (1993), bem como Leroueil e Vaughan (1990), afirmam que o comportamento
destes materiais estruturados em compressão triaxial, quando submetidos a tensões
confinantes baixas, apresenta como características, uma resistência de pico seguida de
deformações do tipo “strain-softening” como aquelas observadas para um solo denso e não
coesivo seguido de notável deformação de expansão. Sob altas tensões de confinamento, o
comportamento observado se apresenta de forma dúctil, podendo a plastificação ocorrer ainda
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durante a fase de aplicação do confinamento do solo. Nesse caso, a máxima resistência é
alcançada somente após grandes deformações, acompanhado de considerável contração do
material.
Da mesma forma, Cecconi, Viggiani e Rampello (1998) também definem que o
comportamento destes materiais está diretamente ligado ao nível de tensões de confinamento,
sendo que quando submetidos à compressão triaxial sob baixas tensões confinantes, esses
materiais tendem a se comportar como rochas. Do contrário, esses mesmos materiais
submetidos ao cisalhamento sob altas tensões confinantes, comportam-se similarmente a um
solo. Ainda, os autores afirmam que a região onde estes materiais comportam-se como rochas
é sempre dependente da trajetória de tensões, porém, a amplitude desta região é controlada
mais pelas ligações cimentantes do que pelo índice de vazios inicial, estado e história de
tensões como no caso de solos sedimentares.
Os resultados de ensaios triaxiais (figura 2) realizados em uma rocha frágil e porosa
apresentados por Elliot e Brown (1985, apud GENS e NOVA 1993) conseguem demonstrar a
influência do nível de tensões confinantes no comportamento tensão-deformação deste tipo de
material. Nota-se uma clara transição de um comportamento frágil e dilatante observado a
baixas tensões confinantes e caracterizado pela presença de deformações do tipo “strain-
softening”, para um comportamento totalmente dúctil e compressivo o qual apresenta
deformações do tipo “strain-hardening”, esse último quando submetido a altas tensões
confinantes de ensaio.
Coop e Atkinson (1993) afirmam que a resistência de pico obtida para um solo artificialmente
cimentado a baixas tensões de confinamento é resultado da componente coesiva que a
cimentação proporciona. Porém, quando essas amostras são cimentadas cisalhadas sob altas
tensões de confinamento começam a apresentar um comportamento puramente friccional.
Assim, com o aumento da tensão de confinamento, ocorre uma redução da taxa de resistência
de pico pela resistência no estado crítico, permitindo que essa resistência seja alcançada a
grandes deformações.
Aversa et al. (1993), assim como Cuccovillo e Coop (1999), têm observado que a envoltória
de resistência para materiais estruturados se apresenta de forma curva. Segundo os autores,
esse caso está relacionado com o fato de o estado crítico não ter sido alcançado mesmo a
grandes deformações, mostrando que amostras cisalhadas sob baixas tensões de confinamento
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apresentam um comportamento dilatante enquanto que em amostras cisalhadas sob altas
tensões confinantes, o comportamento deste material se dá de forma compressiva.
Figura 2: Influência da tensão confinante no comportamento tensão-deformação de uma rocha
frágil e porosa, obtido por Elliot e Brown (1985, apud GENS e NOVA 1993).
Assim, seguindo essa mesma analogia, Coop e Atkinson (1993) definem três classes de
comportamento de solos estruturados durante o ensaio de compressão triaxial. (A) esta classe
de comportamento ocorre quando a tensão de confinamento no cisalhamento ultrapassa a
tensão isotrópica de plastificação. Desta forma, o comportamento apresentado pelo solo será
similar ao encontrado na condição desestruturada; (B) a segunda classe de comportamento
ocorre a tensões de confinamento intermediárias, tal que a estrutura cimentante do material
ainda se encontra intacta antes do início do cisalhamento propriamente dito. Nessa classe, a
plastificação ocorre durante a fase de cisalhamento da amostra e a resistência de pico é
governada pelo comportamento friccional do solo não cimentado; (C) e por fim, a terceira
Deformação axial (%)
q (MPa)
Deformações volumétricas (%)
Deformação axial (%)
Compressão: +
ε
v
Dilatação: - ε
v
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classe para amostras que são cisalhadas com baixas tensões de confinamento, na qual, a
resistência de pico ocorre a pequenas deformações, alcançando um estado fora de região que
limita o estado de tensões para o solo não cimentado. A figura 3 mostra de forma
esquemática o comportamento idealizado pelos autores e que foi descrito acima, para solos
estruturados onde a parcela da cimentação está mais presente.
q/p'
εs
M
(C)
(B)
(A)
p'
q
Ponto de
plastificação
Superfície de
plastificação
Linha de
estado crítico
(A)
(B)
(C)
Estado Crítico
Figura 3: Comportamento idealizado para solos estruturados onde a parcela coesiva é
dominante: (COOP e ATKINSON, 1993): (a) Comportamento tensão-deformação; e (b)
Trajetória de tensões.
No caso onde o comportamento friccional se apresenta com maior influência, Cuccovillo e
Coop (1999) demonstram que este padrão de comportamento segue o esquema apresentado na
figura 4. Para esses materiais, os autores afirmam que pode ser observado pico de resistência e
um comportamento tensão-deformação linear quando amostras dos mesmos são cisalhadas
sob baixas tensões confinantes (A). Sob médias tensões, poderia ser observado um
comportamento linear no trecho inicial da curva tensão-deformação (B1) de forma que após a
plastificação, esse comportamento seria não linear, ou mesmo não linear em todo o seu trecho
(B2), onde ambos os casos a resistência de pico é diretamente governada pela dilatância do
material. E por fim, (C) caso onde sob altas tensões confinantes, onde se daria a compressão
ou mesmo a quebra de partículas.
(
a
)
(
b
)
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(B2)
(A)
M
q/p'
(B1)
Superfície de
plastificação
ε
s
(C)
p
'
Ponto de
plastificação
(C)
q
(A)
Linha de
estado crítico
Pontos de
pico
Estado Crítico
(B1)
(B2)
Figura 4: Comportamento idealizado para solos estruturados onde a parcela friccional é
preponderante: (CUCCOVILLO e COOP, 1999): (a) Comportamento tensão-deformação; e
(b) Trajetória de tensões.
2.4 PLASTIFICAÇÃO DE SOLOS ESTRUTURADOS
O fenômeno da plastificação em solos estruturados está diretamente ligado à quebra da
estrutura, que se reflete na forma de deformações plásticas ou irreversíveis, seguidas de queda
da rigidez e resistência do material. Tal comportamento é definido pela descontinuidade na
curva tensão-deformação. Leroueil e Hight (2003) descrevem os aspectos que envolvem a
plastificação de solos estruturados.
Airey e Fahey (1991) observaram que o comportamento de uma rocha calcária quando
submetida à compressão isotrópica apresenta uma tensão de plastificação muito bem definida,
e que, segundo os autores, esse tipo de comportamento pode ser atribuído à quebra das
ligações cimentantes entre as partículas e posterior colapso da estrutura.
Leroueil e Vaughan (1990) afirmam que vários estudos têm mostrado que a plastificação em
argilas moles é facilmente definida, mesmo quando sob compressão isotrópica. Porém, os
mesmos autores afirmam que para as argilas pré-adensadas, argilas xistosas e siltitos, a
obtenção da tensão de pré-adensamento e da tensão de plastificação é freqüentemente difícil.
(
a
)
(
b
)
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Porém, numa situação onde além do pré-adensamento há a presença de uma estrutura no
material, torna-se mais aparente a identificação do aumento desses dois parâmetros.
Huang e Airey (1993), em um estudo sobre a influência da densidade e do grau de
cimentação, observaram que o aumento do nível de cimentação provoca a expansão da
superfície de plastificação em relação ao estado desestruturado. Assim, isso estaria ligado ao
aumento da tensão de pré-adensamento e ao mesmo tempo, relacionado ao aumento das
ligações cimentantes. Os autores observaram também que com o aumento da densidade, a
efetividade das ligações cimentantes entre as partículas diminui, provocando ao mesmo
tempo, uma mudança da forma da superfície de plastificação. Já para Rotta (2000), que da
mesma forma, constatou que a redução do índice de vazios ou o aumento do grau de
cimentação possibilitaram o aumento da tensão isotrópica de plastificação, e assim, a
expansão da superfície de plastificação. Porém, o autor tem demonstrado que contrariamente
aos demais citados neste parágrafo, que a redução do índice de vazios promove uma melhor
interação entre as partículas de solo e o agente cimentante.
Diversos autores têm buscado a compreensão do fenômeno da plastificação em solos
estruturados quando submetidos à compressão triaxial (LEROUEIL e VAUGHAN, 1990;
HUANG e AIREY, 1993; CUCCOVILLO e COOP, 1999; LEROUEIL e HIGHT, 2003; entre
outros).
Coop e Atkinson (1993) identificaram em ensaios triaxiais, que amostras de um solo
artificialmente cimentado que não tenham alcançado a plastificação por compressão
isotrópica, apresentaram um comportamento tensão-deformação inicial elástico e ponto de
plastificação bem definidos. Tal nível de tensão marca o início da quebra das ligações
cimentantes entre as partículas. Ainda, os autores afirmam que a tensão de plastificação
corresponde ao ponto onde as deformações plásticas iniciam, as quais são seguidas de notável
variação volumétrica com o afastamento da trajetória linear na curva tensão-deformação.
Cuccovillo e Coop (1999) observaram em ensaios triaxiais em dois solos cimentados
naturalmente que o fim do trecho linear da curva tensão-deformação foi o suficiente para
definir o ponto onde ocorre a tensão de plastificação. Após esse ponto de plastificação, os
autores têm observado a ocorrência de uma progressiva degradação da estrutura, permitindo
que ao final do ensaio, os comportamentos dos materiais na condição intacta e reconstituída se
apresentassem de forma similar.
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Leroueil e Vaughan (1990) definem que a plastificação de um solo estruturado pode ocorrer
de três maneiras muito bem distintas e que são apresentadas no esquema na figura 5. A
primeira classe de plastificação da estrutura ocorre por compressão, em virtude do aumento
das tensões médias e de cisalhamento antes de ser alcançada a ruptura do solo. Já a
plastificação por cisalhamento ocorre junto ou muito próximo da tensão de ruptura enquanto
que a plastificação da estrutura por expansão, ocorre pela ausência de suporte da energia de
deformação armazenada no solo.
(σ'1 - σ'3)/2
P
l
a
s
t
i
f
i
c
a
ç
ã
o
p
o
r
c
i
s
a
l
h
a
m
e
n
t
o
Pl
as
t
i
fi
ca
ção
p
o
r
ci
s
al
h
ame
n
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o
P
l
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i
f
i
c
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ç
ã
o
p
o
r
c
o
m
p
r
e
s
s
ã
o
Plastificação
por expansão
(σ'1 + σ'3)/2
Figura 5: Possíveis formas de ocorrer a plastificação em solos estruturados apresentadas por
Leroueil e Vaughan (1990).
Segundo Leroueil e Vaughan (1990), a tensão de plastificação é dependente diretamente da
taxa de deformação, sendo essa tensão de plastificação incrementada à medida que há um
aumento da taxa de deformação cisalhante. Segundo os autores, durante o processo de
plastificação de um solo estruturado, a energia de deformação acumulada pelas ligações entre
as partículas durante o processo de formação do solo “in situ” é dissipada durante processo de
degradação da estrutura do solo.
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
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Gens e Nova (1993) afirmam que a plastificação de solos estruturados quando submetidos a
baixas tensões confinantes, geralmente é alcançada quase que instantaneamente, e essa
coincide com a ruptura e a formação da superfície de cisalhamento.
Coop e Atkinson (1993) observaram em amostras artificialmente cimentadas, que mesmo
após ter sido ultrapassada a tensão de plastificação, a estrutura cimentante continua a ter forte
influência no comportamento do solo, mostrando que a transição do solo cimentado para a
condição desestruturada não pode ser bem definida. Ainda, os autores verificaram que a
resistência de pico é fortemente influenciada pela direção da trajetória de tensões, das
condições de drenagem bem como da tensão de confinamento.
Em função do aprimoramento das técnicas de medição das deformações, estudos recentes
sobre o comportamento de solos estruturados a pequenas deformações têm mostrado que a
plastificação nesses materiais não ocorre por uma simples transição do comportamento
elástico para um comportamento plástico. Trabalhos citados por Leroueil e Hight (2003)
(JARDINE et al., 1991; JARDINE 1992; HIGHT e HIGGINS, 1994), tem demonstrado com
muitos detalhes o comportamento desses materiais dentro da região que demarca o estado
limite para os mesmos. Assim, vários estudos têm proposto a utilização de um modelo de
comportamento baseado em múltiplas superfícies de plastificação, aperfeiçoando assim a
concepção do comportamento desses materiais a pequenas deformações. Um esquema de
múltiplas superfícies de plastificação é apresentado na figura 6.
A identificação de três superfícies de plastificação define o comportamento do material, onde
a platificação primária (Y
1
) determina o limite das deformações elásticas, onde é possível
observar que a variação do módulo de variação volumétrica ou cisalhante parece permanecer
constante. Neste estágio, as deformações máximas que delimitam esta região são
normalmente inferiores a 0,001% (TATSUOKA et al., 1993; apud PRIETTO, 2004).
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
37
∆p'
Módulo
∆p'
Direção do
incremento de
deformação
∆p'
Direção do
incremento de
deformação
Def. Plástica
Def. Total
∆p'
Y1 Y2 Y3
Y1
Y2
Y3
1,0
0,0
0,0
0,0
1,0
dp'
d
εv
dq
d
εs
dεs
dεv
dεv
dεs
p
p
Figura 6: Comportamento dos geomateriais a pequenas deformações, sob a análise de
múltiplas superfícies de plastificação (TATSUOKA et al., 1999; apud PRIETTO, 2004).
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
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Uma superfície secundária (Y
2
) descreve a região onde ainda não ocorrem deformações
plásticas em grande escala, porém essa região é marcada pela quebra das ligações cimentantes
entre os contatos das partículas, sendo que quando superada a mesma, notáveis mudanças no
vetor de incremento de deformações plásticas (d
ε
s
/d
ε
v
) são constatadas.
