( PDF ) Estudo de misturas solo-cimento-bentonita-fibra para uso em barreiras verticais de contenção de contaminantes

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UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL

ESCOLA DE ENGENHARIA

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL

ESTUDO DE MISTURAS SOLO-CIMENTO-BENTONITA-

FIBRA PARA USO EM BARREIRAS VERTICAIS DE

CONTENÇÃO DE CONTAMINANTES

Bianca Reis Pagani

Porto Alegre

Agosto de 2007

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BIANCA REIS PAGANI

ESTUDO DE MISTURAS SOLO-CIMENTO-BENTONITA-

FIBRA PARA USO EM BARREIRAS VERTICAIS DE

CONTENÇÃO DE CONTAMINANTES

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

Agosto de 2007

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P129e Pagani, Bianca Reis

Estudo de misturas solo-cimento-betonita-fibra para uso em barrei-

ras verticais de contenção de contaminantes / Bianca Reis Pagani. –

2007.

Dissertação (mestrado) – Universidade Federal do Rio Grande do

Sul. Escola de Engenharia. Programa de Pós-Graduação em Engenharia

Civil. Porto Alegre, BR-RS, 2007.

Orientadores : Prof. Dr. Nilo César Consoli e Profª. Dra. Karla

Salvagni Heineck

1. Solo reforçado – Ensaios. 2. Materiais compósitos. 3. Geotécnica.

I. Consoli, Nilo César, orient. II. Heineck, Karla Salvagni, orient. III.

Título.

CDU-624.131.28(043)

BIANCA REIS PAGANI

ESTUDO DE MISTURAS SOLO-CIMENTO-BENTONITA-

FIBRA PARA USO EM BARREIRAS VERTICAIS DE

CONTENÇÃO DE CONTAMINANTES

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, Agosto de 2007.

Prof. Nilo César Consoli Profª. Karla Salvagni Heineck

Ph.D. pela Concórdia University - Canadá D. Eng. pela Universidade Federal do Rio

Grande do Sul

Orientador Orientadora

Prof. Fernando Schnaid

Coordenador do PPGEC/UFRGS

BANCA EXAMINADORA

Prof. Pedro Miguel Vaz Ferreira (University College London)

D. Eng. pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul

Profª. Rosemar Gomes Lemos (UFPEL)

D.Eng. pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul

Prof. Juan Antônio Altamirano Flores (UFRGS)

Ph.D. pela Universidade Federal de Santa Catarina

Prof. Fernando Schnaid (UFRGS)

Ph.D. pela Oxford University - UK

Dedico este trabalho aos meus pais

José Henrique e Maria Cecília.

AGRADECIMENTOS

A Deus que tornou tudo possível.

Aos meus pais José Henrique e Maria Cecília pelo amor, carinho, compreensão, dedicação e

incentivo imensuráveis nos momentos mais difíceis. Amo vocês.

Ao meu irmão Fernando por estar presente quando eu estava longe.

Ao meu querido Ricardo por incentivar e me apoiar de forma tão carinhosa.

Ao meu dindo José Luis pelo carinho, ajuda, dicas e conversas de grande valia.

À Professora Karla Salvagni Heineck e ao Professor Nilo César Consoli pela orientação,

apoio, confiança, incentivo, dedicação, paciência e amizade que foram fatores fundamentais

para a elaboração deste trabalho.

A Lidiane grande “miga” e colega que conquistei durante o período do mestrado. Sempre

sempre sempre estarás no meu coração.

Ao Chico grande amigo e gênio, que tive o privilégio de conhecer, pela paciência e auxílio.

Ao bolsista Emmanuel, mas principalmente amigo, pelo apoio, idéias e companheirismo.

A todos os professores e funcionários do Curso de Pós-Graduação em Engenharia Civil da

Universidade Federal do Rio Grande do Sul.

A todo grupo do ENVIRONGEO, pelas idéias, conversas e alegrias. Especialmente os colegas

Rosemar Lemos, Lucas Festugatto, Rodrigo Caberlon, José Rojas, João Diniz, Diego Foppa,

Alexandre Knop e Guilherme “Paulista”.

A Capes que financiou parte do desenvolvimento desta pesquisa.

Você não pode ensinar nada a um homem; você pode

apenas ajudá-lo a encontrar a resposta dentro dele

mesmo.

Galileu Galilei

RESUMO

PAGANI, B. R. Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em

Barreiras Verticais de Contenção de Contaminantes. 2007. Dissertação (Mestrado em

Engenharia) – Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, UFRGS, Porto Alegre,

2007.

O presente trabalho investigou o comportamento mecânico e hidráulico de novos materiais

geotécnicos compósitos para a utilização em barreiras verticais do tipo Slurry Walls.

Fundamentalmente, o objetivo do programa experimental foi analisar o comportamento

tensão-deformação e a influência da poro-pressão, através de ensaios triaxiais e ensaios de

compressão não-confinada em misturas solo-cimento-bentonita (SCB) e solo-cimento-

bentonita-fibra (SCBF) e também a condutividade hidráulica em misturas solo-bentonita-fibra

(SBF) e solo-cimento-bentonita-fibra. As misturas testadas nos ensaios triaxiais, cisalhadas na

condição não-drenada (CIU) com tensões efetivas entre 50 e 470 kPa, foram rompidas após

um período de 7 dias de cura. Nestes ensaios, foram medidas as condutividades hidráulicas

antes e após o cisalhamento dos corpos de prova, a fim de comparar e identificar o

comportamento da condutividade quando as barreiras verticais são solicitadas. A

condutividade hidráulica avaliada em permeâmetro de parede rígida para as misturas SBF e

SCBF foram comparadas com resultados de misturas SB e SCB obtidos na literatura. Os

resultados dos ensaios realizados indicaram uma mudança dos padrões de comportamento dos

materiais compósitos em relação à situação sem reforço, como o aumento dos parâmetros de

resistência ao cisalhamento e a diminuição das deformações volumétricas sob carregamento

isotrópico. Os ensaios de condutividade hidráulica confirmaram que o comportamento do

material não foi afetado pela adição das fibras. Já os ensaios de condutividade hidráulica

realizados no equipamento triaxial demonstraram que a condutividade hidráulica aumenta

após o cisalhamento do corpo de prova.

Palavras-chave: slurry walls; solos reforçados; fibras de polipropileno; bentonita.

ABSTRACT

PAGANI, B. R. Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em

Barreiras Verticais de Contenção de Contaminantes. 2007. Dissertação (Mestrado em

Engenharia) – Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, UFRGS, Porto Alegre,

2007.

Study of soil-cement-bentonite-fiber Mixtures for Use in Vertical Barriers for

Contaminant Contention

The present work aimed the investigation of the mechanical and hydraulic behavior of new

geotechnical composite materials for use in vertical barrier walls (Slurry Walls).

Fundamentally, the objective of the experimental program was to analyze the stress-strain

behavior as well as the pore-pressure influence by means of triaxial tests, unconfined

compression tests on mixtures of soil-cement-bentonite (SCB) and soil-cement-bentonite-

fiber (SCBF), and hydraulic conductivity tests on soil-bentonite-fiber (SBF) and soil-cement-

bentonite-fiber mixtures. The speciments formatted by the different mixtures were tested in

the triaxial equipment, and sheared under consolidated isotropically undrained conditions

(CIU) and efective stresses ranging from 50 to 470 kPa, after 7 days of curing. In these tests,

the hydraulic conductivities were measured previously and after shearing the samples, in

order to compare and identify the conductivity behavior at the moment in which the vertical

barriers are requested. The hydraulic conductivity coefficients of SBF and SCBF mixtures

obtained from rigid wall permeameter tests were compared with results existent in the

literature for SB and SCB mixtures. The results indicated changes of the behavior standards

for composite materials if compared with the unreinforced situation, such as increases of

shear strength parameters and decreases of volumetric deformations under isotropic loading.

The results of hydraulic conductivity tests confirmed that the behavior of the material is not

affected by the addition of fibers. The results of hydraulic conductivity tests conducted in the

triaxial equipment showed increases of the hydraulic conductivity coefficient after the

shearing of the samples.

Key-words: slurry walls; reinforced soils; polypropylene fibers; bentonite.

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.1: Escavação do trecho e lançamento da lama bentonítica................................. 24

Figura 2.2: Formação do filter cake: (a) deposição das partículas coloidais nos vazios

do solo; (b) filtração da lama por diferença de pressões; (c) formação do filme

protetor ao longo da face da escavação...............................................................

Figura 2.3: Processo Construtivo das Barreiras de Solo-Bentonita................................ 28

Figura 2.4: (a) Escavação e (b) lançamento da mistura de solo-cimento-bentonita para

dentro do trecho de escavação.............................................................................

Figura 2.5: Cristal de montmorilonita............................................................................... 32

Figura 2.6: Comparação do inchamento de uma montmorilonita cálcica e sódica........... 33

Figura 2.7: Disposição fibra/fissura idealizada............................................................... 40

Figura 3.1: Localização da jazida de solo residual de arenito Botucatu......................... 55

Figura 3.2: Jazida de arenito Botucatu na localidade de Vila Scharlau.......................... 56

Figura 3.3: Curva granulométrica do SRAB.................................................................... 57

Figura 3.4: Distribuição Granulométrica da bentonita sódica......................................... 60

Figura 3.5: Aspecto das fibras de polipropileno com 24 mm de comprimento.............. 61

Figura 3.6: Componentes das misturas............................................................................. 64

Figura 3.7: Segunda etapa: (a) Solo úmido; (b) Solo úmido mais fibras; (c) Mistura

manual.................................................................................................................

Figura 3.8: Terceira etapa: (a) Adição de bentonita; (b) Mistura mecânica; (c) Mistura

com cimento........................................................................................................

Figura 3.9: Fase final da mistura....................................................................................... 66

Figura 3.10: (a) Desmoldagem; (b) Medição do corpo de prova...................................... 67

Figura 3.11: Ensaio de compressão não-confinada........................................................... 67

Figura 3.12: (a) Instalação do ensaio triaxial; (b) Detalhe da amostra.............................. 69

Figura 3.13: (a) Vista geral do conjunto permeâmetro; (b) Vista detalhada..................... 72

Figura 3.14: Moldagem da amostra no permeâmetro....................................................... 72

Figura 4.1: Ensaios de RCS em amostras de SCBF.......................................................... 77

Figura 4.2: Média dos ensaios de RCS em amostras de SCBF......................................... 77

Figura 4.3: Valores dos Parâmetros B............................................................................... 79

Figura 4.4: Comportamento tensão desvio e poro-pressão versus deformação axial: (a)

SCB e (b) SCBF..................................................................................................

Figura 4.5: Variação de Gmáx com a deformação distorcional para o SRAB e SRAB

com fibras 24mm, com p’=100 e 200 kPa e carregamento não drenado............

Figura 4.6: Trajetórias de tensões efetivas e envoltórias: (a) SCB e (b) SCBF.............. 86

Figura 4.7: Comparação das envoltórias das misturas SCB SCBF................................... 88

Figura 4.8: Modo de ruptura: (a) Frágil, (b) Frágil-Dúctil e (c) Dúctil............................. 91

Figura 4.9: Condutividade hidráulica em misturas SCB nas tensões efetivas de: (a) 50

kPa, (b) 250 kPa e (c) 480 kPa............................................................................

Figura 4.10: Comparação da condutividade hidráulica das misturas SCB: (a) pós-

adensamento e (b) pós-cisalhamento..................................................................

Figura 4.11: Condutividade hidráulica em misturas SCBF nas tensões efetivas de: (a)

50 kPa, (b) 220 kPa, (c) 240 kPa, (d) 450 kPa e (e) 480 kPa..............................