Por final, uma terceira superfície (Y
3
) define o limite onde a partir desse ponto, deformações
em larga escala são observadas, e como conseqüência, à progressiva degradação da estrutura
cimentante.
2.5 COMPORTAMENTO TENSÃO-DILATÂNCIA
O fenômeno da dilatância pode ser definido como sendo a capacidade de um material mudar
de volume quando submetido à variação de tensões cisalhantes, sendo esta uma característica
intrínseca dos materiais não coesivos. Trabalhos clássicos como aqueles apresentados por
Bolton (1986, apud PRIETTO, 2004) e Rowe (1962, apud PRIETTO, 2004) têm possibilitado
a compreensão dos mecanismos que envolvem o fenômeno da dilatância em solos com
comportamento puramente friccional.
Uma maneira mais fácil de compreender como ocorre o fenômeno da dilatância pode ser
demonstrada a partir de uma análise de deformações num plano de tensões, onde, o
intertravamento das partículas é representado por um conjunto de lâminas, como está
apresentado na figura 7.
Desta maneira, é possível entender que o ângulo de atrito mobilizado (
φ
'
m
) é constituído de
duas parcelas, onde uma é representada pelo ângulo de atrito no estado crítico (
φ
’
cs
) e que
pode ser considerado como sendo uma constante do material, e por uma outra parcela que
representa o ângulo de dilatação (
ψ
).
Em uma análise qualitativa, a partir da figura 8 é possível visualizar que os efeitos provocados
pela dilatância são facilmente notados, uma vez que em materiais não coesivos a máxima taxa
de dilatância é somente alcançada quando a máxima taxa de tensões
η
(q/p') é obtida.
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
39
ψ
φ'm
φ'cs
(a)
(b)
Figura 7: (a) Esquema de lâminas representando o intertravamento das partículas de solo; e
(b) Forças resultantes. (Adaptado de WOOD, 1990).
’
Figura 8: Comportamento tensão-dilatância generalizado para solos não coesivos
(ATKINSON, 1993)
De fato, os conceitos apresentados acima sobre a dilatância foram criados a partir de materiais
onde o comportamento é puramente friccional. Os trabalhos citados a seguir, permitem então
uma melhor compreensão do fenômeno da dilatância em materiais onde além da parcela
friccional, existe também uma parcela de contribuição da parte coesiva, que nesse estudo, tem
se dado relevância como sendo a cimentação entre as partículas.
Dil
atação
Co
m
p
r
essão
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Leroueil e Vaughan (1990), bem como Aversa et al. (1993) afirmam que a dilatância
observada em solos estruturados é bastante forte quando cisalhados sob baixas tensões
confinantes. Entretanto, a máxima taxa de dilatação não ocorre quando é alcançada a
resistência de pico, mas sim, a deformações maiores, indicando que a estrutura possui maior
influência do que a densidade propriamente dita no comportamento tensão-dilatância.
Da mesma forma, Cecconi, Viggiani e Rampello (1998) afirmam que o comportamento
dilatante de materiais estruturados é influenciado diretamente pelo nível das tensões de
confinamento, à medida que, com o aumento destas tensões, ocorre uma transição de um
comportamento dilatante para um comportamento compressivo, embora, o pico da curva
tensão-deformação não corresponde à máxima taxa de dilatação.
Cuccovillo e Coop (1999) ao analisarem dois solos naturalmente cimentados, constataram que
a tensão de pico praticamente coincide com a tensão de plastificação da estrutura, e
posteriormente, seguiu-se de uma rápida perda de resistência associada com notáveis
deformações de compressão, o que caracterizaria uma forte influência da cimentação na
resistência do material. Já para o segundo solo estudado, as tensões de pico somente foram
observadas sob tensões confinantes muito baixas, seguida de considerável dilatação e de
deformações plásticas logo após o solo ter alcançado a plastificação. A partir desse ponto
iniciou-se a degradação, mostrando a forte influência que nesse caso, que o arranjo
intergranular possui sobre o comportamento do material. Segundo os autores, a máxima taxa
de dilatância encontrada para o segundo solo ocorreu no momento em que foi alcançada a
máxima resistência, indicando que nesse caso, o comportamento foi puramente friccional.
Assim, os autores observaram que a cimentação somente contribuiu para que houvesse um
aumento da rigidez inicial.
Coop e Atkinson (1993) identificaram que algumas amostras de um solo cimentado
artificialmente quando cisalhadas sob baixas tensões de confinamento, nem sempre
alcançaram um estado crítico bem definido, em relação àquele apresentado pelo solo não
cimentado. Os autores acreditam que mesmo após serem atingidos níveis de deformações
cisalhantes relativamente grandes, essa continua a apresentar forte influência no
comportamento do material. Também, constataram que as amostras cimentadas, quando
cisalhadas nesse nível de tensões, ocorre à formação de um plano de cisalhamento bem
definido, permitindo que, para essa condição, ocorra uma menor confiabilidade dos resultados
obtidos.
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
41
Cecconi, Viggiani e Rampello (1998) observaram claramente a influência da cimentação entre
as partículas e o colapso natural da estrutura na resistência de uma rocha vulcânica frágil. Tais
autores afirmam que a quebra da cimentação entre as partículas e o fenômeno da dilatação
tem efeitos totalmente opostos na resistência ao cisalhamento do material. Ainda, os mesmos
observaram um comportamento dilatante para amostras cisalhadas sob baixas tensões
confinantes. Tal comportamento foi seguido pela formação de um plano de cisalhamento
muito bem definido, mostrando que depois de atingida a máxima tensão desvio, essa reduz
rapidamente para a tensão desvio última. Porém, os autores afirmam que é necessário que se
tenha cuidado na avaliação do comportamento tensão-deformação, em virtude da não
homogeneidade das deformações que ocorrem na amostra. Problemas com concentração de
deformações, bem como os efeitos que a membrana e o pistão podem também apresentar forte
influência na determinação das deformações que o material sob comportamento dilatante que
ocorrem durante o cisalhamento.
Cuccovillo e Coop (1993) constataram que em um arenito submetido ao cisalhamento foi
possível alcançar similares estados de tensões (q/p’) obtidos para o mesmo material na
condição desestruturada, mas que, em virtude da presença de um plano de cisalhamento
localizado, não foi possível a identificação de um estado crítico em termos de variação
volumétrica, onde tal seria nula.
Aversa et al. (1993) afirmam que o conceito de estado crítico não pode ser aplicado à situação
onde não se observa um estado de deformações uniformes durante o cisalhamento. Ainda, os
autores relatam que o comportamento caracterizado por deformações do tipo “strain-
softening” pode estar relacionado com a dilatância do material, ou mesmo, com o colapso das
ligações cimentantes entre as partículas.
Cuccovillo e Coop (1999) sugerem a partir de considerações qualitativas do balanço de
energia, que a dilatação de um solo na condição intacta é inibida pelo intertravamento e pela
contínua presença de alguma cimentação. Dessa forma, após ser alcançado o ponto de
plastificação, ocorre gradualmente um processo de desestruturação da cimentação existente,
permitindo assim que a dilatância aumente até alcançar um valor máximo. Isto pode justificar
o fato de que solos cimentados apresentam a máxima taxa de dilatância somente após ser
alcançada a máxima tensão desvio durante a fase de cisalhamento.
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
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42
3 PROGRAMA EXPERIMENTAL
3.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS
O estudo do comportamento de solos estruturados em amostras naturalmente cimentadas é de
difícil realização, pois o processo que envolve a amostragem, geralmente promove danos à
própria estrutura do material. Segundo Clayton, Hight e Hopper (1992), bem como Atkinson
(1993) esta perturbação ocasiona incertezas na análise dos resultados, ainda mais quando
esses são direcionados ao estudo da própria estrutura do solo. Assim, buscou-se criar um
material artificialmente cimentado que pudesse suprir as condições necessárias para o estudo
de um solo estruturado, de maneira que a perturbação descrita acima pudesse ser reduzida ao
máximo. A criação deste tipo de material também possibilita o controle de variáveis, tais
como nível de cimentação, densidade, saturação e também da história de tensões que durante
e após a formação da estrutura do solo.
A criação das condições necessárias para o desenvolvimento de um solo estruturado similar
ao encontrado no seu estado natural, como as tensões de confinamento que esse sofre durante
e após a sua cimentação podem ser facilmente reproduzidas a partir de amostras de solo-
cimento curadas dentro de uma câmara triaxial, de forma isotrópica ou anisotrópica. Assim,
além da investigação do comportamento deste material estruturado sob diferentes tensões é
possível analisar a história de tensões ocorrida antes e depois da formação da estrutura
cimentante, como o alívio (no caso de uma erosão) ou mesmo através de uma sobrecarga
imposta ao solo. Isso poderia ser realizado por meio de carregamentos e, ou descarregamentos
da amostra antes ou depois do processo de cura. Seguindo esta analogia, este capítulo visa
descrever os procedimentos que foram adotados na etapa experimental deste trabalho.
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
43
3.2 DESCRIÇÃO DO PROGRAMA EXPERIMENTAL
A etapa experimental compreendeu uma bateria de ensaios triaxiais drenados, consolidados
isotropicamente (CID) em amostras com e sem cimentação. As variáveis investigadas
englobam a identificação da influência da tensão confinante de cura, e por conseqüência o
índice de vazios de cura, em amostras com diferentes níveis de cimentação sob diferentes
tensões confinantes de cisalhamento.
Baseado nas variáveis acima descritas buscou-se então analisar as respostas relacionadas à
tensão desvio, módulo secante, parâmetros de resistência de pico e último (c’ e
φ
’) e variação
volumétrica. Da mesma forma, investigou-se a tensão de plastificação e posteriormente as
superfícies de plastificação juntamente com as envoltórias de ruptura no espaço p’:q em
função do teor de cimento, do índice de vazios de cura e da tensão confinante utilizada no
cisalhamento das amostras. Outras variáveis, como densidade inicial, índice de vazios inicial,
grau de saturação inicial, natureza do cimento, granulometria, tempo de cura, etc., foram
mantidas constantes em todas as amostras.
Assim, na tabela 1 são apresentadas às tensões confinantes de cura bem como as tensões
confinantes aplicadas durante a fase de cisalhamento para as amostras testadas. A definição da
nomenclatura dos ensaios é descrita logo abaixo. Na figura 9 é apresentado de forma
esquemática, à terminologia utilizada na identificação dos ensaios.
CID (1) – 50 / 50
CID (1) – 50 / 500 / 50*
* Ensaios que sofreram o pré-adensamento após a cura
Figura 9: Terminologia utilizada para identificar os ensaios realizados
50 – Tensão confinante
de cisalhamento
CID – Ensaio triaxial
drenado isotrópicamente
adensado
(1) – Teor de cimento de 3%
500 – Tensão de pré-
adensamento
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Tabela 1: Descrição dos ensaios triaxiais realizados em amostras com 0%, 1%, 2% e 3% de
cimento.
TENSÃO DE CURA
ENSAIOS CID
50 250
CID (0) - 50/50 CID (0) - 250/50
500
CID (0) - 500/50
CID (1) - 50/50 CID (1) - 250/50 CID (1) - 500/50
CID (2) - 50/50 CID (2) - 250/50 CID (2) - 500/50
50
CID (3) - 50/50 CID (3) - 250/50 CID (3) - 500/50
- x - CID (0) - 250/250 CID (0) - 500/250
CID (1) - 50/250 CID (1) - 250/250 CID (1) - 500/250
CID (1) - 50/250/50* - x - - x -
CID (2) - 50/250 CID (2) - 250/250 CID (2) - 500/250
250
CID (3) - 50/250
CID (3) - 250/250 CID (3) - 500/250
- x - - x - CID (0) - 500/500
CID (1) - 50/500 CID (1) - 250/500 CID (1) - 500/500
CID (1) - 50/500/50* - x - - x -
CID (2) - 50/500 CID (2) - 250/500 CID (2) - 500/500
500
CID (3) - 50/500 CID (3) - 250/500 CID (3) - 500/500
- x - - x - CID (2) - 500/750
TENSÃO DE
CONFINAMENTO
NO
CISALHAMENTO
750
- x - - x - CID (3) - 500/750
* Ensaios que sofreram o pré-adensamento após a cura
A figura 10 mostra no espaço e:ln p’, as tensões de cura e os respectivos índices de vazios de
cura, adotados no programa experimental. A descrição dos resultados dos ensaios que
compreendem a etapa experimental, bem como as análises dos mesmos serão discutidas nos
próximos capítulos.
0,4
0,45
0,5
0,55
0,6
0,65
0,7
10 100 1000 10000
p' (kN/m²)
e (Índice de vazios)
ICL
Tensões de cura
Tensões confinantes superiores
a tensão de cura
Tensões confinantes inferiores a
tensão de cura
Figura 10: Tensões isotrópicas de cura apresentadas no espaço e:ln (p’)
LCN
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
45
3.3 MATERIAIS UTILIZADOS
Utilizou-se neste trabalho, um solo residual de horizonte C, caracterizado por ser uma areia
fina siltosa, mal graduada, fracamente plástica, oriundo da Formação Botucatu, localizado nas
proximidades da rodovia estadual RS-240, localidade de Vila Scharlau, Município de São
Leopoldo/RS (NÚÑEZ, 1991). As características físicas bem como o comportamento
mecânico do solo natural e compactado, com e sem a adição de agente cimentante foram,
obtidos a partir de estudos realizados por Núñez (1991), Heineck (1998) e Prietto (1996),
assim justificando a escolha desse material.
A tabela 2 mostra a caracterização físico-química e mineralógica detalhada do solo
apresentada por Núñez (1991). Prietto (1996) também realizou ensaios de caracterização das
propriedades físicas do solo, sendo os resultados de ambos os autores apresentados na tabela
3.
Tabela 2: Propriedades físico-químicas e mineralógicas do solo (NÚÑEZ, 1991).
Fração cristalina 15,70%
Caolinita 9,20%
Hematita 3,20%
Micas e Ilitas 2,10%
Quartzo 1,20%
Difratogrametria de Raios-X
da Fração Argila
Fração amorfa 84,30%
SiO
2
9,70%
Al
2
O
3
6,69%
Análise Química da Fração
Argila
Fe
2
O
3
1,21%
pH 4,7 (ácido)
Matéria Orgânica 0%
Análise Físico-Química do
solo
CTC 3,01 mequiv/100g
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Tabela 3: Propriedades físicas do solo obtidas por Núñez (1991) e Prietto (1996).
RESULTADOS OBTIDOS
PROPRIEDADES
NÚÑEZ (1991) PRIETTO (1996)
Limite de liquidez 21,0% 22,0%
Limite de plasticidade 17,0% 15,0%
Índice de plasticidade 4,0% 7,0%
Limite de contração 19,0% -
Peso específico real dos grãos 26,7 kN/m³ 27,0 kN/m³
Diâmetro efetivo 0,003 mm 0,0028 mm
Coeficiente de uniformidade 43 32
% de areia média (0,42 < φ < 2 mm)
4,3% 2,4%
% de areia fina (0,074 < φ < 0,42 mm)
50,3% 46,0%
% de silte (0,002 < φ < ,074 mm)
32,4% 32,6%
% de argila (φ < 0,002 mm)
13,0% 19,0%
Os parâmetros de compactação do solo estudado foram determinados a partir dos resultados
obtidos por Núñez (1991), os quais são apresentados na tabela 4, juntamente com os valores
de resistência a compressão simples para as respectivas energias de compactação.
Tabela 4: Parâmetros de compactação do solo (NÚÑEZ, 1991)
ENERGIA DE COMPACTAÇÃO
γ
d máx
(kN/m³)
w
ot
(%) q
u
(kN/m²)
Proctor Normal 17,40 15,90 190
Proctor Intermediário 18,90 13,90 470
A fim de induzir a cimentação nas amostras, utilizou-se como agente estabilizante o cimento
Portland CP-V ARI, de alta resistência inicial. A aplicação do cimento CP-V como agente
estabilizante teve por objetivo reduzir o tempo de cura necessário para que as amostras
testadas apresentassem o nível de cimentação desejado.
Em todas as amostras, utilizou-se água destilada para a realização das misturas de solo-
cimento dentro das especificações de umidade e saturação apresentadas neste trabalho.
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
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3.4 PROCEDIMENTOS DE ENSAIOS E EQUIPAMENTOS ADOTADOS
3.4.1 Preparação das amostras para os ensaios triaxiais drenados
Inicialmente, todo o material necessário para os procedimentos de colocação das amostras no
equipamento triaxial, tais como a percolação de água pela tubulação para a retirada de bolhas
de ar, marcação de membranas para posterior fixação dos sensores locais de deformação,
saturação das pedras porosas e papel filtro foram realizados antes da mistura dos materiais.
Hardware e software do sistema de aquisição de dados para as medições das tensões a serem
aplicadas também foram previamente preparados. Tudo isso, com o intuito de reduzir ao
máximo o tempo entre a colocação da água na mistura solo-cimento e a aplicação das tensões
confinantes de cura.
Foram adotadas características físicas, como índice de vazios inicial, teor de umidade, grau de
saturação e teor de cimento, similares às utilizadas por Rotta (2000), as quais estão
apresentadas na tabela 5 juntamente com a faixa de variação destas propriedades.
Tabela 5: Parâmetros utilizados na moldagem das amostras
Propriedade Valor Faixa de variação
Índice de vazios inicial 0,65 ± 0,02
Grau de saturação 80% ± 3,00%
Umidade de moldagem 19% ±0,60%
Densidade aparente seca 16,5 kN/m³ ± 0,3 kN/m³
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Para a confecção das amostras a serem ensaiadas, sempre se seguiu à metodologia que está
apresentada nos tópicos a seguir:
• Procedeu-se a extração, secagem, destorroamento e quarteamento do solo,
utilizando somente a fração de solo passante na peneira com diâmetro máximo
de 2 mm para a confecção das amostras;
• Pesagem do solo, cimento e água, necessários para realizar as misturas, com
uma precisão de 0,01g;
• No caso das amostras cimentadas, foi realizada a adição do cimento ao solo nos
teores de 1%, 2% e 3% do peso seco do solo e posterior homogeneização.
Seguindo, água destilada foi então adicionada completando-se assim a mistura.
Marcou-se o tempo com o auxílio de um cronômetro a partir do momento em
que a água foi adicionada à mistura;
• Compactaram-se as amostras em três camadas de igual altura em um cilindro
tri-partido, tendo cada amostra um diâmetro e uma altura aproximadamente
igual a 5 cm e 10 cm, respectivamente;
• Ao final da moldagem, as amostras foram pesadas e suas dimensões medidas.
Coletaram-se também três amostras de material para a verificação do teor de
umidade da mistura.
Os ensaios triaxiais realizados seguiram trajetórias convencionais (tensão confinante
constante com somente acréscimo da tensão axial). Na figura 10 é apresentado e equipamento
utilizado nos ensaios.
Figura 11: Prensa triaxial utilizada nos ensaios deste estudo
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
49
Em conjunto com o sistema externo de medição de deformações axiais, utilizaram-se dois
sensores de efeito “Hall”, os quais foram posicionados diretamente sobre a amostra como
mostrado na figura 12a. Estes sensores permitiram a medição de deformações muito
pequenas, não perceptíveis ao sensor de deslocamento externo. As deformações volumétricas
foram realizadas com o auxílio de um medidor do tipo “Imperial College” como apresentado
na figura 12b.
Figura 12: Sistemas de medições de deformações: (a) Sensores de efeito “Hall”; (b) Medidor
de variação volumétrica.
3.4.2 Procedimento de cura das amostras
Depois de preparada às amostras, essas foram posicionadas junto ao equipamento triaxial,
onde se seguiram os procedimentos padrões para a montagem do equipamento para a
realização do ensaio, tais como a colocação da membrana e dos sensores de deslocamento
(descritos posteriormente). Ao final da montagem do equipamento triaxial, aplicou-se então a
tensão de confinamento de cura e esperou-se que o adensamento ocorresse durante um
período de 30 min (tempo normalmente restante até o início da pega do cimento).
(a) (b)
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50
O sistema de drenagem permaneceu aberto durante o tempo de adensamento das amostras,
bem como durante a fase de cura das mesmas. As variações volumétricas neste estágio não
foram contabilizadas. Assim, os valores referentes ao índice de vazios obtidos no final dos
ensaios foram considerados iguais aos obtidos em ensaios isotrópicos apresentados por Rotta
(2000). Tais ensaios foram realizados com um sistema de medições locais da variação
volumétrica, o que então, permitiu a correta interpretação do valor do índice de vazios ao final
do processo de cura das amostras.
A cura, então foi realizada durante um período de 48 horas sob constante tensão isotrópica.
Em todas as amostras, o tempo entre a adição de água à mistura solo-cimento e a aplicação da
tensão de cura foi de no máximo igual há 30 minutos, garantindo assim um tempo mínimo de
adensamento da amostra de aproximadamente 30 minutos. Dessa forma, seguindo as
prescrições da norma NBR-5732 (ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS,
1994), a qual estipula que o tempo de inicio da pega do cimento CP-V ARI é igual á 1 hora,
garantiu-se então que as reações pozolânicas do cimento somente ocorressem após a aplicação
das respectivas tensões confinantes de cura.
A percolação de água foi realizada durante todo o processo de adensamento e cura das
amostras, tendo essa a finalidade de aumentar o grau de saturação e ao mesmo tempo diminuir
a sucção junto às amostras. Segundo Rotta (2000) os níveis máximos de sucção mátrica
medidos, ficaram na faixa de 10kN/m² a 22kN/m² para as condições iniciais das amostras.
3.4.3 Fase de cisalhamento das amostras
Depois de passado o período de 48 horas de cura das amostras e cessada a percolação,
aplicou-se então um carregamento/descarregamento isotrópico até alcançar a tensão
confinante de cisalhamento (para o caso em que as tensões confinantes de cisalhamento foram
diferentes das utilizadas durante a cura). Permitiu-se, ao longo do carregamento ou
descarregamento, o adensamento das amostras e a dissipação do excesso de poro pressão
gerada nas amostras. Em função desse carregamento ser isotrópico, novamente as variações
volumétricas foram consideradas como sendo iguais àquelas encontradas nas curvas de
compressão isotrópica (ROTTA, 2000) para a respectiva tensão de confinamento. No caso das
amostras curadas e cisalhadas sob a mesma tensão confinante, apenas aplicou-se uma tensão
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
51
de contra pressão igual a 32kN/m² e um acréscimo de igual valor na pressão confinante,
garantindo assim uma mesma tensão efetiva inicial.
Da mesma forma considerada por Rotta (2000), não houve a saturação das amostras. Todas as
amostras foram cisalhadas com um grau de saturação com um valor ao mínimo adotado no
processo de moldagem (próximo a 80%), sendo que este valor teve um aumento em virtude
do processo de percolação durante a cura e pela redução do índice de vazios durante o
adensamento das amostras, mas que esse acréscimo não foi quantificado. O fato de não se ter
adotado a saturação por contrapressão está ligado a dois motivos:
1. Segundo Bressani e Vaughan (1989), ciclos pequenos de carregamento
isotrópicos convencionalmente adotados na fase de saturação pela aplicação de
contra-pressão podem danificar a estrutura do material; e
2. Em virtude do tempo de início das reações pozolânicas se darem num prazo
inferior à uma hora, não haveria tempo suficiente para que houvesse o
adensamento das amostras antes que ocorressem tais reações, caso fosse incluída
a etapa de saturação das amostras por contra-pressão antes do processo de cura.
Em qualquer um dos ensaios, não se permitiu à fuga de ar remanescente dentro das amostras
durante a fase de cisalhamento para fora do sistema. Rotta (2000), afirma que nas condições
de densidade e saturação das amostras utilizadas por ele (e que são as mesmas adotadas neste
trabalho), que o excesso de poro pressões poderia gerar distorções na medição do sistema
externo de variação volumétrica. Para um valor de 15kN/m² medido na base da amostra, o
autor constatou que o erro apresentado na medição do índice de vazios estaria próximo a
0,005. Assim, nos ensaios triaxiais realizados neste estudo, adotou-se uma velocidade de
carregamento suficientemente baixa (próximo a 1%/h) a fim de evitar que excessos de poro
pressão fossem gerados durante a etapa de cisalhamento das amostras.
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
52
4 EFEITOS DA TENSÃO DE CURA E DO NÍVEL DE CIMENTAÇÃO
NO COMPORTAMENTO TENSÃO-DEFORMAÇÃO
4.1 GENERALIDADES
A cimentação existente em solos sedimentares muitas vezes se forma sob diferentes tensões
geostáticas, o que possibilita que essa cimentação seja criada sob diferentes níveis de
confinamento e ao mesmo tempo distintos valores de índice de vazios. Contanto, a análise em
laboratório de amostras indeformadas extraídas em diferentes profundidades, normalmente
envolve danos a sua estrutura durante a preparação das mesmas. Assim, a técnica da cura sob
tensão permite que amostras sejam preparadas em laboratório com características conhecidas,
tais como porosidade, grau de cimentação e outras, sem a perturbação descrita anteriormente
para amostras indeformadas.
Desta forma, o presente capítulo tem por objetivo apresentar os efeitos do nível de tensão de
cura e seus respectivos índices de vazios de cura, bem como o nível de cimentação apresenta
no comportamento tensão-deformação (axial e volumétrica). Para isso, foram avaliadas
amostras curadas sob três diferentes tensões de cura e três níveis de cimentação distintos,
como descrito no capítulo referente aos materiais e métodos adotados nesse trabalho.
4.2 INFLUÊNCIA DA TENSÃO DE CURA E DO ÍNDICE DE VAZIOS DE
CURA
A tensão de cura e a conseqüente redução do indicie de vazios têm apresentado notáveis
efeitos sobre o comportamento tensão-deformação do material estudado. Para análises
apresentadas neste capítulo e nos demais, serão utilizados os resultados de compressão
isotrópica apresentados por Rotta (2005) e Rotta et. al (2003). Esses resultados são
demonstrados de forma resumida na tabela 6, onde se dá ênfase aos valores de tensão
isotrópica de plastificação.
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
53
Tabela 6: Parâmetros obtidos por Rotta (2005) referente aos ensaios de compressão isotrópica
sob amostras cimentadas curadas sob tensão.
Notação
Teor de
Cimento
(%)
Índice
de
Vazios
Inicial /
de Cura
Tensão
Isotrópica
Inicial / de
Cura (kN/m
2
)
Incremento de
Tensão de
Plastificação
(kN/m
2
)
Tensão de
Início de
Plastificação
(kN/m
2
)
Bulk
Modulus
Inicial
(MPa)
ISO(0)0-3000 0 0,650 -- --
--
6,0
ISO(1)100-6000 0,627 98 80
178
25,9
ISO(1)250-6000 0,573 246 159
405
45,7
ISO(1)500-6000
1
0,534 499 216
715
57,0
ISO(2)100-6000 0,618 104 190
294
36,4
ISO(2)250-6000 0,573 254 267
521
68,0
ISO(2)500-6000
2
0,547 494 380
874
147,0
ISO(3)100-6000 0,623 99 260
359
48,4
ISO(3)250-6000 0,574 245 315
560
167,0
ISO(3)500-6000
3
0,537 492 498
990
267,2
A figura 13 apresenta os resultados para as amostras com um grau de cimentação
correspondente o teor de 1 % de cimento, curadas sob tensões de cura iguais a 50 kN/m², 250
kN/m² e 500 kN/m², e cisalhadas sob três tensões confinantes de ensaio.
Analisando os resultados apresentados, é possível notar que há uma considerável mudança do
comportamento à medida que tensões de cura maiores foram adotadas. Têm-se observado
uma transição de um comportamento dúctil e ao mesmo tempo compressivo, para um
comportamento frágil e dilatante. Amostras curadas sob baixas tensões e cisalhadas sob altas
tensões confinantes, apresentaram uma compressibilidade maior que aquelas observadas para
as amostras curadas sob altas tensões de cura. De fato, em conseqüência da redução do índice
de vazios imposta no momento da aplicação da tensão de cura, as amostras mais densas
tendem a apresentar um comportamento mais frágil e dilatante quando cisalhadas sob baixas
tensões confinantes. Este mesmo fato, também foi observado por Huang e Airey (1993), os
quais constataram que com o aumento da densidade de uma areia cimentada, houve
considerável mudança do comportamento do material, seguido de considerável expansão
durante a fase de cisalhamento em relação àquelas que possuíam baixas densidades.