Figura 4.12: Comparação da condutividade hidráulica das misturas SCBF: (a) pós-

adensamento e (b) pós-cisalhamento..................................................................

Figura 4.13: Condutividade hidráulica das misturas SBF................................................. 99

Figura 4.14: Condutividade hidráulica das misturas SCBF.............................................. 100

Figura 4.15: Comparação da k para as misturas SBF e SCBF.......................................... 101

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1: Dosagem de materiais aplicados em misturas de solo-cimento-bentonita.... 30

Tabela 3.1: Programa de ensaios...................................................................................... 53

Tabela 3.2: Dosagem dos materiais................................................................................. 54

Tabela 3.3: Índices físicos do SRAB............................................................................... 56

Tabela 3.4: Composição do Cimento CP V-ARI............................................................. 58

Tabela 3.5: Índices Físicos da Bentonita Sódica.............................................................. 59

Tabela 3.6: Resumo das propriedades mecânicas das fibras.......................................... 61

Tabela 3.7: Programa de ensaios triaxiais........................................................................ 68

Tabela 4.1: Valores de RCS para misturas SCB e SCBF................................................ 76

Tabela 4.2: Índices de vazios e teor de umidade inicial das misturas SCB e SCBF........ 80

Tabela 4.3: E

para deformações axiais de 0.1, 0.5 e 1.0%............................................. 82

Tabela 4.4: Resumo dos ensaios triaxiais não-drenados.................................................. 89

Tabela 4.5: Esquema de rupturas dos corpos de prova.................................................... 90

Tabela 4.6: Comparativo das condutividades hidráulicas das misturas SCB.................. 95

Tabela 4.7: Comparativo das condutividades hidráulicas das misturas SCBF................ 98

LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS

A: Área da seção transversal

ABCP: Associação Brasileira de Cimento Portland

ABNT: Associação Brasileira de Normas Técnicas

ASTM: American Society for Testing and Material

B: Parâmetro de poro-pressão de Skempton

c’: Intecepto coesivo efetivo de pico

CID: Ensaio triaxial consolidado isotropicamente drenado

CIU: Ensaio triaxial consolidado isotropicamente não drenado

CP: Corpo de prova

CP V-ARI: Cimento Portland de alta resistência inicial

: Diâmetro médio dos grãos

e: índice de vazios

inicial

: Índice de vazios inicial

pós adensamento

: Índice de vazios após o adensamento do corpo de prova

ENVIRONGEO: Laboratório de Resíduos, Novos Materiais e Geotecnia Ambiental

EPA: United States Environmental Protection Agency

Fator a/c: Fator água-cimento

G: Densidade real dos grãos

máx

: Módulo de cisalhamento máximo

h: Carga hidráulica

i: Gradiente hidráulico

IP: Índice de Plasticidade

k: Coeficiente de Condutividade Hidráulica

L: Comprimento

l/d: comprimento / diâmetro

LL: Limite de Liquidez

LP: Limite de Plasticidade

NBR: Norma Brasileira

P: Carga em kN

p: (

’ -

’)/3

p’: Tensão efetiva normal média

PET: Polietileno tereftalato

PPGEC: Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil

q: Tensão desvio (

’ -

’)

final:

Tensão desvio final

: Resistência a compressão não-confinada

rup

: Tensão desvio na ruptura

: Coeficiente de determinação

RCS: Resistência à compressão não-confinada

s’: (

’ +

’)/2

SB: Solo-Bentonita

SBF: Solo-Bentonita-Fibra

SCB: Solo-Cimento-Bentonita

SCBF: Solo-Cimento-Bentonita-Fibra

SRAB: Solo Residual de Arenito da Formação Botucatu

t: Intervalo de tempo

t: (

’ -

’)/2

u: Poro-pressão

UFRGS: Universidade Federal do Rio Grande do Sul

V: Volume

v: Velocidade de percolação

w: Teor de Umidade em porcentagem

ε: Deformação axial

’: Ângulo de atrito interno efetivo de pico

’: Tensão efetiva confinante

’

: tensões efetiva axial e radial

: tensões totais axial e radial

: Massa específica real do solo

SUMÁRIO

CAPÍTULO 1..................................................................................................................... 19

1. INTRODUÇÃO.............................................................................................................. 19

1.1 RELEVÂNCIA E JUSTIFICATIVA DO TRABALHO............................................... 19

1.2 OBJETIVOS.................................................................................................................. 20

1.2.1 Objetivos Gerais........................................................................................................ 20

1.2.2 Objetivos Específicos................................................................................................ 20

1.3 DESENVOLVIMENTO DA PESQUISA..................................................................... 21

CAPÍTULO 2..................................................................................................................... 22

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA..................................................................................... 22

2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS..................................................................................... 22

2.2 BARREIRAS DE CONTENÇÃO (SLURRY WALLS).................................................. 22

2.2.1 Barreiras de solo-bentonita...................................................................................... 23

2.2.1.1 Escavação do trecho................................................................................................. 24

2.2.1.2 Preparação da lama bentonítica............................................................................... 26

2.2.1.3 Preparação e colocação do material de preenchimento (Backfill)........................... 27

2.2.2 Barreiras de solo-cimento-bentonita....................................................................... 29

2.2.2.1 Escavação do trecho................................................................................................. 29

2.2.2.2 Mistura do material de preenchimento(Backfill)..................................................... 29

2.3 PROPRIEDADES HIDRÁULICAS.............................................................................. 31

2.3.1 Considerações iniciais............................................................................................... 31

2.3.2 Misturas de solo-bentonita....................................................................................... 33

2.3.3 Misturas de solo-cimento-bentonita........................................................................ 34

2.4 PROPRIEDADES MECÂNICAS................................................................................. 35

2.4.1 Misturas de solo-bentonita....................................................................................... 36

2.4.2 Misturas de solo-cimento-bentonita........................................................................ 38

2.5 SOLOS REFORÇADOS COM FIBRAS...................................................................... 38

2.5.1 Materiais compósitos fibrosos.................................................................................. 38

2.5.2 Tipos de fibras........................................................................................................... 41

2.5.2.1 Fibras naturais.......................................................................................................... 41

2.5.2.2 Fibras Poliméricas.................................................................................................... 42

2.5.2.3 Fibras Minerais........................................................................................................ 44

2.5.2.4 Fibras Metálicas....................................................................................................... 44

2.5.3 Estudos experimentais.............................................................................................. 45

CAPÍTULO 3..................................................................................................................... 52

3. PROGRAMA EXPERIMENTAL................................................................................ 52

3.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS..................................................................................... 52

3.2 PROGRAMA DE ENSAIOS......................................................................................... 52

3.3 DOSAGEM DOS MATERIAIS NAS MISTURAS...................................................... 53

3.4 MATERIAIS UTILIZADOS......................................................................................... 55

3.4.1 Solo Residual de arenito Botucatu (SRAB)............................................................ 55

3.4.2 Cimento...................................................................................................................... 58

3.4.3 Bentonita.................................................................................................................... 58

3.4.4 Fibra........................................................................................................................... 60

3.4.5 Água........................................................................................................................... 61

3.5 VARIÁVEIS DE RESPOSTA....................................................................................... 62

3.6 MÉTODOS DE ENSAIO E EQUIPAMENTOS UTILIZADOS.................................. 63

3.6.1 Coleta e preparação dos materiais.......................................................................... 63

3.6.2 Preparação dos corpos de prova.............................................................................. 64

3.6.3 Ensaios de compressão não-confinada.................................................................... 67

3.6.4 Ensaios triaxiais........................................................................................................ 68

3.6.5 Ensaios de condutividade hidráulica....................................................................... 71

CAPÍTULO 4..................................................................................................................... 75

4. APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS............................................. 75

4.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS..................................................................................... 75

4.2 COMPORTAMENTO MECÂNICO............................................................................. 75

4.2.1 Ensaios de compressão não-confinada em misturas SCB e SCBF....................... 75

4.2.2 Ensaios triaxiais em misturas SCB e SCBF............................................................ 78

4.2.2.1 Variação do parâmetro B......................................................................................... 78

4.2.2.2 Variação volumétrica na fase de adensamento........................................................ 79

4.2.2.3 Curvas tensão desvio e variação da poro-pressão versus deformação axial............ 81

4.2.2.4 Envoltórias de ruptura e parâmetros de resistência................................................. 84

4.2.2.5 Modo de ruptura....................................................................................................... 89

4.3 COMPORTAMENTO HIDRÁULICO......................................................................... 91

4.3.1 Ensaios de condutividade hidráulica medidos no equipamento triaxial............. 91

4.3.1.1 Mistura do tipo SCB................................................................................................ 91

4.3.1.2 Mistura do tipo SCBF.............................................................................................. 95

4.3.2 Ensaios de condutividade hidráulica medidos em permeâmetro de parede

rígida...................................................................................................................................

4.3.2.1 Mistura do tipo SBF................................................................................................. 99

4.3.2.2 Mistura do tipo SCBF.............................................................................................. 101

CAPÍTULO 5..................................................................................................................... 103

5. CONCLUSÕES.............................................................................................................. 103

5.1 CONSIDERAÇÕES FINAIS........................................................................................ 103

5.2 ENSAIOS DE COMPRESSÃO NÃO-CONFINADA.................................................. 103

5.3 ENSAIOS TRIAXIAIS.................................................................................................. 103

5.4 ENSAIOS DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA.................................................... 105

5.4.1 Medidos no Equipamento Triaxial.......................................................................... 105

5.4.2 Medidos em Permeâmetro de Parede Rígida......................................................... 106

5.5 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS......................................................... 107

REFERÊNCIAS................................................................................................................. 109

CAPÍTULO 1

1. INTRODUÇÃO

1.1 RELEVÂNCIA E JUSTIFICATIVA DO TRABALHO

Os problemas relacionados à contaminação de solos e desastres ambientais passaram a

ser vinculados como conseqüências do crescimento econômico e do desenvolvimento

científico e tecnológico. Apesar dos avanços positivos que a evolução proporciona, esta

representa grande risco ambiental quando tratada com descaso, podendo causar a deterioração

dos recursos naturais e a perda da biodiversidade. As contaminações do solo, por exemplo,

podem ser geradas de diversas maneiras, como: vazamento de tanques de combustível,

rompimento de canalizações que transportam matérias-primas como ácido e derivados do

petróleo, despejo de produtos químicos inadequadamente, etc. A absorção destas substâncias

contaminantes pelo solo pode causar alteração do seu desempenho físico, mecânico e

hidráulico, como por exemplo, o aparecimento de patologias nas estruturas de fundação e

principalmente a contaminação do lençol freático.

Técnicas de contenção e remediação estão sendo largamente empregadas para resolver

tais problemas. Uma das soluções encontradas para impedir a disseminação de contaminantes

são as barreiras verticais de contenção, em que misturas de solo-bentonita (SB) e solo-

cimento-bentonita (SCB) são utilizadas com o objetivo de evitar a contaminação do lençol

freático ou de áreas específicas.

O caráter inovador desta pesquisa e gerador de novas tecnologias no ramo da

engenharia geotécnica é o método de reforço do material de preenchimento da barreira através

da inclusão de fibras às misturas de solo-bentonita e solo-cimento-bentonita. Esta técnica tem

sido desenvolvida para melhorar o desempenho de materiais suscetíveis a problemas causados

pela perda de resistência pós-pico e controle de propagação de fissuras, por exemplo.

A metodologia de reforço de solos com fibras nos moldes que se tem hoje começou a

ser investigada a pouco mais de três décadas, enfocando o reforço de solos através de

___________________________________________________________________________

Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

inclusões discretas e orientadas de fibras. Porém, com o passar do tempo, começou-se a

investigar o reforço de solos através de inclusões aleatoriamente distribuídas. Este método

tem demonstrado eficiência quando empregado tanto em solos cimentados como em solos não

cimentados, devido à melhoria nas propriedades mecânicas que é capaz de conferir a estes

materiais, principalmente os aumentos da resistência e a diminuição da queda de resistência

pós-pico.