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
54
048121620
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
0 4 8 121620
3
2
1
0
-1
-2
-3
Deformação volumétrica (%)
CID (1) 50/50
CID (1) 50/250
CID (1) 50/500
0 4 8 12 16 20
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
0 4 8 12 16 20
3
2
1
0
-1
-2
-3
Deformação volumétrica (%)
CID (1) 250/50
CID (1) 250/250
CID (1) 250/500
0 4 8 12 16 20
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
0 4 8 121620
3
2
1
0
-1
-2
-3
Deformação volumétrica (%)
CID (1) 500/50
CID (1) 500/250
CID (1) 500/500
Figura 13: Influência da tensão de cura para amostras com um teor de cimento igual a 1%: (a)
Tensão de cura de 50 kN/m²; (b) Tensão de cura de 250 kN/m²; e (c) Tensão de cura de 500
kN/m².
Observando-se ainda os resultados da figura 13, porém agora do ponto de vista de resistência,
foi constatado que o ganho mais pronunciado foi para aquelas amostras curadas sob altas
tensões. O aumento da tensão de cura e conseqüente redução do índice de vazios permitiram
que a máxima tensão desvio alcançada ocorresse há deformações menores de acordo com o
aumento da tensão de cura. Um fato interessante é observado com o comportamento q:
ε
a
para
o ensaio CID (1) 250/250, onde se constata que não houve um acréscimo significativo da
tensão desvio em comparação ao ensaio na mesma tensão de cisalhamento, porém curada a
uma tensão de 50 kN/m². A hipótese é a de que problemas na medição da tensão desvio
tenham ocorrido inviabilizando assim a observação correta da mesma ao logo do ensaio.
Mesmo assim, procurou-se apresentar os resultados deste ensaio com o intuito de demonstrar
o comportamento relacionado com a variação volumétrica, o qual seguiu a tendência
apresentada pelos demais ensaios.
Na figura 14 são apresentadas às curvas de módulo secante obtidas para os ensaios descritos
na figura 13. Constata-se que as amostras que foram curadas sob altas tensões de cura
demonstraram uma rigidez inicial superior a aquelas encontradas para as baixas tensões de
(a) (b) (c)
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
55
cura. Tal fato estaria ligado aos efeitos do pré-adensamento que essas amostras sofreram pelo
processo de cura, ao mesmo tempo em que no caso das amostras curadas sob baixas tensões
de cura e tiveram sua estrutura danificada pela aplicação da tensão confinante, quando esta
superou a tensão de plastificação sob compressão isotrópica.
0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
Es (MN/m²)
CID (1) 50/50
CID (1) 50/500
0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
Es (MN/m²)
CID (1) 250/250
CID (1) 250/500
0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
Es (MN/m²)
CID (1) 500/50
CID (1) 500/250
CID (1) 500/500
Figura 14: Módulo secante observado para as amostras com 1% de cimento, curadas sob
tensões de: (a) 50 kN/m², (b) 250 kN/m² e (c) 500 kN/m².
4.2.1 Influência da história de tensões após a cura e degradação da
estrutura
A figura 15 mostra a comparação entre os resultados das curvas tensão-deformação, obtidas
para as amostras que sofreram danos na estrutura em função da aplicação das tensões
confinantes de ensaio. No caso do ensaio CID (1) 50/500, foi observado que o comportamento
tensão-deformação apresentado, está muito próximo daquele obtido para o solo na condição
não cimentada. Tal comportamento está diretamente ligado ao processo de quebra da estrutura
que a amostra cimentada sofreu durante a aplicação da tensão confinante. De acordo com os
resultados de ensaios de compressão isotrópica apresentados por Rotta (2005) e que foram
realizados com os mesmos procedimentos apresentados neste estudo, o valor da tensão de
(b) (c) (a)
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
56
plastificação na compressão isotrópica foi próximo a 178 kN/m², o que pode justificar o
comportamento que o ensaio CID (1) 50/500 apresentou durante a fase de cisalhamento.
0 4 8 12 16 20
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN /m²)
CID (1) 50/50
CID (1) 50/250
CID (1) 50/500
CID (0) 50/50
CID (0) 250/250
CID (0) 500/500
0 4 8 121620
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
CID (1) 250/50
CID (1) 250/250
CID (1) 250/500
CID (0) 250/50
CID (0) 250/250
CID (0) 500/500
0 4 8 121620
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
CID (1) 500/50
CID (1) 500/250
CID (1) 500/500
CID (0) 500/50
CID (0) 500/250
CID (0) 500/500
Figura 15: Comportamento tensão-deformação axial para amostras com 0% e 1% de cimento,
curadas sob 50 kN/m², 250 kN/m² e 500 kN/m².
Um fato interessante está relacionado com o ensaio CID (1) 50/250, o qual também deveria
ter se apresentado muito próximo daquele que foi encontrado para o ensaio CID (0) 250/250 e
que o mesmo não pode ser constatado. Dessa maneira, a quebra da estrutura em virtude da
aplicação das tensões confinantes, não ocorre em um único momento, logo que é superada a
tensão isotrópica de plastificação. Assim, essa quebra se da de forma gradual de maneira que
para tensões confinantes superiores a tensão de plastificação, o comportamento do material
tenderia estar mais próximo daquele encontrado para amostras do solo não cimentado, quando
cisalhadas sob tensões confinantes comparáveis. Isto fica claro quando comparamos os
comportamentos das amostras CID (1) 50/250 e CID (1) 50/500 em relação ao
comportamento apresentado pelas amostras CID (0) 250/250 e CID (0) 500/500. A
progressiva desestruturação por deformações volumétrica também foram observadas por
autores como Rotta (2005), Consoli, Rotta e Prietto (2000) bem como, por Clayton, Hight e
Hopper (1992) em amostras cisalhadas sob tensões confinantes superiores a tensão de
plastificação isotrópica.
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
57
Em relação à rigidez inicial das amostras curadas sob altas tensões e que não foram
submetidas a tensões confinantes superiores as tensão de plastificação isotrópica, verifica-se o
crescente aumento da rigidez com o acréscimo das tensões confinantes. Esse comportamento
é similar ao de uma argila normalmente adensada ou uma areia fofa, como apresentado por
(LAMBE e WHITMAN, 1969), ou seja, módulos maiores para tensões confinantes maiores.
Porém como já comentado anteriormente, as amostras que sofreram danos na sua estrutura
durante a aplicação da tensão confinante de ensaio, têm apresentado valores de módulo
secante inferiores, quando comparados com amostras cisalhadas sob tensões confinantes
menores que a tensão isotrópica de plastificação. No caso do ensaio CID (1) 50/500 (figura
15), pode-se observar que mesmo após a amostra ter sofrido consideráveis danos em sua
estrutura, apresentou uma rigidez inicial superior a aquela encontrada para o ensaio CID (1)
50/50. Esta ocorrência pode estar ligada ao processo de densificação que a amostra sofreu
durante a aplicação da tensão confinante, de forma que essa alta tensão confinante permitiu
que a amostra do ensaio CID (1) 50/500 obtivesse um arranjo intergranular mais compacto e
conseqüentemente, este fato poderia influenciar na rigidez inicial da amostra.
A fim de averiguar este fenômeno com mais detalhes, procurou-se então realizar um ensaio
extra com uma amostra com um teor de 1% de cimento, curada sob uma tensão de cura igual a
50 kN/m². A peculiaridade desse ensaio é de que a amostra foi carregada a uma tensão
confinante igual a 500 kN/m², onde se permitiu a quebra da estrutura. Após a dissipação da
poro-pressão gerada durante esse processo, procedeu-se o descarregamento das amostras até
uma tensão confinante de ensaio igual a 50 kN/m², onde então, as mesmas foram cisalhadas.
Assim, com esses procedimentos, foi possível obter então amostras cimentadas submetidas a
diferentes histórias de tensões após a cura, com uma razão de pré-adensamento igual a 10 para
o ensaio CID (1) 50/500/50
*
em relação ao ensaio CID (1) 50/50. Os resultados de tais ensaios
extras podem ser observados na figura 16.
Um dos principais aspectos que podem ser observados está relacionado com a notável queda
de resistência que a amostra submetida ao processo de desestruturação em relação ao
comportamento apresentado pela amostra íntegra demonstrou durante a fase de cisalhamento
das amostras. Outro fato, é que diferentemente dos resultados apresentados pela a amostra
íntegra, observa-se que o comportamento tensão-deformação axial pós-pico das amostras que
experimentaram danos a sua estrutura, têm mostrado uma convergência muito boa em relação
ao solo não cimentado, ao passo que a grandes deformações, o comportamento de ambas as
amostras são praticamente iguais.
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
58
048121620
Deformação axial (%)
0
100
200
300
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
CID (1) 50/50
CID (1) 50/500/50
CID (0) 50/50
0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
E
s
(MN/m²)
CID (1) 50/50
CID (1) 50/500/50
CID (0) 50/50
Figura 16: Efeitos relacionados aos danos da estrutura de amostras cisalhadas sob uma tensão
confinante de 50 kN/m²: (a) Comportamento tensão-deformação axial; e (b) Módulo secante-
deformação axial.
Com relação aos resultados de deformabilidade apresentados na figura 16b, observa-se que
mesmo a amostra sofrendo danos consideráveis a sua estrutura, a mesma apresentou um
comportamento mais rígido quando comparado com a amostra íntegra. Isto pode ser
explicado, uma vez que, quando a amostra sofreu danos a sua estrutura, a mesma foi
submetida a um forte processo de pré-adensamento, o qual então permitiu que a amostra
desestruturada demonstrasse uma rigidez superior ao estado não desestruturado.
4.2.2 Efeitos da tensão de cura para os diferentes níveis de cimentação
Outra ocorrência importante a ser observada, está relacionada com a efetividade que as
tensões de cura apresentam de acordo com o aumento do grau de cimentação. Na figura 17
são comparadas amostras curadas sob diferentes tensões de cura e com diferentes níveis de
cimentação, cisalhadas sob uma tensão confinante igual a 50 kPa. De fato, tem sido observado
que o acréscimo da tensão de cura permitiu que amostras com os diferentes níveis de
cimentação apresentassem um considerável aumento da tensão de pico, de tal maneira que,
esta característica ficou mais pronunciada para as amostras com um teor de 3% de cimento.
(b) (a)
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
59
Da mesma maneira, constata-se para os três níveis de cimentação que houve um progressivo
aumento dos valores de módulo secante. Isto pode ser vislumbrado ao se observar a figura 18,
identificando assim, que o aumento da tensão de cura tem possibilitado que maiores módulos
secantes fossem observados para aquelas amostras com 3% de cimento. Em amostras curadas
sob uma tensão de cura igual a 500 kN/m², ou seja, o aumento da tensão de cura junto com o
aumento do teor de cimento tem proporcionado uma mudança considerável na
deformabilidade do material.
048121620
Deformação axial (%)
0
200
400
600
800
1000
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
048121620
Deformação axial (%)
2
0
-2
-4
-6
Deformação volumétrica (%)
CID (1) 50/50
CID (1) 500/50
048121620
Deformação axial (%)
0
200
400
600
800
100
0
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
048121620
Deformação axial (%)
2
0
-2
-4
-6
Deformação volumétrica (%)
CID (2) 50/50
CID (2) 250/50
048121620
Deformação axial (%)
0
200
400
600
800
1000
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
048121620
Deformação axial (%)
2
0
-2
-4
-6
Deformação volumétrica (%)
CID (3) 50/50
CID (3) 250/50
Figura 17: Efeitos da tensão de cura em amostras com diferentes teores de cimento cisalhadas
sob uma tensão confinante de 50 kN/m² no comportamento tensão-deformação: (a) 1% de
cimento; (b) 2% de cimento; e (c) 3% cimento.
Em relação às deformações volumétricas, tem sido observada a presença de alguns distúrbios
nas medições, onde, para as amostras com 2% de cimento, curadas sob tensões de cura iguais
a 250kN/m² e 500 kN/m², ambas cisalhadas sob uma tensão confinante de 50 kN/m²
apresentaram comportamentos praticamente iguais. De fato, durante as medições
volumétricas, possivelmente algum atrito gerado entre a membrana do “Bellofram” e o
êmbolo influenciaram diretamente nas leituras da mudança de volume das amostras.
(a) (b) (c)
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PPGEC/UFRGS, 2006.
60
0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
Es (MN/m²)
CID (2) 50/50
CID (2) 250/50
CID (2) 500/50
0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
Es (MN/m²)
CID (1) 50/50
CID (1) 500/50
0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
500
1000
1500
2000
2500
Es (MN/m²)
CID (3) 50/50
CID (3) 250/50
CID (3) 500/50
Figura 18: Módulo secante para amostras cisalhadas sob uma tensão confinante igual 50
kN/m² para: (a) 1% de cimento; (b) 2% de cimento; e (c) 3% cimento.
4.3 INFLUÊNCIA DO NÍVEL DE CIMENTAÇÃO
Muitos autores (ROTTA et al., 2003; HUANG e AIREY, 1993; LEROUEIL e VAUGHAN,
1990; e outros) tem relatado que o aumento do grau de cimentação apresenta significativa
influência no comportamento de solos estruturados por cimentação. Normalmente, esses
efeitos estão ligados diretamente ao aumento da tensão de pico na curva tensão-deformação,
com aumento também da rigidez inicial e aumento da fragilidade.
Observando os resultados que estão apresentados na figura 19, pode-se claramente visualizar
os efeitos que o aumento do grau de cimentação apresenta no comportamento tensão-
deformação. Amostras que foram curadas sob uma tensão de 250 kN/m² e cisalhadas sob uma
tensão confinante de 50 kN/m², apresentaram uma tensão de pico a deformações muito
pequenas e ao mesmo tempo, uma rigidez inicial muito superior àquelas medidas para as
amostras cisalhadas sob tensões confinantes maiores. Juntamente a esse comportamento,
foram também identificadas notáveis deformações de expansão, e que estas tendem a ser
menos significativas para tensões confinantes maiores. Um exemplo pode ser observado
tomando as curvas de deformação volumétrica versus deformação axial para as amostras com
um grau de cimentação correspondente a 3% de cimento (CID (3) 250/50, CID (3) 250/250 e
CID (3) 250/500). Assim, constata-se que para a tensão de confinamento de 50 kN/m² o nível
de deformações volumétricas de expansão são maiores e ao mesmo tempo, a máxima taxa de
(a) (b) (c)
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
61
expansão é observada a tensões axiais menores que aquelas apresentadas para a tensão de
confinamento de 500 kN/m².
Características de deformabilidade dos ensaios apresentados na figura 19 podem ser
observadas na figura 20. A partir de tais resultados, é possível identificar que o aumento do
nível de cimentação tem permitido acréscimos sucessivos da rigidez inicial. Têm se observado
a partir dos resultados apresentados até o momento, que os valores de módulo secante para
deformações inferiores a 0,01% não se apresentam de forma monotônica. Provavelmente, isto
ocorreu em virtude da precisão que os instrumentos de medição das pequenas deformações
tiveram ao longo do início dos ensaios.
0 5 10 15 20 25
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
0 5 10 15 20 25
6
5
4
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-5
Deformação volumétrica (%)
CID (0) 250/50
CID (1) 250/50
CID (2) 250/50
CID (3) 250/50
0 4 8 121620
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
048121620
6
5
4
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-5
Deformação volumétrica (%)
CID (0) 250/250
CID (1) 250/250
CID (2) 250/250
CID (3) 250/250
0 4 8 121620
Deformação axial (%)
0
400
800
1200
1600
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
0 4 8 12 16 20
6
5
4
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-5
Deformação volumétrica (%)
CID (0) 500/500
CID (1) 250/500
CID (2) 250/500
CID (3) 250/500
Figura 19: Influência do grau de cimentação no comportamento das amostras curadas sob uma
tensão de 250 kN/m², cisalhadas sob uma tensão confinante de: (a) 50 kN/m²; (b) 250 kN/m²;
e (c) 500 kN/m².
Aspectos relacionados com a convergência das curvas tensão-deformação no estado pós-pico
das amostras cimentadas em relação às amostras não cimentadas, também foram observados.
Desta forma, nota-se que para tensões de confinamento maiores, indiferente do nível de
cimentação, tendem a convergir mais facilmente ao comportamento encontrado para as
amostras não cimentadas. Em algumas amostras que foram cisalhadas sob uma tensão de
(a) (b) (c)
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
62
confinamento de 50 kN/m² não conseguiram apresentar a mesma tendência como observada
para as demais, diferentemente de como foi visualizado junto a figura 15. Acredita-se que este
aspecto está ligado diretamente à formação de um plano de cisalhamento na ruptura, assim,
concentrando as deformações em uma região muito localizada da amostra e então permitindo
a ocorrência de tal comportamento.
0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
1000
2000
3000
4000
Es (MN/m²)
CID (0) 250/50
CID (1) 250/50
CID (2) 250/50
CID (3) 250/50
0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
1000
2000
3000
4000
Es (MN/m²)
CID (0) 250/250
CID (1) 250/250
CID (2) 250/250
CID (3) 250/250
0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10
Deformação axial (%)
0
1000
2000
3000
4000
Es (MN/m²)
CID (0) 500/500
CID (1) 250/500
CID (2) 250/500
CID (3) 250/500
Figura 20: Influência do grau de cimentação no módulo secante das amostras curadas sob uma
tensão de 250 kN/m², cisalhadas sob uma tensão confinante de: (a) 50 kN/m²; (b) 250 kN/m²;
e (c) 500 kN/m².
4.4 ENVOLTÓRIAS DE RUPTURA E PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA
Nas figuras 21a, 22a e 23a são apresentadas respectivamente às envoltórias de ruptura para as
amostras com teores de cimento iguais a 1%, 2% e 3%, curadas sob as diferentes tensões de
cura adotadas neste estudo.
Observa-se nas envoltórias de ruptura que ocorre uma expansão das mesmas com o acréscimo
da tensão de cura, sendo que tal aumento se deu para os três níveis de cimentação estudados.
Este fato pode ser melhor observado em amostras que continham um teor de cimento igual a
3%, onde aquelas curadas sob uma tensão de cura igual a 500 kN/m², apresentaram
consideráveis ganhos de resistência ao se comparar com os resultados das amostras curadas
sob uma tensão de cura igual a 50 kN/m².
(a) (b) (c)
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
63
Evento constatado com notável mudança foi o aumento do intercepto coesivo de acordo com
o acréscimo das tensões de cura juntamente com a elevação do grau de cimentação. De fato, a
interação que há entre o agente cimentante e as partículas de solo ocorrem de melhor forma
sob baixos índices de vazios de cura, onde um conjunto mais compacto permitiu a presença de
uma superfície de contato maior e consequentemente, uma quantidade maior de pontos onde o
agente cimentante se cristalizou.
0
500
1000
1500
2000
2500
0 500 1000 1500 2000
p' [(σ
a
-2σ
r
)/3] (kN/m²)
q [
σ
a
-
σ
r
]
(kN/m²)
Tensão de cura: 50 kN/m²
Tensão de cura: 250 kN/m²
Tensão de cura: 500 kN/m²
M=1,15
φ
cv
= 28,8°
0
500
1000
1500
2000
2500
0 500 1000 1500 2000
p' [(σ
a
-2σ
r
)/3] (kN/m²)
q [
σ
a
-
σ
r
]
(kN/m²)
Tensão de cura: 50 kN/m²
Tensão de cura: 250 kN/m²
Tensão de cura: 500 kN/m²
M=1,15
φ
cv
= 28,8°
Figura 21: Envoltórias de resistências para as amostras com um teor de cimento igual a 1%:
(a) Envoltória de Pico; e (b) Envoltória Última.
0
500
1000
1500
2000
2500
0 500 1000 1500 2000
p'
[(
σ
a
-2
σ
r
)/3] (kN/m²)
q [
σ
a
-
σ
r
]
(kN/m²)
Tensão de cura: 50 kN/m²
Tensão de cura: 250 kN/m²
Tensão de cura: 500 kN/m²
M=1,15
φ
cv
= 28,8°
0
500
1000
1500
2000
2500
0 500 1000 1500 2000
p' [(
σ
a
-2
σ
r
)/3] (kN/m²)
q [
σ
a
-
σ
r
]
(kN/m²)
Tensão de cura: 50 kN/m²
Tensão de cura: 250 kN/m²
Tensão de cura: 500 kN/m²
M=1,15
φ
cv
= 28,8°
Figura 22: Envoltórias de resistências para as amostras com um teor de cimento igual a 2%
:
(a) Envoltória de Pico; e (b) Envoltória Última.
(
a
)
(
b
)
(
a
)
(
b
)
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
64
0
500
1000
1500
2000
2500
0 500 1000 1500 2000
p'
[(
σ
a
-2
σ
r
)/3] (kN/m²)
q [
σ
a
-
σ
r
]
(kN/m²)
Tensão de cura: 50 kN/m²
Tensão de cura: 250 kN/m²
Tensão de cura: 500 kN/m²
M=1,15
φ
cv
= 28,8°
0
500
1000
1500
2000
2500
0 500 1000 1500 2000
p'
[(
σ
a
-2
σ
r
)/3] (kN/m²)
q [
σ
a
-
σ
r
]
(kN/m²)
Tensão de cura: 50 kN/m²
Tensão de cura: 250 kN/m²
Tensão de cura: 500 kN/m²
M=1,15
φ
cv
= 28,8°
Figura 23: Envoltórias de resistências para as amostras com um teor de cimento igual a 3%
:
(a) Envoltória de Pico; e (b) Envoltória Última.
Observando-se agora as figuras 21b, 22b e 23b onde são apresentadas as envoltórias últimas
de resistência podem-se notar que, para as amostras que foram cisalhadas sob altas tensões
confinantes, o comportamento último tem permanecido muito diferente daquele encontrado
para o solo não cimentado, indiferentemente da tensão de cura utilizada. Em primeira
instância, esse aspecto peculiar poderia estar ligado ao fato de as deformações impostas não
terem sido suficientes para se alcançar um comportamento último similar ao do solo não
cimentado. Porém analisando-se a figura 16, fica claro que mesmo a grande deformações, da
ordem de 20% não foi possível que tal comportamento fosse observado.
Acredita-se então que, pela adição do agente cimentante ao solo, estar-se-ia criando um novo
material, o qual possuiria propriedades intrínsecas diferentes daquelas encontradas no caso do
solo na condição não cimentada. Então, uma maneira capaz de se conseguir comparar o
comportamento deste solo cimentado com o mesmo na condição desestruturada, seria através
da cimentação desse solo e posterior amolgamento do mesmo por processos manuais com o
objetivo de se ter um material com as propriedades intrínsecas do solo cimentado.
Relacionado às figuras 21, 22 e 23, são apresentados na tabela 7 os parâmetros de resistência
que foram encontrados para as amostras curadas sob tensão. Assim como Rotta (2005), e ao
contrário do observado por Clough et al. (1981), não foram constatadas grandes alterações do
valor do ângulo de atrito em função do aumento da tensão de cura, mostrando que os valores
ficaram muito próximos a 32°. Diferentemente, observa-se para todos os níveis de cimentação
(
a
)
(
b
)
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
65
aqui analisados, que os valores de intercepto coesivo apresentaram um constante aumento
para as três tensões de cura.
Assim, numa análise de projeto é válido ressaltar a importância que deve ser dada aos efeitos
do grau de compactação em solos estabilizados pela adição de cimento, de forma quanto
melhor a eficiência da compactação da camada tratada, melhor será o comportamento do
material quando solicitado por esforços mecânicos.
Esta analogia também foi apresentada por Foppa (2005), que avaliou a influência da relação
entre a porosidade e o teor de cimento, mostrando que o processo de densificação permite que
amostras cimentadas apresentem efeitos positivos com tal processo. O autor afirma que o
mecanismo que influencia na resistência de uma mistura de solo cimento está ligado
diretamente à existência de um maior número de contatos e ao mesmo tempo, um maior
intertravamento das partículas de solo.
Tabela 7: Parâmetros de resistência de ruptura e último medidos para os ensaios realizados
Teor de cimento
1% 2% 3%
Pico Último Pico Último Pico Último
Tensão
de cura
c' φ c' φ c' φ c' φ c' φ c' φ
50 58,1 29,0 0 30,3 70,7 31,9 0 34,3 130,4 29,0 0 31,4
250 48,0 30,3 0 32,4 109,0 28,6 0 33,4 150,8 30,1 0 31,9
500 74,4 31,7 0 33,8 114,5 31,6 0 34,2 217,5 29,8 0 31,4
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
66
5. SUPERFÍCIES DE PLASTIFICAÇÃO E DE ESTADO ÚLTIMO
5.1 GENERALIDADES
Os efeitos introduzidos pela cimentação e pelo aumento da densidade são claramente notados
no comportamento de amostras artificialmente ou naturalmente cimentadas (ROTTA, 2005;
ROTTA et al., 2003; LEROUEIL e HIGHT, 2003; BAUDET e STALLEBRASS, 2003;
CUCCOVILLO e COOP, 1999; e HUANG e AIREY, 1993). De fato, a compreensão do
comportamento de solos artificialmente cimentados a pequenas deformações é de grande
interesse, uma vez que se busca a identificação dos limites bem como da forma destas
superfícies de plastificação. Tais superfícies de plastificação definem, então, a transição que
ocorre entre um comportamento elástico, para um comportamento predominantemente
plástico e início da degradação da estrutura.
Assim, esse capítulo procura definir um critério para o estabelecimento das tensões de
plastificação encontradas a partir dos ensaios triaxiais, bem como, apresentar esses pontos de
plastificação na forma das superfícies de plastificação (Yield Surfaces) representadas no
espaço p’:q, em função das variáveis estudadas neste trabalho, ou seja, em função da tensão
de cura ou índice de vazios de cura, e em função do nível de cimentação.
Serão também apresentadas de forma normalizada pela pressão equivalente (p’
e
e p’
c
), as
superfícies de plastificação juntamente com as superfícies de estado limite que definem o
comportamento destes materiais para cada tensão de cura.
5.2 DETERMINAÇÃO DAS TENSÕES DE PLASTIFICAÇÃO
Em solos estruturados por cimentação, uma maneira simples de identificar a tensão onde
ocorre a plastificação tem sido obtida simplesmente pela determinação do ponto onde ocorre a
inflexão da curva no espaço q:
ε
a
(LEROUEIL e VAUGHAN, 1990; COOP e ATKINSON,
1993).
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
67
Neste estudo procurou-se avaliar as tensões de plastificação através de uma análise das curvas
apresentadas no espaço E
s
:log(q), onde se tomou como ponto de início do processo de
desestruturação, aquele em que o módulo secante apresenta uma queda brusca de seu valor
(figura 24).
10 100 1000
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
0
500
1000
1500
2000
2500
Es (MN/m²)
Ponto de
plastificação
0 0.010.020.030.040.050.06
ε
a
(%)
0
100
200
300
400
q [
σ
a
-
σ
r
] (kN/m²)
Ponto de
plastificação
Figura 24: Exemplo da metodologia para a definição da tensão de plastificação.
A técnica apresentou resultados satisfatórios, uma vez que os níveis das tensões onde ocorre a
plastificação estiveram normalmente situados em um trecho linear da curva tensão-
deformação. Observa-se que os patamares de deformação onde ocorrem a suposta quebra da
estrutura, ou como aqui chamado, tensão de plastificação, se dá a níveis de deformação muito
baixos. Exemplos são apresentados nas figuras 24 e 25, onde se tem constatado que, para
esses casos, os níveis de deformação na plastificação da estrutura ocorrem a valores inferiores
a 0,03% ou 0,0003, e que numa análise global de todos os resultados, a tensão de plastificação
tem permanecido sob similares níveis de deformação.
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
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68
y = 9790,4x
R
2
= 0,9798
0
50
100
150
200
250
300
350
0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035
ε
a
(%)
q (kPa)
CID (3) 500500
Linear (CID (3) 500500)
Figura 25: Patamar máximo de deformações axiais onde foi observado o início da quebra da
estrutura.