Este trabalho buscou, também, contribuir para uma melhor interpretação e

compreensão do comportamento de solo reforçado com fibras de polipropileno, podendo

potencializar o uso de misturas solo-cimento-bentonita-fibra em grandes obras para contenção

de plumas contaminantes.

1.2 OBJETIVOS

Este trabalho de dissertação busca, com base nos recursos científicos e tecnológicos,

estudar novos materiais a serem utilizados em barreiras hidráulicas para a contenção de

contaminantes, utilizando um solo característico da região sul do Brasil e outros materiais

disponíveis no mercado.

1.2.1 Objetivo Geral

Foi objetivo geral desse Trabalho de Pesquisa:

• Avaliar o comportamento mecânico e hidráulico de misturas contendo solo,

bentonita sódica, cimento e fibra para utilização como material de preenchimento

em barreiras verticais, visando impedir a contaminação do lençol freático e o

comprometimento das estruturas de fundação situadas em solos contaminados.

1.2.2 Objetivos Específicos

Os objetivos específicos desta pesquisa são:

• Verificar o comportamento tensão desvio versus deformação, tensão desvio versus

poro-pressão e parâmetros de resistência em misturas de solo-cimento-bentonita

com e sem fibras através de ensaios triaxiais;

___________________________________________________________________________

Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

• Avaliar a condutividade hidráulica medida durante os ensaios triaxiais antes e após

a fase de cisalhamento do corpo de prova;

• Analisar a condutividade hidráulica em misturas solo-bentonita-fibra e solo-

cimento-bentonita-fibra, os quais foram realizados em permeâmetro de parede

rígida, através da percolação de água nas misturas.

1.3 DESENVOLVIMENTO DA PESQUISA

A presente pesquisa está dividida em cinco capítulos, a seguir descritos: (1)

identificação do problema e objetivos da pesquisa; (2) revisão da literatura existente sobre o

assunto; (3) planejamento e execução do programa experimental de laboratório; (4) análise e

discussão dos resultados e (5) conclusões.

O primeiro capítulo apresenta uma abordagem sobre a utilização das barreiras de solo-

bentonita e solo-cimento-bentonita e a importância do reforço de solos com fibras. Baseando-

se nesta abordagem, foi possível definir um projeto de pesquisa e identificar os principais

objetivos.

O segundo capítulo consiste na revisão da literatura existente a respeito do tema desta

dissertação, priorizando trabalhos científicos que pudessem fornecer subsídios para o

desenvolvimento de um programa experimental adequado a pesquisa proposta.

O terceiro capítulo apresenta a descrição do programa experimental estabelecido, além

da caracterização dos materiais utilizados, a definição da dosagem dos mesmos e os métodos

utilizados para a realização dos ensaios.

No quarto capítulo são apresentadas as análises e discussões dos resultados dos

ensaios de laboratório, obtidos no programa experimental.

No quinto capítulo, última parte deste trabalho, tem-se a síntese das principais

informações obtidas, além de sugestões para as próximas pesquisas.

CAPÍTULO 2

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

Este capítulo apresenta uma revisão da literatura sobre as barreiras de contenção

(barreiras verticais) tipo slurry walls, abordando a execução de cada método, as propriedades

hidráulicas e mecânicas de misturas de solo-bentonita e solo-cimento-bentonita, o reforço de

solos com fibras, bem como os tipos de fibras existentes.

2.2 BARREIRAS DE CONTENÇÃO (SLURRY WALLS)

As slurry walls, também conhecidas como paredes de lama, constituem-se

basicamente na escavação de um trecho (barreira vertical) de solo, o qual é preenchido com

uma lama bentonítica, que pode ser uma mistura de bentonita-água ou bentonita-água-

cimento, que logo depois enrijece dentro do trecho ou é substituída por outro material

geotécnico (solo). A lama forma uma película de baixa condutividade hidráulica (<10

-8

cm/seg) que promove a estabilização da trincheira escavada (UFBA, 2005 apud. LEMOS,

2006), equilibrando a pressão exercida pelo solo e pela água nela presente, evitando que a

escavação desmorone.

De acordo com Xanthakos (1979) e Opdyke e Evans (2005) as barreiras podem ser

classificadas da seguinte maneira:

• De acordo com o material de preenchimento (backfill) da trincheira, elas

podem ser classificadas como solo-bentonita, cimento-bentonita e solo-

cimento-bentonita;

• Dependendo da estratigrafia do subsolo, elas podem ser cravadas em um

substrato ou suspensas;

• Podem ter função estrutural, de acordo com as condições da morfologia e da

estratigrafia do local;

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Contaminantes

• Dependendo das condições do local, elas podem estar, ou não, em um ambiente

agressivo;

• E ainda dependendo da geometria, podem ser abertas para conter o fluxo ou

fechadas a fim de isolar totalmente a pluma contaminante.

Normalmente as paredes de lama são usadas para conter água subterrânea contaminada

e isolar contaminantes, as quais devem ser definidas em condições de projeto. Nestas

misturas, a bentonita sempre está incluída. Dentre os diversos parâmetros de importante

análise em um projeto de barreiras de contenção, o que recebe atenção principal é a

condutividade hidráulica.

O material de preenchimento pode apresentar diferentes funções ao ser misturado com

materiais distintos: em barreiras de solo-bentonita, contribui para uma granulação adequada

do material; em barreiras de cimento-bentonita, “suporta” as partículas de cimento, evitando a

segregação da lama. Segundo Evans (1993) materiais de preenchimento diferentes implicam

em métodos construtivos diferentes.

No estudo desenvolvido nesta dissertação, foi utilizada a bentonita sódica, por

apresentar superior capacidade de expansão e menor condutividade hidráulica quando

percolada por água.

As características, propriedades e forma de execução das barreiras do tipo cimento-

bentonita não foram aqui apresentadas pelo fato de não fazerem parte do foco desse estudo.

2.2.1 Barreiras de solo-bentonita

As barreiras de solo-bentonita (SB) foram primeiramente desenvolvidas nos Estados

Unidos no início dos anos 40. Com o passar dos anos, as barreiras foram construídas, de

forma temporário ou permanente, para o controle das infiltrações nas escavações (fundações,

aterros) e, principalmente, para evitar as infiltrações de poluentes carregados por lençóis

freáticos contaminados (RYAN e DAY, 2002). Nos últimos anos, as slurry walls vem

substituindo outros processos construtivos consagrados de barreiras de contenção devido,

essencialmente, a maior rapidez na construção e ao seu menor custo (XANTHAKOS, 1979).

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

As barreiras de solo-bentonita, em locais onde ocorrem resíduos perigosos, funcionam

como paredes semi-permeáveis com o objetivo de conter o lençol freático contaminado ou

redirecionar o mesmo no caso de áreas com solos contaminados.

2.2.1.1 Escavação do trecho

A barreira de contenção de solo-bentonita é construída através da escavação de um

largo trecho, normalmente com 0,6 a 1,5 m de largura (D’APPOLONIA, 1980, apud.

AZAMBUJA, 2004), de materiais escaváveis até camadas de materiais impenetráveis

(rochas). Se o contaminante presente no subsolo tiver uma densidade inferior à da água, não é

necessário vincular a barreira a uma camada impenetrável; este tipo de barreira é conhecido

como barreira suspensa (BAXTER, 2000).

O equipamento utilizado para a escavação do trecho será selecionado de acordo com a

profundidade do projeto. A escavação é realizada primeiramente pela porção de maior

declividade e, posteriormente, pela porção de menor inclinação. O trecho é preenchido

durante toda a escavação com lama bentonítica (D’APPOLONIA, 1980; DUGUID et al.,

1971; KOCH, 2002; MILLET e PEREZ, 1981, apud. AZAMBUJA, 2004; XANTHAKOS,

1979), o qual é ilustrado na Figura 2.1.

Figura 2.1: Escavação do trecho e lançamento da lama bentonítica

(fonte: www.aestusinc.com).

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Contaminantes

Quando a lama bentonítica é lançada para dentro do trecho, ela penetra para dentro dos

vazios do solo adjacente por diferença de pressões. Neste procedimento, grupos de partículas

sólidas (colóides) se acumulam dentro dos poros das partículas do solo adjacente formando

uma camada fina na interface da lama bentonítica e do solo, conhecida como filter cake. Logo

após, geralmente depois de alguns segundos, o filter cake é coberto por uma fina camada de

bentonita, também chamada de filme protetor. O processo é ilustrado na Figura 2.2. Nesse

estágio, a barreira está impermeável e oferece completa resistência a penetração de líquidos.

A pressão lateral exercida pela lama bentonítica no trecho age contra o filter cake

estabilizando as paredes da escavação, e evitando assim, o seu colapso (XANTHAKOS,

1979).

Figura 2.2: Formação do filter cake: (a) deposição das partículas

coloidais nos vazios do solo; (b) infiltração da lama por diferença de

pressões; (c) formação do filme protetor ao longo da face da

escavação (fonte: Xanthakos, 1979).

Segundo Filz et al. (1997) a lama bentonítica é mantida, durante toda a escavação,

pelo menos 60 cm acima do nível d’água dentro do solo e, no máximo, 90 cm abaixo do nível

da superfície. Se durante o processo de escavação o nível da lama bentonítica estiver abaixo

do nível d’água subterrânea, devido ao um aumento repentino do lençol freático ou a uma

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

perda excessiva de lama bentonítica para um solo adjacente muito poroso, a poro-pressão do

solo adjacente irá gerar uma força interior sobre o filter cake provocando a sua desintegração.

Com isso, o nível d’água ficará livre para escoar para dentro do trecho escavado gerando um

colapso da parede de escavação (XANTHAKOS, 1979). Além da variação do nível d’água,

outro fator atribuído ao colapso das paredes de escavação, deve-se à redução da densidade da

lama bentonítica devido à sedimentação das partículas suspensas (MORGENSTERN e

AMIR-TAHMASSEB, 1965 apud. AZAMBUJA, 2004).

São retirados do fundo do trecho escavado a lama grossa (slurry) e alguns sedimentos

com uma escavadeira de mandíbula pouco antes da colocação da mistura de solo-bentonita.

Segundo D’Appolonia (1980) apud. Azambuja (2004), na maioria das vezes, é desnecessário,

pois a condutividade hidráulica de qualquer lama encapsulada removida é menor do que a

mistura solo-bentonita da barreira que irá substituí-la dentro do trecho. Entretanto, se no

fundo da escavação existirem materiais granulares, estes devem ser removidos.

O método de escavação utilizado não é importante para a eficiência final da barreira de

solo-bentonita, mas é essencial que a camada impenetrável seja atingida em todo o

comprimento de escavação (MILLET e PEREZ, 1981 apud. AZAMBUJA, 2004). Com isso,

quando atingida a profundidade requerida na escavação, o material do substrato deve ser

checado para conferir se suas propriedades são as mesmas àquelas previstas em projeto.

2.2.1.2 Preparação da lama bentonítica

Segundo Xanthakos (1979) os métodos de preparação da lama bentonítica para a

introdução no trecho escavado irão variar com o tamanho do projeto. Os métodos mais

comuns utilizados envolvem o uso de misturadores (flash-type mixers) e tanques de

circulação.

De acordo com D’Appolonia et al. (1979) apud. Azambuja (2004) a bentonita seca

deve ser colocada junto com um jato d’água turbulento dentro de misturadores, os quais

descarregam essa mistura dentro de um tanque de baixa circulação onde a bentonita é

hidratada. Este sistema de preparação se adapta bem para grandes volumes de lama

bentonítica. Geralmente, dois tanques são empregados, um misturando e um outro para

armazenamento da lama hidratada antes da introdução no trecho.

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Contaminantes

Em pequenos projetos, vale mais a pena a utilização de misturadores (propeller-type)

que despejem a lama diretamente dentro do trecho escavado. Nesse caso, a bentonita deve

ficar dentro dos misturadores até a sua hidratação completa. O método de preparo da lama

bentonítica não influenciará na efetividade da barreira de solo-bentonita (D’APPOLONIA,

1980 apud. AZAMBUJA, 2004).

As propriedades da lama bentonítica são determinadas para que mantenham o trecho

de escavação estável. Estas são especificadas com o objetivo de atingir uma baixa

condutividade nas barreiras de solo-bentonita. Os valores das propriedades recomendados em

projetos, na maioria dos casos, estão baseados em experiências passadas. Para a formação da

mistura de solo-bentonita, na prática, é utilizado de 1 a 5 % de bentonita, enquanto que as

quantidades de solo e água podem variar de acordo com as propriedades desejadas

(D’APPOLONIA, 1980 apud. AZAMBUJA, 2004; ANDROMALOS e FISHER, 2001). A

utilização de 2 a 4% de bentonita é recomendada por Millet et al. (1992). Enquanto que, para

a formação da lama bentonítica, geralmente é utilizado 5 % de bentonita misturada a 95 % de

água (EVANS e DAWSON, 1999).

2.2.1.3 Preparação e colocação do material de preenchimento (Backfill)

Á medida que a escavação segue em uma das extremidades do trecho, o preenchimento

da mistura de solo-bentonita começa a ser realizado no outro extremo. Primeiramente, a mistura

deve ser depositada em um mesmo local do fundo do trecho escavado com uma escavadeira de

mandíbula (clamshell) segundo uma inclinação de 6:1. Este processo continua até que a mistura

de solo-bentonita atinja a superfície gerando assim uma rampa como mostra a Figura 2.3. Em

seguida, a mistura de solo-bentonita é empurrada para dentro do trecho escoando

progressivamente pela rampa sem que ocorra a segregação do material. A mistura de solo-

bentonita expulsa a lama bentonítica do trecho formando o material final da barreira

(BAXTER, 2000; KHOURY et al., 1992; XANTHAKOS, 1979).

O backfill é executado ao lado do trecho utilizando um equipamento apropriado

(carregadeiras de esteiras ou bulldozer). O material é preparado misturando-se o solo,

geralmente o solo escavado, com a lama bentonítica.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Figura 2.3: Processo Construtivo das Barreiras de Solo-Bentonita

(fonte: Baxter, 2000).

A lama bentonítica utilizada na mistura pode ser fresca (recém-preparada) ou pode-se

usar a que está dentro do trecho. Normalmente, a lama bentonítica do trecho é preferível, pois

ela é mais grossa e, além disso, contém materiais finos em suspensão, os quais ajudam a

diminuir a condutividade hidráulica da mistura de solo-bentonita (D’APPOLONIA, 1980

apud. AZAMBUJA, 2004). Adicionalmente, a remoção da lama bentonítica do trecho implica

na introdução de lama fresca para dentro do trecho, dessa forma, reduzirá o carregamento dos

sólidos suspensos e o peso específico.

O peso específico da lama do trecho deve ser mantido menor do que o peso específico

do material de preenchimento de solo-bentonita. Esse procedimento garante uma expulsão da

lama à medida que vai se colocando o material de preenchimento de solo-bentonita para

dentro do trecho escavado (D’APPOLONIA, 1980 apud. AZAMBUJA, 2004; MILLET et al.,

1992; EVANS, 1993).

Segundo Koch (2002) vários experimentos mostraram que para o processo de

substituição da lama bentonítica do trecho seja mais fácil, a lama deve ser fluida o suficiente

para permitir escoamento para fora do trecho, mas ao mesmo tempo deve garantir que não

exista segregação de materiais.

De acordo com as especificações de projeto, o excesso de backfill de solo-bentonita e

o excesso de lama não utilizados devem ser adequadamente dispostos. Sobre o topo da

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Contaminantes

barreira pode ser realizada uma cobertura, mas deve-se esperar um determinado período de

tempo antes de sua execução (EPA, 1998).

2.2.2 Barreiras de solo-cimento-bentonita

Segundo Santos (2005) as barreiras de solo-cimento-bentonita (SCB) são construídas

da mesma forma que as barreiras de solo-bentonita. Contudo, normalmente, são mais rasas

apresentando uma profundidade menor que 15m (RYAN e DAY, 2002), sendo que isto

depende do tipo do solo no local.

As barreiras de solo-cimento-bentonita combinam a baixa condutividade hidráulica

das barreiras de solo-bentonita com um material de moderada resistência. Esta técnica pode

ser mais vantajosa em lugares aonde seja possível utilizar o solo de escavação para a

composição da mistura, portanto, diminuindo a quantidade de material disposta

(PEARLMAN, 1999). Segundo Andromalos e Fisher (2001), geralmente, as barreiras de solo-

cimento-bentonita são utilizadas quando as barreiras de solo-bentonita não possuem

resistência suficiente para suportar a escavação do trecho.

2.2.2.1 Escavação do trecho

As ferramentas utilizadas para a escavação do trecho, são as mesmas dos métodos

anteriores. Segundo Ryan e Day (2002) a escavação é realizada em um ponto inicial até a

profundidade especificada em projeto com a lama bentonítica agindo como um agente

estabilizante, evitando o desmoronamento das paredes da escavação.

2.2.2.2 Mistura do material de preenchimento (Backfill)

Os materiais de preenchimento de solo-cimento-bentonita e solo-bentonita são,

comumente, misturados por equipamentos móveis, que acompanham o ritmo da escavação.

Entre eles estão as retroescavadeiras e as carregadeiras. Esta é a principal razão para a

produtividade e diminuição dos custos das barreiras verticais.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Logo após o termino da escavação, o material de preenchimento de SCB é lançado

dentro do trecho expulsando a lama bentonítica, conforme ilustra a Figura 2.4. Este processo é

conhecido por duas fases de execução, a primeira etapa consiste na escavação do trecho,

enquanto que a segunda é a colocação do material de preenchimento da barreira (EVANS et

al., 1999).

(a) (b)(a) (b)

Figura 2.4: (a) Escavação e (b) lançamento da mistura de solo-

cimento-bentonita para dentro do trecho de escavação. (fonte: Ryan e

Day, 2002).

As quantidades dos materiais usualmente utilizados na dosagem de misturas de solo-

cimento-bentonita estão apresentadas a seguir na Tabela 2.1.

Tabela 2.1 – Dosagem de materiais aplicados em misturas de solo-

cimento-bentonita

Materiais Quantidades (%)*

Bentonita 2 - 3

Cimento 10- 20

Solo e Água A determinar

(Fonte: Ryan e Day, 2002).

* Percentual calculado em relação ao peso total da mistura

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Contaminantes

2.3 PROPRIEDADES HIDRÁULICAS

2.3.1 Considerações iniciais

Um dos principais fatores que irá interferir na condutividade hidráulica das barreiras

verticais é o tipo de material utilizado na mistura de preenchimento das mesmas, sendo um

material argiloso normalmente utilizado. Os argilominerais pertencem a família dos

filossilicatos. Os filossilicatos são minerais com estrutura em folhas constituídas por

tetraedros de sílica e octaedros de alumínio ou magnésio. Os três principais grupos de

minerais de argilominerais são as caolinitas, esmectitas e ilitas.

As esmectitas são os argilominerais mais utilizados para a contenção de escavações e

em barreiras de contenção. Elas são as principais componentes das bentonitas que são argilas

industrializadas fortemente hidratáveis aplicadas na lama de perfuração. Segundo Pereira

(2005) o termo bentonita é utilizado comercialmente para denominar a montmorilonita que

possui o sódio como cátion trocável, que é uma raridade de esmectita.

As argilas são agregadas em pacotes laminares como um baralho de cartas. Cada

lâmina mede 10Å, ou seja, cada milímetro comporta 1 milhão de lâminas. Ao entrarem em

contato com água, os pacotes de argila vão se separando à medida que a água penetra entre as

camadas. Esta separação aumenta a área de superfície exposta, atraindo as moléculas de água

criando o efeito gel, este efeito é chamado de dispersão (PEREIRA, 2005).

Segundo Gleason et al. (1997) as características das esmectitas incluem grande

capacidade de troca catiônica, grande área superficial e baixa condutividade hidráulica para a

água. O cristal de montmorilonita consiste de 3 camadas: alumina sobreposta e sotoposta por

sílica como se fosse um sanduíche, como pode se observar na Figura 2.5.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Figura 2.5: Cristal de montmorilonita (fonte: Pereira, 2005).

A bentonita é caracterizada pelo cátion externo adsorvido na superfície da partícula

durante a formação do mineral, podendo este ser o sódio ou o cálcio. A bentonita sódica é

mais utilizada na selagem e na impermeabilização por possuir uma maior capacidade de

expansão e menor condutividade hidráulica na água do que a bentonita cálcica (ALTHER,

1982, 1987; RESCHKE e HAUG, 1991 apud. GLEASON et al.,1997). Porém a bentonita

cálcica é mais estável quimicamente quando exposta a certos compostos químicos.

A reatividade da argila é refletida na sua capacidade em trocar cátions, a área de

superfície das placas e a quantidade de água adsorvida. A capacidade de troca catiônica da

esmectita é 10 vezes maior que das outras, em média. O melhor exemplo de troca catiônica

nas argilas é a substituição de Mg

por Al

nas montmorilonitas. A troca deixa elétrons

excedentes, ou seja, cargas negativas nas superfícies das lâminas. Estas são compensadas por

cátions adsorvidos que unirão as placas em grandes pilhas. Os cátions podem ser

monovalentes como o Na

ou bivalentes como o Ca

e o Mg

. Desta forma, a

montmorilonita pode ser cálcica ou sódica. A Figura 2.6 apresenta uma comparação entre o

inchamento de uma bentonita sódica e cálcica (PEREIRA, 2005).

O cristal de montmorilonita consiste de três camadas. Se a superfície negativa da placa

está associada a uma nuvem de cátions, a extremidade ou aresta possui cargas positivas

expostas, resultantes de rupturas da estrutura cristalina do mineral (tendência de ir se

quebrando em plaquetas menores). O espaço intercamadas, dependendo do cátion presente,

será de 9,8 Å (Na

) ou 12,1 Å (Ca

), preenchido com moléculas de água firmemente

aderidas. Em contato com a água doce, esta por sua natureza bipolar invade o espaço

intercamadas que expande com a argila adsorvendo grandes porções de água. A dispersão

resultante gera o que nós conhecemos como viscosidade. A expansão nas montmorilonitas de

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Contaminantes

cálcio chega a 17 Å e nas montmorilonitas de sódio, a 40 Å. A força de atração intercamadas

exercida pelo Ca

é 4 vezes maior que o Na

e impede a penetração de maior quantidade de

água. Este fato resulta numa viscosidade quatro vezes maior da bentonita sódica em relação a

bentonita cálcica (PEREIRA, 2005).

Figura 2.6: Comparação do inchamento de uma montmorilonita

cálcica e sódica (fonte: Pereira, 2005).

A água apresenta uma grande afinidade físico-química com os minerais de argila. Tal

afinidade é responsável pelas características de plasticidade e de expansividade das argilas

quando em presença de água.