5.3 EFEITO DA TENSÃO DE CURA E DO NÍVEL DE CIMENTAÇÃO NA
EXPANSÃO DA SUPERFÍCIE DE PLASTIFICAÇÃO
Os resultados provenientes da determinação das tensões de plastificação estão apresentados na
forma de superfícies de plastificação, representadas no espaço p’:q. Esses resultados estão
apresentados nas figuras 26, 27 e 28 respectivamente para os níveis de cimentação iguais a
1%, 2% e 3%, em amostras curadas nas três tensões de cura utilizadas neste estudo.
É possível identificar a partir de tais resultados, que com o acréscimo da tensão de cura ou a
redução do índice de vazios (e
cura
), há um progressivo aumento da superfície que define um
comportamento elástico do material. De fato, analisando-se sob o ponto de vista do
comportamento a pequenas deformações, acredita-se que este fenômeno possa estar ligado a
dois fatos:
a) Em primeiro momento, devemos observar que a redução do índice de vazios em
função da aplicação da tensão de cura, tem permitido a presença de um conjunto de
grãos mais próximos entre si. De fato, isto deve ter um papel importante, uma vez que
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
69
com um agrupamento de partículas mais compacto, a eficiência do agente cimentante
poderia se apresentar de melhor forma, ou seja, com quantidade maior de contatos o
que permitiria um maior número de pontos interconectados.
b) Outro fator que também deve ser levado em consideração está relacionado com a
aplicação das tensões de cura. Assim, ao analisarmos uma situação em que é aplicada
uma determinada tensão de cura, tal provocaria uma redução do volume como efeito
da dissipação da energia imposta por esse processo. Porém, acredita-se que, por outro
lado, parte dessa energia seja mantida na forma de deformações elásticas, de maneira
que, quando as ligações cimentantes ocorrerem, essá energia poderia ficar
armazenada, permitindo assim, um aumento da superfície de plastificação. Sendo
assim, a energia acumulada seria tanto maior quanto fosse maior o nível de tensão
aplicada na fase de adensamento das amostras.
Baseando-se na situação acima, poderíamos compreender o motivo de que amostras de
solos naturalmente estruturados por cimentação, situados a grandes profundidades, e
consequentemente submetidas a altas tensões geostáticas, quando submetidas a um
descarregamento, poderiam sofrer o fenômeno da plastificação. Assim, uma vez que a
energia elástica acumulada superasse a resistência à tração disponível em virtude de
um descarregamento, parte ou mesmo toda a estrutura do material sofreria danos e,
consequentemente, o comportamento observado em laboratório não seria similar a
aquele observado numa situação de campo. Esse aspecto torna-se muito importante
quando se avalia os efeitos oriundos da cura sob tensão, onde poderíamos ter amostras
de um solo cimentado sendo submetido a um esforço, sem que o mesmo fosse
submetido ao processo de alívio de tensões que as amostras naturais sofrem quando
são extraídas em campo.
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70
0
200
400
600
800
1000
1200
0 200 400 600 800 1000 1200
p' (kN/m²)
q (kN/m²)
TENSÃO DE CURA: 50 kN/m²
TENSÃO DE CURA: 250 kN/m²
TENSÃO DE CURA: 500 kN/m²
LEC - SOLO NÃO CIMENTADO
LEC – Linha de Estado Crítico
Figura 26: Superfícies de plastificação encontradas para as amostras que continham 1% de
cimento.
0
200
400
600
800
1000
1200
0 200 400 600 800 1000 1200
p' (kN/m²)
q (kN/m²)
TENSÃO DE CURA: 50 kN/m²
TENSÃO DE CURA: 250 kN/m²
TENSÃO DE CURA: 500 kN/m²
LEC - SOLO NÃO CIMENTADO
LEC – Linha de Estado Crítico
Figura 27: Superfícies de plastificação encontradas para as amostras que continham 2% de
cimento.
M=1,15
M=1,15
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
71
0
200
400
600
800
1000
1200
0 200 400 600 800 1000 1200
p' (kN/m²)
q (kN/m²)
TENSÃO DE CURA: 50 kN/m²
TENSÃO DE CURA: 250 kN/m²
TENSÃO DE CURA: 500 kN/m²
LEC - SOLO NÃO CIMENTADO
LEC – Linha de Estado Crítico
Figura 28: Superfícies de plastificação encontradas para as amostras que continham 3% de
cimento.
Essa idéia também foi postulada por Rotta (2005), onde o autor observou que amostras
cimentadas, curadas sob um mesmo índice de vazios, porém em diferentes tensões de cura
apresentaram diferentes superfícies de plastificação, de forma que aquelas amostras curadas
sob tensões maiores apresentaram o aumento da região de domínio elástico (figura 29). Ainda,
o autor afirma que o tamanho máximo da superfície de plastificação é governado diretamente
pelo índice de vazios de cura. Assim, quando o material é adensado a uma determinada tensão
e posteriormente descarregado antes que as cimentações ocorram, ou seja, a amostra é
cimentada num estado de tensões pré-adensado, apresentará uma superfície de plastificação
menor, tanto quanto maior for a razão de pré-adensamento que existir.
Huang e Airey (1993) observaram a partir de resultados de ensaios triaxiais em amostras de
um solo cimentado que a efetividade das ligações cimentantes aparentemente tem diminuído
com o aumento da densidade. Ao contrário, se observa neste estudo que o aumento da tensão
de cura e conseqüente aumento da densidade pela redução do índice de vazios, possibilitaram
que as superfícies de plastificação apresentassem uma notável expansão e que essa está ligada
diretamente ao aumento da tensão de cura. Tal aspecto também foi observado por Consoli et
al. (2006) onde, os autores têm identificado que os efeitos do aumento do grau de cimentação
M=1,15
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PPGEC/UFRGS, 2006.
72
na compressibilidade, plastificação e resistência são mais pronunciados a baixos índices de
vazios.
0 200 400 600 800 1000 1200
p´(kN/m²)
0
400
800
1200
1600
2000
2400
2800
3200
q (kN/m²)
Índice de vazios de cura = 0.54
Resistência de pico
Ponto de início de plastificação
Superfícies de início de plastificação
Envoltória de ruptura
p´cura = 500 kN/m²
p'cura = 50 kN/m²
Tensão de cura = 500 kN/m²
Tensão de cura = 50 k/m²
Resistência de pico
Ponto de início de plastificação
D
F
p'cura = 250 kN/m²
D'
F'
Tensão de cura = 250 kN/m²
Resistência de pico
Ponto de início de plastificação
Figura 29: Efeitos gerados pela tensão de cura em amostras curadas sob um mesmo índice de
vazios (ROTTA, 2005).
Aspecto relevante também a ser mencionado, está relacionado com a forma da superfície de
plastificação encontrada. Pode-se observar nas figuras 26, 27 e 28 que as superfícies de
plastificação encontradas, apresentam a forma muito similar a de uma elipse, centradas em
relação ao eixo de tensões isotrópicas. Este fato pode ser explicado, uma vez que todo
adensamento e a cura das amostras foram realizadas sob a ação de tensões isotrópicas, o que
então permitiu que a superfície de plastificação assumisse tal forma.
Casos similares em que a forma da superfície de plastificação se apresenta centrada em
relação ao eixo de tensões isotrópicas podem ser observados em solos residuais, onde a
formação de tais solos está pouco sujeita a influência da história de tensões (LEROUEIL e
VAUGHAN, 1990). Sendo assim, acredita-se a partir dos resultados apresentados neste
trabalho, as amostras cimentadas curadas sob um estado de tensões anisotrópico,
possibilitariam que a forma da superfície de plastificação pudesse ser similar, porém, no eixo
de compressão K
0
, ou seja, a linha de compressão unidimensional. Estudos futuros onde o
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
73
processo de cura fosse realizado sob condições de tensões anisotrópicas poderiam então
demonstrar se tal comportamento ocorre como no sugerido acima. Um esquema apresentado
na figura 30 pode definir como o estado de tensões durante a formação de um solo estruturado
influiria na posição das superfícies de plastificação.
p' [(σa+2.σr)/3]
q [(σa-σr)]
Superfície de
plastificação
p' [(σa+2.σr)/3]
q [(σa-σr)]
Superfície de
plastificação
Figura 30: Localização da superfície de plastificação em solos estruturados: (a) Submetidos a
cura sob estado isotrópico de tensões; e (b) Submetidos a cura sob estado anisotrópico de
tensões.
5.4 COMPORTAMENTO DE ESTADO ÚLTIMO
A determinação de um estado crítico em materiais cimentados naturalmente, ou
artificialmente, como no caso deste trabalho, muitas vezes é um processo complicado, onde a
localização de deformações impede que estes materiais, quando submetidos, por exemplo, a
um ensaio triaxial alcancem um regime de deformações cisalhantes sob volume constante
(LEROUEIL e VAUGHAN, 1990; AVERSA et al., 1993).
Da mesma maneira, tomando-se como exemplo a partir dos resultados apresentados no
capítulo 4, constata-se que mesmo sob deformações relativamente grandes, próximas a 20%,
não foi possível se atingir um patamar de deformações volumétricas constante e
consequentemente um estado crítico. Porém, nota-se que do ponto de vista das tensões desvio
(q), identificou-se que nesse nível de deformações, o estado de tensões parece não se alterar.
(a) (b)
K
0
σ
h
σ
v
σ
v
= σ
h
σ
v
≠
σ
h
σ
h
σ
v
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
74
Mesmo não tendo sido alcançada uma condição ideal para a definição do estado último das
amostras não cimentadas, buscou-se uma aproximação da linha de estado crítico, no plano
p’:v, sendo que a mesma se encontra na figura 31. Tal aproximação mostra que a linha de
estado crítico se apresenta de forma paralela em relação à curva de compressão normal
observada por Rotta (2000). Os parâmetros que definem a linha de compressão normal bem
como a linha de estado crítico parecem estar condizentes com os resultados apresentados por
Ferreira (2002), onde o autor identificou que a inclinação da LEC e LCN (λ), foi de 0,0628.
1,35
1,40
1,45
1,50
1,55
1,60
1,65
1,70
10 100 1000 10000
p' (kN/m²)
v
(volume específico)
LEC
LCN-ROTTA (2000)
CSL
NCL
λ: 0,0684
N
: 1,9617
Γ: 1,9080
Figura 31: Linhas de estado crítico e compressão normal no espaço p’:v.
Com base nos resultados encontrados referentes à linha de compressão normal e à linha de
estado crítico, buscou-se então a normalização dos resultados dos ensaios triaxiais
encontrados nesse estudo. Tal normalização se baseia na determinação de uma pressão
equivalente (p’
e
ou p’
c
) a partir das curvas de compressão normal e da linha estado crítico, em
função da variação volumétrica que as amostras sofreram durante a fase de cisalhamento
(figura 32). A pressão equivalente (sob a linha de compressão normal e sob a linha de estado
crítico) pode ser determinada respectivamente através das equações (1) e (2). Dessa maneira,
tal normalização busca levar em conta os efeitos que a variação volumétrica apresenta durante
a etapa de cisalhamento.
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
75
LEC LCN
v
ln (p')
Estado de
tensões
κ
p'c p'e
λ
Figura 32: Parâmetros utilizados para a normalização dos ensaios triaxiais.
−
=
λ
vN
p
e
exp'
(1)
−Γ
=
λ
v
p
c
exp'
(2)
Na figura 33 são apresentados os resultados das normalizações realizadas para as amostras
não cimentadas, as quais servirão de base para a compreensão do comportamento normalizado
das amostras cimentadas, curadas sob diferentes tensões.
Observando esses resultados, pode-se identificar o comportamento das amostras pré-
adensadas (situadas à esquerda da LEC figura 33b) do comportamento normalmente adensado
(lado direito da LEC). De fato, em função de não ter sido possível atingir um estado crítico
bem definido a partir dos ensaios triaxiais, não se observou um ponto claro no espaço
normalizado apresentado na figura 33 que definisse o estado crítico.
Da mesma forma que as normalizações foram realizadas para as amostras não cimentadas,
procedeu-se para as amostras cimentadas curadas sob as diferentes tensões de cura. Os
resultados apresentados nas figuras 34 e 35 mostram as normalizações realizadas para as
amostras com teores de cimento iguais a 1%, 2% e 3% respectivamente, curadas sob as três
tensões de cura avaliadas neste estudo.
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
76
0 0.20.40.60.8 1 1.21.41.61.8 2 2.22.4
p' / p'
e
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
1.8
2
2.2
q / p'
e
0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4
p' / p'
c
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
1.8
2
2.2
q / p'
c
EC
Figura 33: Resultados de ensaios triaxiais para amostras não cimentadas normalizados: (a)
Normalização pela LCN; e (b) Normalização pela LEC.
Observa-se, a partir dos resultados apresentados, que as amostras cimentadas não atingem um
estado crítico similar ao encontrado para o solo não cimentado, mesmo que as amostras
tenham sido submetidas ao cisalhamento a deformações relativamente grandes. Tal
comportamento foi constatado tanto para o caso onde foi utilizado como parâmetro de
normalização na curva de compressão normal (LCN), bem como a linha de estado crítico
(LEC). Esse fenômeno pode estar ligado à adição de finos (cimento) junto ao solo natural, o
que permitiria uma translação da curva de compressão normal e da linha de compressão
isotrópica. De fato, esta primeira hipótese poderia ser descartada, uma vez que Rotta (2000)
observou que ao se adicionar um material com granulometria similar a encontrada no
cimento, não houve mudanças significativas do comportamento sob compressão isotrópica.
O fato mais provável para a explicação desse comportamento peculiar, poderia estar
relacionado à mudança que ocorre no solo natural em virtude da adição de cimento, uma vez
que a adição do agente cimentante estaria criando um novo material, o qual possui
características totalmente diferentes daquela encontrada para o solo não cimentado, mesmo no
estado desestruturado. Por si próprio o cimento, após ter suas reações pozolânicas cessadas,
ocorre uma mudança considerável do tipo de material, o qual não pode ser comparado
somente com um material de mesma granulometria.