2.3.2 Misturas de solo-bentonita

A condutividade hidráulica do material de preenchimento de solo-bentonita depende

necessariamente da graduação do solo e da quantidade de bentonita utilizada na mistura.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

A consistência ideal do material de preenchimento é uma pasta saturada tendo baixa

resistência ao cisalhamento para ser capaz de escoar facilmente, mas ao mesmo tempo ter

rigidez suficiente para permanecer estável numa declividade de 10:1. Esta consistência

corresponde a um slump de 10 a 15 e uma quantidade de água na mistura de solo-bentonita

normalmente entre 25 a 30% em relação ao peso total (AZAMBUJA, 2004).

A quantidade de bentonita misturada vai depender diretamente do teor de umidade do

solo que será usado na mistura. A porcentagem de bentonita na mistura será maior, quando o

solo estiver seco, para poder conduzir a mistura a uma consistência adequada, enquanto que

se o solo escavado utilizado para a mistura estiver localizado abaixo do nível do lençol

freático a quantidade de bentonita utilizado será menor. Caso o solo esteja com uma umidade

muito elevada, é possível adicionar bentonita seca a mistura. Para isso, segundo D’Appolonia

(1980) apud. Azambuja (2004), é necessário adicionar antes a bentonita seca ao solo e,

somente depois aplicar a lama bentonítica.

Outro fator importante na condutividade hidráulica do material de preenchimento é a

graduação do solo. Então, quanto menor a condutividade hidráulica no solo, menor será a

condutividade hidráulica da mistura de solo-bentonita. Solos com maior porcentagem de finos

plásticos na sua granulometria irão ter menores valores de condutividade hidráulica se

comparados a materiais de maior diâmetro e não-plásticos. Em muitas aplicações, um teor de

pelo menos 20% de finos, de preferência plásticos, é recomendado. Uma barreira típica de

solo-bentonita apresenta normalmente uma condutividade hidráulica de 10

-9

m/s, a qual é

facilmente atingida na maioria dos projetos (D’APPOLONIA, 1980 apud. AZAMBUJA,

2004; XANTHAKOS, 1979).

2.3.3 Misturas de solo-cimento-bentonita

A condutividade hidráulica de um material de preenchimento composto de solo-

cimento-bentonita é um resultado de complexas interações entre os vários componentes da

mistura. O cimento Portland interfere na capacidade de uma mistura de solo e bentonita

atingir baixos valores de condutividade hidráulica (RYAN e DAY, 2002). Conforme

ressaltaram Mutch et al. (1997) apud. Lemos (2006), com a mistura de solo-cimento-

bentonita, a condutividade hidráulica resultante será maior atingindo valores típicos de 10

-8

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m/s. Segundo Pearlman (1999) é possível atingir valores de condutividade hidráulica por volta

de 5.10

-9

m/s com procedimentos de construção especiais.

De acordo com Plee et al. (1990) a adição do cimento Portland à mistura de solo-

bentonita provoca um efeito negativo na condutividade hidráulica. Uma vez que o cimento

Portland é adicionado à mistura, altera as propriedades químicas da bentonita. A mesma é

afetada na sua capacidade de inchamento e retenção de água (KOCH, 2002). Além disso, o

cimento Portland requer mais água na mistura de solo-bentonita para que se consiga atingir o

slump adequado para o material ser lançado para dentro da escavação (RYAN e DAY, 2002).

Com a introdução de mais água, a densidade do material será menor, mais poros no material

de preenchimento serão formados e, conseqüentemente, maior será a condutividade hidráulica

da barreira de contenção.

Assim como nas barreiras de solo-bentonita, a aplicação de finos pode ter efeito

benéfico para melhorar a eficiência da barreira de solo-cimento-bentonita. Um mínimo de

10% de finos plásticos foi recomendado para uma boa proporcionalidade da mistura de SCB

(ANDROMALOS e FISHER, 2001). Por outro lado, a aplicação de uma quantidade excessiva

de finos pode exigir água adicional para atingir o slump necessário a fim de ter uma

trabalhabilidade adequada e, conseqüentemente, pode diminuir a densidade do material

(RYAN e DAY, 2002).

2.4. PROPRIEDADES MECÂNICAS

A resistência de um argilomineral é função das forças elétricas que atuam entre as

partículas e das tensões de contato interpartículas. Do mesmo modo, o espaço entre as

partículas, a sua orientação, as tensões externas aplicadas, as características do líquido

permeante e tudo o que afetar as forças elétricas interpartículas irá afetar a resistência das

argilas. Assim que:

• Quanto maiores as forças elétricas que atuam entre as mesmas e as tensões de

contato interpartículas, maior será a resistência de uma massa de argila;

• Quanto maiores as forças de repulsão entre as plaquetas de argila, menor será a

sua resistência;

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

• Quanto mais perto estiverem as partículas, maiores as tensões de contato, mais

denso será o solo e maior será a sua resistência (LAMBE e WHITMANN,

1979).

De acordo com Lambe e Whitmann (1979) a resistência da argila é afetada pela sua

estrutura. Quando as partículas estão orientadas paralelamente, o solo possui resistência

menor, ou seja, uma argila com estrutura dispersa possui resistência menor que uma argila

com estrutura floculada. Variações nas tensões aplicadas causam variações no espaço entre as

partículas e orientação das mesmas, afetando as forças elétricas, o que, por sua vez, afeta a

resistência das argilas. As características do líquido permeante e o grau de saturação também

afetam as forças elétricas e a orientação das partículas. Da mesma forma, isso também

influencia a resistência das argilas. Argilas altamente expansivas, que possuem um grande

volume de água em seu sistema, tais como a bentonita, possuem resistência mecânica muito

menor que as outras argilas.

2.4.1. Misturas de solo-bentonita

Nos projetos em que as barreiras apresentam como principal objetivo o de conter

contaminantes, a compressibilidade e a resistência não são as principais considerações para o

desenvolvimento de um projeto. No entanto, existem algumas situações, como, por exemplo,

a construção de uma barragem sobre um cutoff (barreiras subterrâneas), condição em que os

projetistas esperam que a compressibilidade da barreira subterrânea seja condizente com a

compatibilidade do solo que se encontra ao seu redor, de maneira a diminuir ao máximo os

possíveis recalques diferenciais da barreira e das estruturas ao seu redor. Se as deformações

de cisalhamento forem previstas em projeto, a barreira deve ser projetada para suportar os

movimentos associados com o solo localizado ao seu redor sem a ocorrência de fissuras ou

desenvolvimento de planos de cisalhamento que podem levar a um aumento na condutividade

hidráulica da barreira. Porém, nos procedimentos dos projetos atuais não são considerados o

estado final de tensões da mistura de solo-bentonita nem a deformação do solo adjacente à

barreira de SB (BAXTER, 2000).

A compressibilidade depende principalmente da porcentagem de partículas granulares

presentes no solo (D’APPOLONIA, 1980 apud. AZAMBUJA, 2004; NATARAJ et al.,

1998). Conseqüentemente, será alcançada uma compressibilidade baixa quando existir a

presença de materiais granulares suficientes na mistura para permitir o contato grão a grão

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

entre as partículas de areia. Por outro lado, a compressibilidade será alta quando houver a

presença de materiais finos de características plásticas na mistura de solo-bentonita.

De acordo com D’Appolonia (1980) apud. Azambuja (2004), Millet et al. (1992) e

Evans (1991), é fundamental a aplicação de uma grande quantidade de finos com

características plásticas na sua granulometria, para se alcançar uma baixa condutividade

hidráulica em barreiras de solo-bentonita. No entanto, ao mesmo tempo a inserção desse

material irá gerar uma alta compressibilidade. Uma combinação ótima para se gerar um

material de baixa condutividade hidráulica e compressibilidade consiste de uma matriz

granular cujos vazios gerados serão preenchidos por solos de grãos finos e bentonita. É

sugerido por D’Appolonia (1980) apud. Azambuja (2004), por exemplo, uma combinação de

uma areia com 20 a 30% de materiais finos (partículas de solo passante na peneira n° 200) de

características plásticas. Já uma matriz bem graduada de areia com 20 a 50% de finos

plásticos e um mínimo de 1% de bentonita, é recomendado por Evans (1991). Millet et al.

(1992) recomenda um material arenoso bem graduado, com a presença de 10 a 20% de finos e

com uma proporção de 2 a 4% de bentonita. Entretanto, uma porcentagem maior de finos é

desejável para a obtenção de valores menores de condutividade hidráulica, quando não é

necessária a obtenção de uma compressibilidade baixa.

Além da compressibilidade, outro fator importante em relação às misturas de solo-

bentonita é a sua consistência. Para garantir uma eficiente deposição da mistura de SB para

dentro do trecho de escavação, a consistência recomendada da lama de SB deve ter um slump

entre 12-15 cm (EVANS, 1991; MILLET et al., 1992) ou entre 10-15 cm (D’APPOLONIA,

1980 apud. AZAMBUJA, 2004). A medição do slump é feita com o mesmo aparato padrão

utilizado para a medição de slump em concretos.

Velosa e Colmenares (2006) analisaram misturas compactadas de areia-bentonita, que

são amplamente usadas para controlar a migração de substâncias perigosas pela barreira,

através de ensaios edométricos realizados com amostras compactadas em diferentes

densidades e teores de umidade. Os autores relataram que as barreiras são construídas com

materiais de alta resistência, baixa compressibilidade e com permeabilidade muito baixa. Tais

características podem ser alcançadas usando misturas com areia (para assegurar uma boa

estabilidade da mistura compactada) e bentonita (para preencher os vazios entre as partículas

de areia). Com base nos ensaios realizados foram analisados a influência das condições

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

iniciais de compactação, a tensão vertical aplicada e o teor de bentonita. Os resultados

indicaram, que o desenvolvimento de deformações de inchamento com o tempo é altamente

dependente das condições de compactação da areia-bentonita e da tensão de confinamento.

2.4.2. Misturas de solo-cimento-bentonita

A resistência das barreiras de solo-cimento-bentonita é função do fator água-cimento e

da sua idade ou tempo de cura.

As especificações para a resistência mínima das barreiras de solo-cimento-bentonita

variam em um intervalo de 100 a 700 kPa, sendo que alguns projetos exigem um mínimo de

resistência de 200 kPa aos 28 dias (RYAN e DAY, 2002). Todavia, existem numerosos

fatores que devem ser considerados para a determinação da resistência mínima de uma

barreira de solo-cimento-bentonita, entre os quais estão:

• O custo do cimento que aumenta quase em proporção direta em relação à

resistência mínima especificada;

• O acréscimo excessivo de cimento pode gerar juntas e diminuir

consideravelmente a flexibilidade da barreira sob a ação de carregamentos,

com isso, aumentando as chances de aparecimento de fissuras na barreira;

• O efeito do cimento sobre a condutividade hidráulica da barreira.

2.5 SOLOS REFORÇADOS COM FIBRAS

2.5.1 Materiais compósitos fibrosos

Neste item foi feita uma revisão, apresentando definições e propriedades, para uma

melhor compreensão sobre o reforço de solos com fibras.

Atualmente novos materiais têm sido desenvolvidos, geralmente baseado em materiais

tradicionais, mas incorporando, de alguma forma, elementos de reforço. Estes novos materiais

são denominados materiais compósitos.

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

O material compósito é originado da combinação de dois ou mais materiais que

apresentam propriedades que não são encontradas naqueles que lhe deram origem.

Os materiais compósitos são classificados em dois grandes grupos, segundo Higgins

(1994):

• Os materiais compósitos particulados, quando é adicionado à matriz algum

material em forma de partícula;

• Os materiais compósitos fibrosos, onde as fibras atuam controlando a abertura

e o espaçamento entre as fissuras, distribuindo de forma mais uniforme as

tensões dentro da matriz.

As fibras não impedem formação de fissuras no compósito, mas são capazes de

aumentar a resistência à tração pelo controle da propagação das mesmas (TAYLOR, 1994).

Segundo Hannant (1994) as fibras mantêm as interfaces das fissuras juntas, atuando

principalmente no estado pós-fissuração, ou seja, aumentando a ductilidade. As fibras que

“atravessam” as fissuras contribuem para o aumento da resistência, da deformação de ruptura

e da tenacidade dos compósitos.

Segundo Hannant (1994) o desempenho dos compósitos reforçados com fibras é

controlado principalmente pelo teor e pelo comprimento da fibra, pelas propriedades físicas

da fibra e da matriz, e pela aderência entre as duas fases. O efeito da orientação e da

distribuição da fibra na matriz é acrescentado por Johnston (1994). A orientação de uma fibra

em relação ao plano de ruptura, ou fissura, influencia fortemente a sua habilidade em

transmitir cargas. Uma fibra que se posiciona paralela ao plano de ruptura não tem efeito,

enquanto que uma perpendicular tem efeito máximo.

Segundo Taylor (1994) os principais parâmetros relacionados ao desempenho dos

materiais compósitos cimentados reforçados com fibras, assumindo que as variações das

propriedades descritas abaixo são atingidas independentemente:

• Teor de fibra: um alto teor de fibras confere maior resistência pós-fissuração e

menor dimensão das fissuras, desde que as fibras possam absorver as cargas

adicionais causadas pela fissura;

• Módulo de elasticidade da fibra: um alto valor do módulo de elasticidade

causaria um efeito similar ao teor de fibra, quanto maior o módulo maior a

probabilidade de haver o arrancamento das fibras;

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

• Aderência entre a fibra e a matriz: as características de resistência, deformação

e padrões de ruptura de uma grande variedade de compósitos cimentados

reforçados com fibras dependem fundamentalmente da aderência fibra/matriz.

Uma alta aderência entre a fibra e a matriz reduz o tamanho das fissuras e

amplia sua distribuição pelo compósito;

• Resistência da fibra: aumentando a resistência das fibras, aumenta, também, a

ductilidade do compósito, assumindo que não ocorra o rompimento das

ligações de aderência. A resistência necessária dependerá, na prática, das

características pós-fissuração necessárias, bem como do teor de fibra e das

propriedades de aderência fibra-matriz;

• Comprimento da fibra: quanto maior for o comprimento das fibras, menor será

a possibilidade delas serem arrancadas. Para uma dada tensão de cisalhamento

superficial aplicada à fibra, esta será melhor utilizada se o seu comprimento for

suficientemente capaz de permitir que a tensão cisalhante desenvolva uma

tensão de arrancamento igual à sua resistência a tração.

De acordo com Taylor (1994) a disposição idealizada da fibra em relação à fissura e o

equacionamento do equilíbrio de forças idealizado no momento em que a fibra é solicitada é

mostrada na Figura 2.7. Torna-se evidente a importância não apenas do comprimento da fibra,

mas também o diâmetro desta. A relação l/d (comprimento/diâmetro) ou fator de forma, é

proporcional ao quociente entre a resistência à tração da fibra e a resistência da aderência

fibra/matriz. Se a fibra tem uma alta resistência a tração (fibra de aço) ou a resistência de

aderência necessária deverá ser alta para impedir o arrancamento antes que a resistência a

tração seja totalmente mobilizada, ou fibras de alta relação l/d deverão ser utilizadas.

Figura 2.7: Disposição fibra/fissura idealizada. (fonte: Taylor, 1994).

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2.5.2 Tipos de fibras

No reforço de solos diversos tipos de fibras podem ser utilizados. O comportamento

do material compósito fibroso será afetado pelas características do comportamento de cada

material, que são intimamente relacionadas ao material do qual são compostas e de seu

processo de fabricação. Assim sendo, a compreensão do mecanismo de interação matriz-

reforço e da parcela de contribuição de cada uma dessas duas fases para o comportamento do

material compósito como um todo é fundamental para a definição do tipo de fibra a ser

empregado. Esta definição dependerá basicamente das características da matriz de solo a ser

reforçada e das características desejadas do material compósito resultante.

Segundo Taylor (1994) o uso de materiais de reforço com maior capacidade de

elongação tem conduzido a melhores resultados do que quando se utilizam fibras com módulo

muito elevado, como fibras de aço, evidenciado por diversas pesquisas. Algumas

características relevantes devem ser consideradas na escolha da fibra para reforço de

materiais: a fibra deve ser quimicamente neutra e não deteriorável, não sofrer ataque de

fungos, bactérias ou álcalis e não ser prejudicial a saúde humana, além de apresentar

características físicas e mecânicas adequadas.

As fibras podem ser classificadas em quatro grandes classes: naturais, poliméricas,

minerais e metálicas, abordadas individualmente a seguir.

2.5.2.1 Fibras Naturais

As fibras naturais foram os primeiros tipos de fibras a serem utilizados na historia da

humanidade, grande parte destas eram de origem vegetal.

De acordo com Hannant (1994) as fibras vegetais utilizadas em materiais compósitos

podem ser de bambu, juta, capim elefante, malva, coco, piaçava, sisal, linho e cana-de-açúcar.

Algumas destas podem atingir grande resistência. As fibras de bambu atingem geralmente

resistências acima de 100 MPa, com módulo de elasticidade entre 10 e 25 GPa.

O principal problema a ser investigado é a avaliação da durabilidade dos compostos

formados com fibras vegetais, pois podem ser degradadas pela adição de fungos e

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

microorganismos. A exposição das fibras vegetais em ambientes alcalinos causa uma rápida

degradação das fibras (TEODORO, 1999). Como por exemplo, o emprego das fibras vegetais

como reforço de materiais cimentados com cimento Portland comum.

2.5.2.2 Fibras Poliméricas

A família das fibras poliméricas talvez seja a mais promissora para se utilizada como

reforço de solos. De acordo com sua estrutura química, os polímeros, apresentam diferentes

denominações e comportamentos, dando origem a diferentes tipos de fibras.

Ultimamente vários formatos de fibras poliméricas têm sido empregados como reforço

de solos. As chamadas fibriladas são fibras que apresentam um formato trançado quando

esticadas transversalmente, projetadas de tal forma que se “abram” durante o processo de

mistura com o solo.

Al Wahab e Al-Qurna (1995), Al Wahab e El-Kedrah (1995) e Nataraj et al. (1996),

são autores que tem estudado tais fibras. Os autores McGown et al., (1978) e Morel e Gourc

(1997) também utilizam outro formato de fibras, e que se diferencia um pouco do formato de

fibra, são as malhas de polipropileno, que proporcionam um maior intertravamento com as

partículas do solo. Outro tipo, desenvolvido na França, chamado de Textol, consiste em um

filamento contínuo que é distribuído aleatoriamente dentro da massa de solo.

a) Fibras de Polipropileno:

As fibras de polipropileno são constituídas de um tipo de polímero que adquire uma

consistência plástica com o aumento da temperatura, denominado termoplástico. Os

polímeros termoplásticos são formados de séries de longas cadeias de moléculas

polimerizadas, separadas entre si de forma que possam deslizar umas sobre as outras

(HOLLAWAY, 1994).

Em função de sua composição, as fibras de polipropileno possuem uma grande

flexibilidade e tenacidade, seu módulo de elasticidade gira em torno de 8 GPa (menor que

qualquer outra fibra) e sua resistência à tração é de aproximadamente 400 MPa. De acordo

com Taylor (1994) possuem elevada resistência ao ataque de várias substâncias químicas e

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aos álcalis. Tais características, segundo Taylor (1994), aferem aos materiais a que estas

fibras são incorporadas uma substancial resistência ao impacto.

b) Fibras de Polietileno:

As fibras de polietileno possuem um módulo de elasticidade baixo, são fracamente

aderidas à matriz e altamente resistentes aos álcalis. De acordo com Hannant (1994), sua

durabilidade é alta, mas apresentam maiores deformações de fluência, assim sendo se elas

forem utilizadas para suportar tensões altas permanentemente em um compósito fissurado,

consideráveis elongações e deflexões podem ocorrer ao longo do tempo. O polietileno de alta

densidade tem sido desenvolvido procurando minimizar o problema da baixa aderência e

módulo.

c) Fibras de Poliéster:

De acordo com Taylor (1994) alta densidade, rigidez e resistência, conferem tais

características às fibras de poliéster. Estas fibras apresentam um aspecto semelhante às de

polipropileno e podem ser empregadas para as mesmas aplicações.

Hoje em dia o poliéster é mais conhecido como polietileno tereftalato, ou PET,

utilizado largamente como material de constituição das garrafas plásticas de refrigerantes,

águas minerais e óleos de cozinha, entre outros. Nos últimos anos sua produção e consumo

vêm aumentando muito rapidamente, o que representa um grande problema ambiental, pois

sabe-se que somente uma pequena parcela deste material é reciclado.

d) Fibras de Poliamida (Kevlar):

Polímeros contendo longas cadeias de moléculas geralmente possuem baixa

resistência e rigidez, uma vez que suas moléculas são espiraladas e dobradas. Porém, se estas

moléculas forem espichadas e reforçadas durante o processo de manufatura, altas resistências

e módulos de elasticidade podem ser alcançados, como é o caso do Kevlar (TAYLOR, 1994).

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

2.5.2.3 Fibras Minerais

a) Fibras de Carbono:

São materiais fundamentados na resistência das ligações entre os átomos de carbono e

na leveza dos mesmos. As fibras de carbono possuem uma alta resistência à tração e módulo

de elasticidade (em torno de 420 GPa). Essas características tornam imperativo uma grande

aderência entre a matriz e as fibras, caso contrário estas resistências não serão mobilizadas e

as fibras serão arrancadas com cargas menores (TAYLOR, 1994).

b) Fibras de Vidro:

Geralmente são manufaturadas na forma de “cachos”, ou seja, fios compostos de

centenas de filamentos individuais justapostos. O diâmetro dos filamentos individuais é

geralmente da ordem de 10 µm (TAYLOR, 1994).

Em torno de 99% das fibras de vidro são produzidas a partir do vidro tipo E, que é

susceptível ao ataque dos álcalis.

c) Fibras de Amianto:

As fibras de amianto apresentam resistência à tração em torno de 1000 MPa e módulo

de elasticidade em torno de 160 GPa, e apresentam uma ótima aderência com uma matriz

composta por cimento. Seu diâmetro é muito pequeno, da ordem de 1 µm (TAYLOR, 1994).

Em função de seu pequeno diâmetro, quando cortada, a fibra libera partículas muito

pequenas, que danificam os alvéolos pulmonares se aspiradas pelo ser humano. Por causa

disso seu emprego na construção civil foi proibida em muitos países.

2.5.2.4 Fibras Metálicas

As fibras metálicas mais comuns são as de aço. Problemas relacionados à corrosão

podem aparecer dependendo do meio onde estão inseridas. Segundo Taylor (1994) uma

técnica utilizada para minimizar tal problema é o banho de níquel. Hannant (1994) afirma que

seu formato pode ser bastante variável, de forma a aumentar sua aderência com a matriz.

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

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2.5.3 Estudos experimentais

Grande parte dos autores concentraram seus esforços em comparar o comportamento

de solos reforçados com o de solos não reforçados através dos respectivos parâmetros de

resistência ou deformabilidade. Têm-se analisado principalmente as conseqüências em

detrimento das causas. Pretende-se, então, na presente revisão, focalizar e identificar as

causas, ou seja, os mecanismos que regem o comportamento do material compósito, sem

desprezar as conseqüências, pois elas nos permitem identificar quando ocorrem mudanças nos

mecanismos.

Os fatores que afetam o comportamento do compósito solo-fibra são muito complexos.