(a) (b)
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
77
012345
0.5 1.5 2.5 3.5 4.5
p' / p'
e
0
2
4
6
8
1
3
5
7
q / p'
e
CID (1) 50 50
CID (1) 50 250
CID (1) 50 500
CID (1) 250 50
CID (1) 250 250
CID (1) 250 500
CID (1) 500 50
CID (1) 500 250
CID (1) 500 500
SBS- SOLO
NÃO CIMENTADO
012345
0.5 1.5 2.5 3.5 4.5
p' / p'
e
0
2
4
6
8
1
3
5
7
q / p'
e
CID (2) 50 50
CID (2) 50 250
CID (2) 50 500
CID (2) 250 50
CID (2) 250 250
CID (2) 250 500
CID (2) 500 50
CID (2) 500 250
CID (2) 500 500
CID (2) 500 750
SBS - SOLO
NÃO CIMENTADO
012345
0.51.52.53.54.5
p' / p'e
0
2
4
6
8
1
3
5
7
q / p'e
CID (3) 50 50
CID (3) 50 250
CID (3) 50 500
CID (3) 250 50
CID (3) 250 250
CID (3) 250 500
CID (3) 500 50
CID (3) 500 250
CID (3) 500 500
CID (3) 500 750
SBS - SOLO
NÃO CIMENTADO
SEU – Superfície de Estado Último
Figura 34: Resultados triaxiais normalizados em relação à linha de compressão normal (LCN): (a) 1% de cimento; (b) 2% de cimento; e (c) 3%
de cimento.
(a) (b) (c)
SEU
SEU
SEU
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (franciscodallarosa@yahoo.com.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
78
0246810
13579
p' / p'
c
0
4
8
12
16
2
6
10
14
q / p'
c
0246810
13579
p' / p'
c
0
4
8
12
16
2
6
10
14
q / p'
c
04812
2610
p' / p'
c
0
4
8
12
16
2
6
10
14
q / p'
c
SEU – Superfície de Estado Último
Figura 35: Resultados triaxiais normalizados em relação à linha de estado crítico (LEC): (a) 1% de cimento; (b) 2% de cimento; e (c) 3% de
cimento.
(a) (b) (c)
CID (1) 50 50
CID (1) 50 250
CID (1) 50 500
CID (1) 250 50
CID (1) 250 250
CID (1) 250 500
CID (1) 500 50
CID (1) 500 250
CID (1) 500 500
CID (1) 500 750
SBS - SOLO
NÃO CIMENTADO
SEU
CID (2) 50 50
CID (2) 50 250
CID (2) 50 500
CID (2) 250 50
CID (2) 250 250
CID (2) 250 500
CID (2) 500 50
CID (2) 500 250
CID (2) 500 500
CID (2) 500 750
SBS - SOLO
NÃO CIMENTADO
SEU
CID (3) 50 50
CID (3) 50 250
CID (3) 50 500
CID (3) 250 50
CID (3) 250 250
CID (3) 250 500
CID (3) 500 50
CID (3) 500 250
CID (3) 500 500
CID (3) 500 750
SBS - SOLO
NÃO CIMENTADO
SEU
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
79
Isso pode ser constatado ao se observar os resultados de compressão isotrópica apresentados
por Rotta (2000) onde o autor identificou que as amostras cimentadas submetidas a tal ensaio,
não alcançaram comportamentos similares àqueles encontrados para as amostras não
cimentadas. Esse tipo de comportamento está definido na figura 36, onde é possível se
observar que as amostras com diferentes teores de cimento, atingem diferentes linhas de
compressão pos-plastificação (LCPP), e por conseqüência¸ poderiam apresentar diferentes
linhas de estado crítico (LEC).
100 1000 10000
p': kN/m²
0.40
0.45
0.50
0.55
0.60
0.65
Void Ratio
Intrinsic
compression line
(ICL)
1%
2%
3%
Post-yield
compression lines
(PYCL)
Yield loci
1% cement content
2% cement content
3% cement content
Figura 36: Padrão de comportamento observado por Rotta (2000) para amostras cimentadas
sob diferentes tensões de cura.
De fato, tal comportamento seria melhor compreendido através da execução de ensaios
isotrópicos em amostras com diferentes níveis de cimentação, porém num estado
desestruturado. Assim, poder-se-ia observar o comportamento de um material estruturado
artificialmente, após ter sua estrutura cimentante destruída pelo processo de remoldagem
dessa amostra, onde então, ter-se-ia um material com propriedades físicas e químicas
similares ao solo cimentado.
Ao mesmo tempo em que foram realizadas as normalizações pela linha de compressão normal
(LCN) das trajetórias de tensões obtidas nos ensaios triaxiais, propôs-se também a
normalização das superfícies de plastificação apresentadas nas figuras 26, 27 e 28, levando
em consideração o estado definido pela linha de compressão normal. Tais resultados são
e
(Índice de vazios)
Linhas de compressão
pós-plastificação
(LCPP)
Teor de cimento
Teor de cimento
Teor de cimento
Linhas de início
de
p
lastificação
Linha de compressão
normal
(LCN)
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
80
apresentados junto à figura 37. Assim, é possível identificar como o grau de cimentação
permite a expansão da superfície de plastificação, quando retirados os efeitos da variação
volumétrica. Esses resultados são melhor identificados à medida que são expostos em um
mesmo gráfico, como o demonstrado na figura 37, onde fica clara a expansão da superfície de
plastificação em função do aumento do teor de cimento.
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
00,511,522,53
p' / p'e
q / p'e
Teor de cimento: 1%
Teor de cimento: 2%
Teor de cimento: 3%
Figura 37: Superfícies de plastificação normalizadas pela pressão equivalente: Influência do
grau de cimentação.
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
81
6. ANÁLISE DO COMPORTAMENTO TENSÃO-DILATÂNCIA PARA
AS AMOSTRAS CIMENTADAS CURADAS SOB TENSÃO
6.1 GENERALIDADES
A compreensão do comportamento tensão-dilatância de solos estruturados por cimentação
tem sido alvo de vários pesquisadores (PRIETTO, 2004; CUCCOVILLO e COOP, 1999;
CANESTRARI e SCARPELLI, 1993; CECCONI, VIGGIANI e RAMPELLO, 1993;
RAMPELLO, VIGGIANI e GEORGIANNOU, 1993). O comportamento desses solos
estruturados é caracterizado pela soma de uma parcela coesiva, que está normalmente ligada à
cimentação, e uma outra parcela que está relacionada com a dilatância que esses materiais
sofrem e que é função de um comportamento puramente friccional, ou atrito intergranular.
Neste capítulo busca-se apresentar as análises relacionadas com o comportamento tensão-
dilatância, a partir dos resultados de ensaios triaxiais apresentados no capítulo 4. Foram
analisados os efeitos que a tensão de cura e conseqüente redução do índice de vazios (e
cura
),
para as amostras moldadas sob diferentes níveis de cimentação. Ao mesmo tempo, procurou-
se definir um padrão de comportamento que possa descrever como esses materiais se
comportam de uma forma geral, levando em conta os efeitos da cura sob tensão.
Sendo assim, a análise tensão-dilatância consiste em examinar a relação entre a tensão
cisalhante (q) e tensão média (p’), representadas aqui pela variável
η
(q/p’) juntamente com a
taxa de deformações plásticas, essa representada pela variável “d” (d
ε
S
/d
ε
V
), e ao mesmo
tempo, a relação com as deformações cisalhantes (
ε
s
). As análises foram realizadas para todos
os níveis de deformações, baseando-se assim numa análise de deformações totais.
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
82
6.2 VARIAÇÃO DA TENSÃO DE CURA E SUAS CONSEQÜÊNCIAS NO
COMPORTAMENTO TENSÃO-DILATÂNCIA
O estudo de materiais não coesivos tem mostrado que o aumento da densidade é capaz de
proporcionar notáveis mudanças no comportamento tensão dilatância dos mesmos. Assim, a
tensão de cura, e por conseqüência desta, a redução do índice de vazios apresentam então uma
forte influência no comportamento de amostras cimentadas curadas sob tensão.
Essa mudança de comportamento fica clara ao se avaliar os resultados apresentados nas
figuras 38, 39 e 40, onde os mesmos mostram o comportamento tensão dilatância de amostras
curadas sob diferentes tensões e com teores de cimento iguais a 1%, 2% e 3%
respectivamente. Este modelo de comportamento foi típico para os demais ensaios, onde
amostras que foram curadas sob altas tensões de cura apresentaram forte dilatância quando
cisalhadas sob tensões de confinamento menores.
-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.4
0.8
1.2
1.6
2
q / p'
0 5 10 15 20 25
ε
s
(%)
0
0.4
0.8
1.2
1.6
2
q / p'
CID (0) 250/250
CID (1) 50/250
CID (1) 250/250
CID (1) 500/250
Figura 38: Efeito da tensão de cura no comportamento tensão-dilatância para amostras com
um teor de cimento igual a 1%.
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
83
-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.4
0.8
1.2
1.6
2
q / p'
0 5 10 15 20 25
ε
s
(%)
0
0.4
0.8
1.2
1.6
2
q / p'
CID (0) 250/250
CID (2) 50/250
CID (2) 250/250
CID (2) 500/250
Figura 39: Efeito da tensão de cura no comportamento tensão-dilatância para amostras com
um teor de cimento igual a 2%.
-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.4
0.8
1.2
1.6
2
q / p'
0 5 10 15 20 25
ε
s
(%)
0
0.4
0.8
1.2
1.6
2
q / p'
CID (0) 250/250
CID (3) 50/250
CID (3) 250/250
CID (3) 500/250
Figura 40: Efeito da tensão de cura no comportamento tensão-dilatância para amostras com
um teor de cimento igual a 3%.
_________________________________________________________________________________________
Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
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84
Como já mencionado no capítulo 4, referente à apresentação dos resultados dos ensaios
triaxiais, novamente é possível constatar que o acréscimo das tensões de cura possibilitou que
maiores rigidez pudessem ser alcançadas. Da mesma maneira, outro aspecto já mencionado
aqui, está relacionado com a resistência de pico e a máxima taxa de dilatância, onde, para as
amostras cimentadas curadas sob tensão, demonstra a máxima taxa de dilatância somente após
ser superada a tensão de pico. Esse fato também foi observado por diversos autores (GENS e
NOVA, 1995; AVERSA et al., 1993; LEROUEIL e VAUGHAN, 1990; e outros).
Outro fato interessante está relacionado com a convergência que os resultados apresentam em
relação à condição do solo não cimentado. Amostras curadas sob altas tensões de cura
apresentam um pico mais pronunciado, porém, a queda de resistência após ser atingida essa
condição se dá numa velocidade muito superior àquela apresentada para as amostras que
foram curadas sob baixas tensões de cura.
Praticamente em quase todos os casos, as amostras cimentadas curadas sob diferentes tensões
de cura, apresentaram uma convergência muito boa em relação ao comportamento das
amostras não cimentas quando analisadas sob o ponto de vista da taxa de tensões
η
. Alguns
casos, como o apresentado na figura 16, e demonstrado na figura 41, sob o espaço
η
:
ε
s
, não
demonstraram um comportamento satisfatório ao ponto de se afirmar que pudesse haver
alguma convergência entre o comportamento do solo cimentado com respeito ao não
cimentado.
0 5 10 15 20 25
ε
s
(%)
0
0.4
0.8
1.2
1.6
2
η
(q / p')
CID (0) 50/50
CID (1) 50/50
CID (1) 50/500/50*
Figura 41: Comportamento de amostras cimentadas e não cimentadas no espaço
η
:
ε
s
.
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
85
Cecconi, Viggiani e Rampello (1993) também constataram que amostras de um solo
naturalmente cimentado, quando cisalhados sob baixas tensões de confinamento apresentaram
valores de M (
η
quando atingido o estado crítico), que ficaram muito superiores a aquele
valor encontrado para as amostras no estado desestruturado. Os autores afirmam que este fato
estaria ligado diretamente ao efeito combinado da restrição imposta pela membrana em
conjunto com os efeitos oriundos do atrito gerado entre o pistão de aplicação da tensão desvio
e da localização das deformações que ocorrem junto ao plano de cisalhamento. É válido
ressaltar que na análise dos ensaios realizados nesse estudo, todas as correções referentes aos
efeitos da membrana foram adotadas, seguindo as prescrições apresentadas por La Rochelle
et. al (1986).
Assim como comentado no parágrafo anterior, outro aspecto relevante a ser mencionado aqui,
também está direcionado a formação do plano de cisalhamento. Burland (1990) em sua
“Rankine Lecture” constatou para argilas fortemente pré-adensadas que os efeitos da
formação do plano de cisalhamento estão ligados diretamente com o estado crítico. Segundo o
autor, uma vez alcançada a máxima tensão desvio ocorre então à formação do plano de
cisalhamento, o qual não necessariamente seria o plano de cisalhamento do estado crítico.
Quando formado este plano de cisalhamento, ocorre um relaxamento de tensões em virtude de
tal fato, de maneira que não haveria a possibilidade da formação do plano de cisalhamento do
estado crítico. Assim, observando a analogia representada na figura 43, constata-se que as
tensões atuantes durante o ensaio num plano de cisalhamento diferentes daquelas encontradas
no plano de cisalhamento no estado crítico, permitiriam então que a relação de tensões
η
(q /
p’) fosse diferente. Por definição, o ângulo teórico de ruptura em relação ao ângulo de atrito
no estado crítico seria igual a:
°=+=+= 59
2
28
45
2
45
φ
θ
(3)
Observando a figura 42, onde são apresentados os resultados das análises de dilatância para as
amostras não cimentadas, é possível afirmar que o estado crítico é atingido quando uma
relação de tensões
η
alcança um valor próximo a 1,15. Tais amostras foram ensaiadas sob as
mesmas tensões de adensamento utilizadas no processo de cura das amostras cimentadas.
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Francisco Dalla Rosa (f[email protected]m.br) – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre:
PPGEC/UFRGS, 2006.
86
-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.5
1
1.5
2
2.5
0102030
ε
s
(%)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
η
(q / p')
CID (0) 50/50
CID (0) 250/50
CID (0) 500/50
CID (0) 250/250
CID (0) 500/250
CID (0) 500/500
Figura 42: Relações de tensão e dilatância para amostras não cimentadas.
Desta forma, o valor do ângulo de atrito no estado crítico medido para as amostras não
cimentadas ficou próximo a 28°, o que corresponderia um ângulo de ruptura igual a 59°. Esse
valor pode ser comparado diretamente com os valores apresentados na tabela 8, onde nesta
são mostrados os valores dos ângulos de ruptura medidos diretamente nas amostras (somente
em amostras que apresentaram um plano de cisalhamento definido). O esquema apresentado
na figura 44 demonstra como foram realizadas as medições dos ângulos de ruptura nas
amostras.