São inúmeras as combinações de variáveis que alteram de forma significativa os mecanismos

de interação. Para uma dada combinação de variáveis, o resultado obtido pode ser o desejado

para uma dada aplicação do compósito, porém, pode não ser para outra. Conhecendo-se as

mudanças na estrutura do material reforçado com fibras em relação ao solo sem fibras,

teremos base para avaliarmos o comportamento mecânico dos solos reforçados, explicando as

mudanças ocorridas nos parâmetros usuais dos solos não reforçados.

McGown et al. (1978) observaram que as características de resistência e

deformabilidade do elemento de reforço têm uma influência fundamental no comportamento

tensão-deformação do solo reforçado ao estudarem o efeito da inclusão de diferentes fibras

em um solo arenoso. Os autores propuseram a divisão de reforço dos solos em inclusões

extensíveis e não-extensíveis. O elemento de reforço extensível tem deformação de ruptura

maior que a máxima deformação de tração no solo sem reforço. Sua principal função é de

aumentar a ductilidade e diminuir a perda de resistência pós-pico, além do acréscimo de

resistência mecânica. Já o elemento de reforço não-extensível tem deformação de ruptura

menor que a máxima deformação de tração no solo sem reforço, confere ganho de resistência

mecânica, porém, rupturas catastróficas podem ocorrer se o reforço romper.

As fibras somente passam a exercer uma ação efetiva dentro da massa de solo quando

esta, submetida a esforços externos, sofre deformações. O funcionamento das fibras como

elementos de reforço é então comandado pelas características de deformabilidade do solo e

pela forma de distribuição destas deformações, que dependem do tipo de solicitação ao qual o

material está sendo submetido.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Os mesmos autores observam que, para obtermos o máximo beneficio das inclusões,

estas devem estar dispostas na direção das deformações principais dentro da massa de solo.

Também a adesão entre o solo e reforço, bem como as características de deformação e

resistência são parâmetros muito importantes na definição do comportamento do material

compósito. Ao serem submetidas a esforços de tração, as fibras transferem esforços para o

solo, provocando uma redistribuição de tensões e, portanto, de deformações no interior do

solo.

Para reforços inextensíveis (quando apresentam deformações de ruptura menores que a

máxima deformação de tração do solo sem inclusões) tal efeito se dá até a ruptura dos

mesmos, momento a partir do qual o comportamento volta gradualmente ao do solo não

reforçado. Para reforços extensíveis (quando apresentam deformações de ruptura maiores que

a máxima deformação de tração do solo não reforçado), tal efeito se faz presente praticamente

ao longo de toda a curva tensão-deformação, para níveis de deformação menores e maiores

que a deformação de pico do solo não reforçado.

McGown et al. (1988) estudaram a influência da adição de malhas de polipropileno na

resistência de um solo granular. A adição do reforço aumentou de forma considerável a

resistência do solo obtida em ensaios triaxiais e ensaios de placa em escala reduzida. O

intertravamento entre o solo e reforço alterou os parâmetros de resistência e de

deformabilidade, sendo mais pronunciado para teores maiores de reforço.

Uma massa de solo reforçada com fibras discretas distribuídas aleatoriamente utiliza

processos tradicionais de mistura do solo estabilizado com cimento, cal ou outro aditivo. Uma

das principais vantagens de fibras distribuídas aleatoriamente é a manutenção da resistência

isotrópica e a ausência de planos de fraqueza que podem ser desenvolvidos em sistemas de

reforço orientado. Neste trabalho foi analisada a influência de diversos parâmetros das fibras e

dos solos sobre o comportamento tensão-deformação das misturas. Os autores verificaram a

existência de uma tensão de confinamento crítica, onde o aumento da relação l/d resulta na

redução desta tensão de confinamento crítica e torna mais efetiva a contribuição da fibra no

aumento da resistência ao cisalhamento, porém, o crescimento da resistência ao cisalhamento

com o aumento no teor de fibra é observado até um certo limite (GRAY e MAHER, 1989).

Maher e Gray (1990) salientam que a técnica de reforço como alvo de grande parte dos

trabalhos mais recentes é o emprego de fibras discretas aleatoriamente distribuídas, pois ela

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possui duas grandes vantagens em relação aos solos reforçados com inclusões orientadas,

contínuas ou não: minimiza o surgimento de qualquer tipo de anisotropia e não induz planos

preferenciais de fraqueza. As características almejadas com a inclusão de fibras nem sempre

dizem respeito a um aumento da capacidade de suporte do material. Vários outros aspectos,

como maior capacidade de absorção de energia (maior resistência ao impacto), queda na

redução de resistência pós-pico (para o caso de materiais mais frágeis), maior capacidade de

absorver deformações até atingir a resistência última, entre outros, são exemplos disso.

A inclusão de fibras afeta a parcela friccional da resistência para tensões confinantes

baixas. Já em caso de tensões maiores existe um ponto que define uma clara mudança no

mecanismo de interação solo-fibra, a partir da qual a parcela friccional atinge o mesmo

patamar do solo sem reforço, correspondendo a alteração de comportamento somente à

parcela coesiva. A tensão de confinamento correspondente à mudança no mecanismo de

interação solo-fibra é então definida como a tensão de confinamento crítica, caracterizando o

ponto onde a resistência ao cisalhamento, desenvolvida na interface solo-fibra, se iguala ou

supera a resistência à tração da fibra. Abaixo da tensão crítica, a resistência última à tração da

fibra é maior e a forma de ruptura nas zonas de cisalhamento do material compósito se dá por

deslizamento entre solo e fibra.

Os mesmos autores citados concluíram que o aumento da resistência é função das

propriedades da areia (graduação, tamanho e forma das partículas) e da fibra (teor, relação l/d

e módulo). A resistência diminui com o aumento do tamanho médio e da esfericidade das

partículas de areia, por outro lado, há um acréscimo da resistência com o aumento do

coeficiente de uniformidade da areia, do teor de fibras, do módulo das fibras e da relação l/d.

O modelo proposto pelos autores para prever o comportamento do solo reforçado com fibras é

baseado num modelo aplicado a concreto reforçado com fibras. Em geral, há um razoável

ajuste entre os valores experimentais e os previstos pelo modelo. Entretanto, ainda há a

necessidade de um melhor refinamento do modelo, principalmente em relação à estimativa da

espessura da zona de cisalhamento. Concordando, Gray e Al-Refeai (1986) concluíram que

quanto menor a rugosidade superficial das fibras maior é a tensão de confinamento crítico. Da

mesma forma, Gray e Ohashi (1983) concluíram que quanto maior a esfericidade das

partículas maior é a tensão crítica. Ranjan e Charan (1996) observam ainda que a tensão

crítica diminui com o aumento do fator de forma.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

As propriedades mecânicas e hidráulicas de um compósito caulinita/fibra foram

estudadas por Maher & Ho (1994) através de ensaios de compressão não confinada,

compressão diametral, flexão e condutividade hidráulica. Foram utilizadas fibras de

polipropileno, vidro e celulose. Observou-se que a inclusão aleatória das fibras aumentou

significativamente a resistência e a ductilidade do compósito, sendo este aumento mais

pronunciado para baixos teores de umidade. Para o mesmo teor de reforço, fibras mais curtas

são mais numerosas dentro da matriz e existe uma maior possibilidade de elas estarem

presentes na superfície de ruptura contribuindo para o aumento da resistência. Porém, após a

ruptura, as fibras mais curtas são arrancadas mais facilmente, o que denota a importância de

fibras mais longas quando se deseja melhorar a ductilidade e a capacidade de absorção de

energia. A adição de reforços fibrosos aumentou a permeabilidade da argila estudada, sendo

mais pronunciada para maiores teores de fibra.

O comportamento de uma argila com diferentes teores de cimento, pretendendo

simular um material com distintos valores de coesão foi avaliado por Maher e Ho (1993).

Estes concluíram que o aumento da coesão reduz a contribuição das fibras para o aumento da

resistência de pico do solo.

Casagrande (2001) e Casagrande e Consoli (2002) realizaram uma análise em areia

siltosa reforçada com fibra de polipropileno e mostraram um crescimento constante da

resistência com o aumento da deformação axial, caracterizando um comportamento elasto-

plástico de enrijecimento. Segundo os autores, as fibras passaram a contribuir de forma mais

significativa para o acréscimo da resistência a partir de 2,5% de deformação axial.

Feuerharmel (2000) com base em informações existentes na literatura, comentou que

com a elevação da tensão efetiva média normal (p’) atuante em um elemento de solo, eleva

também a sua resistência ao cisalhamento, aumentando o atrito entre o solo e o reforço. Esta

alteração no atrito entre os componentes solo e fibra pode provocar mudanças no seu

mecanismo de interação, evidenciado pelas envoltórias de resistência do solo reforçado

disponíveis na literatura, que apresentam a forma curvilínea-linear ou bi-lineares. Acima de

uma dada tensão efetiva média normal as envoltórias tornam-se paralelas à envoltória do solo

sem fibras.

O comportamento de dois solos reforçados com fibras curtas de polipropileno foi

estudado por Teodoro e Bueno (1998). Foram avaliados diferentes teores e comprimentos de

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

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fibras através de ensaios de compressão não-confinada e triaxiais não drenados. Foram

executados painéis de compósitos fibrosos para estudar o padrão de fissuração deste material

quando submetido à variação térmica. Os autores verificaram que a inclusão de fibras curtas

de polipropileno ao solo melhora sua resistência ao cisalhamento e reduz a queda de

resistência pós-pico. Observou-se que no solo arenoso as envoltórias tendem a bi-linearidade

na medida em que o teor e o comprimento das fibras aumentam. O efeito da inclusão de fibras

nos painéis executados com o solo argiloso foi o de reduzir a dimensão das trincas, sem, no

entanto, evitar a fissuração destas.

O efeito da inclusão de fibras de vidro em um solo artificialmente cimentado e não-

cimentado através de ensaios de compressão não-confinada, compressão diametral e triaxiais

drenados, foram avaliados por Ulbrich (1997) e Consoli et al. (1997, 1998, 1999). Montardo

(1999) e Montardo et al. (2002) observaram que a influência da inclusão de fibras depende

fundamentalmente das propriedades mecânicas da fibra e da matriz. Fibras relativamente

rígidas (fibras de vidro e PET) exercem efeito mais pronunciado na resistência de ruptura, ao

passo que as fibras relativamente flexíveis (fibras de polipropileno) exercem efeito mais

pronunciado no modo de ruptura e no comportamento último. Considerações semelhantes

também foram feitas por Montardo et al. (2000) e Consoli et al. (2002-b) quando avaliaram os

efeitos da inclusão de fibras distribuídas aleatoriamente e da adição de cimento sobre as

propriedades de resistência e deformabilidade de um compósito solo-cimento-fibra.

O comportamento hidráulico e mecânico de novos materiais geotécnicos compósitos,

tentando adequar suas características à utilização em barreiras hidráulica, foi analisado por

Heineck (2002). Fibras de polipropileno 24mm de comprimento e bentonita foram

adicionadas a matrizes de solo, cinza, areia e caulim. Uma análise conjunta com ensaios de

condutividade hidráulica indicou a utilização do material com matriz argilosa e fibras como

liners de cobertura ou de fundo, até mesmo em casos de resíduos perigosos. Para liners de

cobertura, sob o ponto de vista do comportamento mecânico, podem ser utilizados os

seguintes materiais: areia com bentonita e fibras, SRAB com fibras e caulim com fibras.