φ'
cv
45 + (φ'
cv
/2)
τ
σ
'
σa
σr
LEC
Plano de ruptura
Figura 43: Representação do estado de tensões e do plano de ruptura teórico no círculo de
Mohr-Coulomb.
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
87
Figura 44: Esquema de medição do ângulo de ruptura nas amostras
Tabela 8: Ângulos de ruptura medidos na amostras que apresentaram um plano de
cisalhamento
Amostra Ângulo (°) Amostra Ângulo (°) Amostra Ângulo (°)
CID (1) 250/50 53,89 CID (1) 250/250 46,08 CID (1) 50/250 55,24
CID (1) 500/50 55,32 CID (3) 500/50 58,47 CID (3) 250/250 53,69
CID (1) 500/250 57,56 CID (3) 500/250 57,86 CID (2) 500/250 52,35
CID (1) 500/500 47,12 CID (3) 250/500 54,56 CID (3) 50/250 59,04
CID (1) 50/50 53,58 CID (2) 250/250 52,38 CID (3) 500/500 55,07
CID (3) 250/250 53,62 CID (3) 50/50 54,11
Ângulo médio (°) Desvio Padrão Coeficiente de Variância
54,10 3,34 0,06
a
b
α
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88
6.3 INFLUÊNCIA DO GRAU DE CIMENTAÇÃO E DA TENSÃO DE
CONFINAMENTO NA ANÁLISE DE TENSÃO-DILATÂNCIA
As figuras 45, 46 e 47 demonstram um comportamento típico observado para as amostras de
solo-cimento curadas sob tensões de cura de 50 kN/m², 250 kN/m² e 500 kN/m²
respectivamente, e cisalhadas sob tensões confinantes iguais às suas tensões de cura, ou seja,
não houve mudança das tensões confinantes entre a transição da cura e o cisalhamento.
-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.5
1
1.5
2
2.5
048121620
ε
s
(%)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
η
(q / p')
CID (0) 5050
CID (1) 5050
CID (2) 5050
CID (3) 5050
Figura 45: Influência do grau de cimentação para amostras curadas sob uma tensão de cura
igual a 50 kN/m².
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
89
-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.5
1
1.5
2
2.5
0 5 10 15 20 25
ε
s
(%)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
q / p'
CID (0) 250250
CID (1) 250250
CID (2) 250250
CID (3) 250250
Figura 46: Influência do grau de cimentação para amostras curadas sob uma tensão de cura
igual a 250 kN/m².
-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.5
1
1.5
2
2.5
0 5 10 15 20 25
ε
s
(%)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
q / p'
CID (0) 500500
CID (1) 500500
CID (2) 500500
CID (3) 500500
Figura 47: Influência do grau de cimentação para amostras curadas sob uma tensão de cura
igual a 500 kN/m².
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90
Numa análise destes resultados, é possível constatar que o aumento do grau de cimentação
tem permitido simultaneamente um aumento da relação de tensões (
η
), e apreciável
incremento da dilatância (d) das amostras cimentadas. Tal fato fica mais claro observando os
resultados dos ensaios CID (2) 50/50 e CID (3) 50/50.
Como anteriormente já mencionado, amostras cisalhadas sob tensões confinantes baixas
apresentaram considerável dificuldade em alcançar um comportamento similar ao encontrado
nas amostras não cimentadas, mesmo a deformações consideradas relativamente grandes. Do
contrário, amostras cisalhadas sob altas tensões confinantes apresentam uma nítida
convergência aos resultados das amostras não cimentadas.
Constata-se também que, mesmo para os diferentes níveis de cimentação, tem sido observado
que o aumento da tensão de cura tem proporcionado uma redução na taxa de tensões para as
amostras que tiveram a tensão de confinamento igual à tensão de cura. Isso pode ser
explicado, por dois motivos:
• O primeiro está relacionado ao processo de densificação que a amostra sofreu durante
a aplicação da tensão de cura. Dessa forma, amostras curadas e cisalhadas sob
elevadas tensões teriam uma maior influência do comportamento friccional. No caso
de as amostras terem sido cisalhadas sob baixas tensões confinantes, mais notável será
o comportamento dilatante do material.
• O segundo estaria relacionado à própria tensão confinante utilizada durante a fase de
cisalhamento das amostras, onde aquelas cisalhadas sob elevadas tensões,
indiferentemente da tensão de cura tendem a apresentar um comportamento
predominantemente friccional, onde nesse caso, a cimentação não demonstraria muita
influência. Assim, ao se observar os resultados dos ensaios com as amostras curadas e
cisalhadas sob uma tensão de 500 kN/m² (figura 47), é possível visualizar um tipo de
comportamento similar ao descrito acima, o qual também foi observado por
Cuccovillo e Coop (1999) para arenito denso.
Aspectos relacionados com a mudança das tensões confinantes de ensaio, aplicadas durante a
fase de cisalhamento também podem ser observadas ao se analisar as figuras 48, 49 e 50, onde
________________________________________________________________________________________
Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
91
são apresentados, respectivamente, os resultados das amostras curadas a 50 kN/m², 250 kN/m²
e 500kN/m².
-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.5
1
1.5
2
2.5
0 4 8 121620
ε
s
(%)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
q / p'
CID (3) 5050
CID (3) 50250
CID (3) 50500
CID (0) 5050
Figura 48: Influência da tensão confinante no comportamento tensão-dilatância para amostras
curadas a 50 kN/m².
-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.5
1
1.5
2
2.5
0 5 10 15 20 25
ε
s
(%)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
q / p'
CID (3) 25050
CID (3) 250250
CID (3) 250500
CID (0) 25050
CID (0) 250250
Figura 49: Influência da tensão confinante no comportamento tensão-dilatância para amostras
curadas a 250 kN/m².
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-1.2 -0.8 -0.4 0 0.4 0.8 1.2
- d
ε
v
/ d
ε
s
0
0.5
1
1.5
2
2.5
0102030
ε
s
(%)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
q / p'
CID (3) 50050
CID (3) 500250
CID (3) 500500
CID (0) 50050
CID (0) 500250
CID (0) 500500
Figura 50: Influência da tensão confinante no comportamento tensão-dilatância para amostras
curadas a 500 kN/m².
Assim, mais uma vez é demonstrado que os efeitos da tensão confinante são notáveis no
comportamento desse material. Uma vez que as amostras tenham sido cisalhadas a diferentes
tensões confinantes, diferentes tipos de comportamento são observados para esses materiais.
Pode-se dizer que tais resultados se encontram condizentes com aqueles apresentados na
literatura já existente (LEROUEIL e VAUGHAN, 1990; CUCCOVILLO e COOP, 1999;
LEROUEIL e HIGHT, 2003; ROTTA ET AL., 2004; entre outros).
6.4 PADRÕES DE COMPORTAMENTO DAS AMOSTRAS CURADAS SOB
TENSÃO
De fato, ao se observar os resultados apresentados até o momento nesse capítulo, é possível
identificar padrões de comportamento apresentados em função da tensão de cura, do grau de
cimentação e da tensão confinante utilizada na fase de cisalhamento.
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Comportamento Mecânico de Um Solo Artificialmente Cimentado Curado Sob Tensão Em Ensaios Triaxiais
93
Ao se analisarem os resultados das amostras cisalhadas sob baixas tensões confinantes,
claramente se nota uma mudança de comportamento do material do ponto de vista da
dilatância, como o apresentado na figura 51.
-0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8
d = - d
ε
v
/d
ε
s
0
0.5
1
1.5
2
2.5
η
= q / p’
CID (3) 250/50
Y
Figura 51: Padrão de comportamento observado para amostras cisalhadas a baixas tensões
confinantes.
Observando-se mais detalhadamente a figura 51, é possível identificar claramente o ponto
onde ocorre a plastificação da estrutura (ponto Y), a qual marca uma mudança brusca no
comportamento tensão-dilatância do material. Seguido da plastificação, notável aumento da
dilatância ocorre até este valor atingir um valor máximo. Deformações posteriores
possibilitam a desestruturação do material, de forma que a taxa de dilatância alcance um valor
próximo à zero, ao mesmo tempo em que a relação de tensões (
η
) se aproxima do valor de
Μ
encontrado para as amostras não cimentadas, a deformações relativamente grandes.
Outro aspecto identificado a respeito do comportamento desses materiais está ligado ao trecho
que define o processo de desestruturação progressiva das amostras. Nos ensaios realizados
sob baixas tensões confinantes, nota-se que parece haver uma única linha que define esse
processo, e que a mesma é uma função da tensão de cura somente. Tal aspecto é melhor
máx
d
M
η
= q / p’
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apresentado na figura 50. A partir destes resultados, pode-se observar que a tensão de cura ou
o índice de vazios de cura, aparentemente comanda a máxima taxa de dilatância das amostras
cimentadas, ao mesmo tempo em que controla a taxa de degradação da estrutura.
-0.4 0 0.4 0.8 1.2
d = -d
ε
v
/d
ε
s
1.2
1.6
2
2.4
η
= q / p'
CID (1) 50/50
CID (1) 250/50
CID (1) 500/50
-0.4 0 0.4 0.8 1.2
d = -d
ε
v
/d
ε
s
1.2
1.6
2
2.4
η
= q / p'
CID (2) 50/50
CID (2) 250/50
CID (2) 500/50
-0.4 0 0.4 0.8 1.2
d = -d
ε
v
/d
ε
s
1.2
1.6
2
2.4
η
= q / p'
CID (3) 50/50
CID (3) 250/50
CID (3) 500/50
Figura 52: Representação da fase de desestruturação das amostras cimentadas cisalhadas sob
uma tensão confinantes de 50 kN/m².
Acredita-se que, a partir dos resultados apresentados na figura 52 possa ser definido um
padrão de comportamento, onde o aumento da tensão de cura e conseqüente redução do índice
de vazios de cura controlam a máxima taxa de dilatância.
Assim, baseando-se na análise da figura 52, sugere-se então que o fenômeno da degradação
da estrutura possa ser compreendido a partir do esquema apresentado na figura 53. Desta
forma, para cada tensão de cura existe um respectivo índice de vazios de cura, e que este
comanda então a máxima taxa de dilatância que o material pode atingir, para um mesmo grau
de cimentação. De fato, essa é uma simplificação de como ocorre o comportamento na fase de
degradação da estrutura, sendo necessários mais estudos para identificar o real
comportamento do material na fase de desestruturação.
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d = -dεv/dεs
η
=
q
/
p
'
M
50025050
Tensões
de cura
Figura 53: Padronização do efeito da tensão de cura no comportamento tensão-dilatância com
respeito à fase de desestruturação para um mesmo grau de cimentação.
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7 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA FUTUROS ESTUDOS
7.1 CONCLUSÕES
Ao final deste trabalho é válido ressaltar os principais aspectos relacionados com o estudo da
cura de amostras cimentadas sob uma tensão de confinamento. Abaixo são apresentados os
principais pontos a serem concluídos:
• O acréscimo da tensão de cura permitiu que existissem notáveis aumentos da tensão
desvio de pico, mostrando que um conjunto mais compacto colabora no aumento da
resistência do material estudado. Esse aspecto é válido também, quando analisados os
efeitos do aumento do nível de cimentação, de forma que maiores teores de cimento
permitiram maiores resistências;
• Expressivo aumento da rigidez inicial também foi constatado pelo aumento da tensão
de cura e do teor de cimento. Ligado a esse fato, foi identificado também que o
aumento da tensão de cura possibilitou considerável expansão das superfícies de
plastificação em conjunto com o aumento do teor de cimento. De fato, tanto a tensão
de cura como o teor de cimento parecem comandar a ampliação do domínio elástico;
• Foi observado que as superfícies de plastificação são centradas em relação ao eixo
isotrópico de tensões. Esse aspecto está diretamente relacionado com o processo de
cura adotado, uma vez que a cura foi realizada sob tensões confinantes isotrópicas,
isso permitiria a ocorrência de tal fato;
• A redução do índice de vazios pela aplicação da tensão de cura mostrou efeitos
drásticos no comportamento tensão-dilatância. Amostras que foram curadas sob altas
tensões de cura mostraram forte dilatância quando cisalhadas sob baixas tensões
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97
confinantes. Nesses casos, também foi observado que a tensão de confinamento
comanda o comportamento dilatante ou compressivo deste material;
• Em alguns casos, não foi possível observar uma boa convergência do comportamento
tensão-deformação em relação ao solo não cimentado. Acredita-se que a formação de
um plano de cisalhamento logo após ser alcançada a tensão desvio de pico diferente do
plano de cisalhamento em relação ao ângulo de atrito no estado crítico tenha permitido
que estado de tensões
η
fossem superiores ao do solo não cimentado, a grandes de
formações;
• A convergência dos resultados normalizados pelas linhas de compressão normal
(LCN) e de estado crítico (LEC) também não foi possível ser observadas para as
amostras cimentadas. Esse fato está diretamente ligado ao aspecto que com a adição
de cimento ao solo em estudo, suas propriedades intrínsecas são alteradas, em função
da criação de um novo material.
7.2 SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS
Dentro do escopo deste trabalho, algumas sugestões são válidas para o prosseguimento do
estudo de solos estruturados artificialmente. As mesmas estão citadas abaixo:
• Realização de ensaios triaxiais com trajetórias de tensões controladas com o intuito de
verificar se a mudança da mesma influi na superfície de plastificação;
• Identificação do comportamento deste material a pequenas deformações com a
utilização de medições de módulo cisalhante (G
0
). Nesse âmbito, procurar identificar a
existência de múltiplas superfícies de plastificação;
• Estudo de uma lei de degradação da estrutura cimentante levando-se em consideração
a tensão de cura e consequentemente o índice de vazios de cura, bem como o nível de
cimentação;
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• Elaborar ou mesmo adaptar modelos constitutivos capazes de prever o comportamento
destes materiais, levando em conta o estado de tensões na formação da estrutura
(tensão de cura), índice de vazios de cura e grau de cimentação deste material;
• Avaliar a influência da anisotropia de tensões durante o processo de cura imposto nos
ensaios, com o intuito de simular com maior realidade o processo de formação de
solos estruturados por cimentação.
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