Prosseguindo o estudo, Heineck et al. (2003) e Heineck et al. (2005) avaliaram a contribuição

de fibras para grandes deformações de cisalhamento (ensaios de ring shear), acima dos

valores usuais em testes padrões de laboratório, bem como a avaliação da influencia da

inserção de fibras em solos para pequeníssimas deformações (ensaios triaxiais com bender

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

elements). Os resultados mostraram que a influência do reforço fibroso nos solos continua

após grandes deformações de cisalhamento, não havendo perda de resistência mesmo que

ocorram deslocamentos horizontais da ordem de 250mm e que a introdução de fibras de

polipropileno não influencia a rigidez inicial dos materiais estudados.

Donato (2003) e Donato et al. (2002 e 2004) tiveram como propósito em seu estudo

analisar o comportamento mecânico de concreto compactado com rolo, juntamente com a

adição de fibras de polipropileno. A partir dos resultados dos ensaios de resistência à

compressão simples e triaxial se pôde afirmar que as fibras provocaram uma queda no módulo

inicial dos compósitos estudados, tanto para os cimentados, quanto para os não cimentados,

levando a uma melhoria significativa na resistência à compressão e na ductilidade do material

reforçado, bem como reduções da rigidez inicial e do índice de fragilidade do material, sendo

estas modificações de comportamento tão mais efetivas quanto mais fina a granulometria da

matriz. Além disto, um aumento considerável da resistência à tração foi observado através dos

resultados de ensaios de resistência à tração por compressão diametral.

Vendrúscolo (2003) verificou a influência da adição de fibras de polipropileno no

comportamento de um solo arenoso cimentado e não cimentado através de ensaios triaxiais. O

autor concluiu que a influência desta adição sobre as propriedades mecânicas do compósito

depende das propriedades da matriz, onde o efeito da adição de fibras é mais evidente para

maiores comprimentos e maiores teores de fibras, sendo seu efeito mais pronunciado para

materiais compósitos com maiores densidades. O autor cita também que a influência das

fibras na resistência de pico e última do material depende do diâmetro das fibras e da

distribuição granulométrica do solo.

Consoli et al. (2004) avaliaram o comportamento de uma areia cimentada e não

cimentada reforçada com fibras de vidro, de poliéster e de polipropileno. A influência das

fibras de poliéster e de vidro é perceptível na redução da rigidez e no aumento do ângulo de

atrito interno de ambas a matrizes e a redução da fragilidade e do valor do intercepto coesivo

se acentua para o compósito cimentado. Por outro lado, as fibras de polipropileno reduziram

drasticamente o índice de fragilidade da areia cimentada, mudando o modo de ruptura de

frágil para dúctil, para o maior comprimento de fibra estudado (36 mm), com o aumento da

capacidade de energia absorvida, fato este não observado para os outros tipos de fibras

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

estudados. Isto é, não é possível estabelecer regras de comportamento sem o conhecimento

prévio das propriedades dos materiais envolvidos.

Casagrande et al. (2006) avaliaram em grandes deformações de cisalhamento o

comportamento de bentonita reforçada com fibra de polipropileno, através de uma série de

ensaios de ring shear. Concluíram que o reforço de fibra em bentonita é apenas eficiente para

deformações de até 50mm. Após o ensaio, as fibras foram retiradas do corpo de prova para

verificar seu alongamento e quebra, este procedimento indicou que as fibras sofreram

deformações plásticas de extensão antes de seu rompimento. O comportamento das mesmas é

provavelmente dependente da taxa de deformação, e estas conclusões são possivelmente

válidas apenas para velocidade de deformações lentas usadas para estes testes.

CAPÍTULO 3

3. PROGRAMA EXPERIMENTAL

3.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

O programa experimental estabelecido teve como objetivo investigar o efeito da

adição de fibras de polipropileno nas propriedades mecânicas e hidráulicas de misturas de

solo-cimento-bentonita (SCB), solo-bentonita-fibra (SBF) e solo-cimento-bentonita-fibra

(SCBF) utilizadas em barreiras verticais de contenção de contaminantes do tipo Slurry Walls.

Fundamentalmente, o programa experimental proposto buscou analisar o comportamento

tensão-deformação e a influência da poro-pressão, através de ensaios triaxiais, em misturas

SCB e SCBF e também a condutividade hidráulica em misturas SBF e SCBF.

As dosagens utilizadas nas misturas e o programa de ensaios são apresentados num

primeiro instante, bem como as propriedades e as características dos materiais utilizados na

pesquisa. O programa experimental proposto foi detalhadamente descrito neste capítulo, bem

como os métodos utilizados na preparação dos corpos de provas, detalhes de execução de

ensaios e equipamentos utilizados.

3.2 PROGRAMA DE ENSAIOS

O programa experimental consistiu em ensaios de compressão não-confinada e ensaios

triaxiais não-drenados (CIU), os quais foram executados em misturas do tipo SCB e SCBF.

Durante a execução dos ensaios triaxiais, a condutividade hidráulica foi medida após a fase de

adensamento e após o cisalhamento do corpo de prova, para todas as tensões de ensaio, com o

objetivo de compará-las e identificar o comportamento das barreiras verticais quando estas

são solicitadas em campo. Também, foram realizados ensaios de condutividade hidráulica em

permeâmetro de parede rígida nas misturas SBF e SCBF, os quais foram confrontados com

resultados obtidos por Lemos (2006), que utilizou o mesmo tipo de permeâmetro para misturas SB e

SCB. Na Tabela 3.1 é apresentado o programa de ensaios realizados.

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

Tabela 3.1: Programa de ensaios

Mistura Ensaio

Tensão

confinante

(kPa)

Gradiente

hidráulico

Total

ensaios

SBF

Condutividade

hidráulica (k)

- 8,3 03

Compressão não-

confinada

- - 10

Triaxial 50, 250 e 480 - 03

k após

adensamento

50, 250 e 480 10 03

SCB

k após

cisalhamento

50, 250 e 480 10 03

Compressão não-

confinada

- - 10

Triaxial

50, 220, 240,

450 e 480

- 05

k após

adensamento

50, 220, 240,

450 e 480

10 05

k após

cisalhamento

50, 220, 240,

450 e 480

10 05

SCBF

Condutividade

hidráulica

- 8,3 03

3.3 DOSAGEM DOS MATERIAIS NAS MISTURAS

As dosagens dos materiais utilizados nas misturas solo-bentonita e solo-cimento-

bentonita foram as mesmas definidas por Azambuja (2004) e Lemos (2006), que utilizaram as

mesmas matérias-primas da atual pesquisa, definidas em um teor de umidade de 100% e fator

água/cimento igual a 4. Os teores escolhidos basearam-se na trabalhabilidade da mistura e no

índice de vazios dos corpos de prova. Segundo Lemos (2006) misturas com teor de umidade

igual a 80% foram insatisfatórias, pois apresentaram pouca trabalhabilidade e corpos de prova

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

com alto índice de vazios. Para um fator água-cimento igual a 6 e umidade igual a 100%

notou-se uma redução das dimensões do corpo de prova após a desmoldagem, confirmando a

inviabilidade da mistura devido a instabilidade volumétrica.

O teor de fibra foi adotado em 0,5% do peso de sólidos de cada mistura (HEINECK et

al., 2005), este foi definido como um valor ideal para este tipo e comprimento de fibra em

pesquisas anteriores. A Tabela 3.2 apresenta a seguir a dosagem dos materiais utilizados em

cada mistura.

Tabela 3.2: Dosagem dos materiais

Mistura

Teor de

umidade

(%)

Teor de

solo (%)

Teor de

cimento

(%)

Teor de

bentonita

(%)

Teor de

fibra (%)

Fator

água/cimento

SBF 100 88 0 12 0,5 0

SCB 100 63 25 12 0 4

SCBF 100 63 25 12 0,5 4

As misturas apresentam teor de umidade igual a 100%, 12% de bentonita sódica do

total de sólidos em massa e fator água-cimento igual a 4. As misturas de SBF e SCBF

apresentam as mesmas porcentagens como citadas anteriormente, além de 0,5% de fibra do

total de sólidos de cada mistura. O alto teor de umidade é inerente à tecnologia Slurry Walls,

pois na colocação da mistura nas trincheiras é necessário que o material apresente boa

trabalhabilidade, por isto estas dosagens foram selecionadas.

Ensaios de compressão não-confinada com a mistura do tipo SB não foram realizados,

devido à impossibilidade de obtenção de corpo de prova estável a partir do teor de umidade

estabelecido. Neste caso, o espécime ao ser retirado do cilindro de moldagem, desmanchava-

se.

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3.4 MATERIAIS UTILIZADOS

Nos itens a seguir são apresentadas as características e propriedades físico-químicas

relativas aos materiais utilizados na presente pesquisa.

3.4.1 Solo Residual de arenito Botucatu (SRAB)

O solo utilizado na pesquisa é característico de uma região do Estado do Rio Grande

do Sul, Brasil. As amostras foram coletadas em um talude localizado nas proximidades da

rodovia RS 240, a aproximadamente 41 km ao norte de Porto Alegre, na localidade de Vila

Scharlau, município de São Leopoldo – RS, conforme mostram as Figuras 3.1 e 3.2. Trata-se

de um solo residual (horizonte C), substrato de arenito, pertencente à Formação Botucatu, o

qual é definido como uma areia fina siltosa, mal graduada e fracamente plástica.

Figura 3.1: Localização da jazida de solo residual de arenito Botucatu

(fonte: Adaptado de Thomé, 1999).

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Figura 3.2: Jazida de arenito Botucatu na localidade de Vila Scharlau

(fonte: Cruz, 2004).

Núñez (1991), Prietto (1996), Ulbrich (1997) e Thomé (1999) relataram previamente

vários trabalhos de caracterização para este solo. Foi constatado por Núñez (1991) a

homogeneidade da jazida ao realizar ensaios ao longo de sua profundidade e Thomé (1999)

realizou ensaios complementares de caracterização do solo, confirmando o conjunto de

resultados obtidos Núñez (1991).

As propriedades físicas médias do solo utilizado nesta pesquisa (THOMÉ, 1999) são

apresentadas a seguir na Tabela 3.3.

Tabela 3.3: Índices físicos do SRAB

Índices físicos SRAB

Massa específica real dos grãos 26,7 kN/m

Diâmetro médio, D

0,09 mm

Limite de liquidez, LL

22 %

Limite de plasticidade, LP

19 %

(fonte: Thomé, 1999).

A curva granulométrica obtida para o solo residual com o uso de defloculante é

apresentada na Figura 3.3. Verifica-se que o material é composto por 5% de argila

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Contaminantes

(<0,002mm), 38,9% de silte (0,002 a 0,075 mm) e 56,1% de areia, sendo que desta

porcentagem 47,3% é de areia fina (0,074 a 0,42 mm) e somente 8,8% é de areia média

(0,042-2,0mm). Segundo a NBR 6502/95 o arenito pode ser classificado geotecnicamente

como uma areia siltosa, e segundo a classificação unificada (ASTM D 2487, 1993) como SM

(areia siltosa).

100

0,001 0,01 0,1 1 10 100

Percentagem retida (%)

ar.

média

are

grossa

argila

silte

areia fina

pedregulho

Figura 3.3: Curva granulométrica do SRAB (fonte: Foppa, 2005).

As principais propriedades físico-químicas do solo residual, com ênfase na

mineralogia e na composição química da fração argila, foram determinadas por Nuñez (1991).

A predominância do argilomineral caulinita foi indicado em todas as análises realizadas.

Observa-se, também, a presença de 3,2% de hematita, que é o óxido responsável pela cor

rosada característica do solo residual de arenito Botucatu.

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3.4.2 Cimento

Nesta pesquisa foi utilizado o Cimento Portland de Alta Resistência Inicial (CP V-

ARI), marca Cauê. Este cimento foi selecionado devido as suas particularidades de atingir

altos valores de resistência em curtos períodos de cura, permitindo que o material de

preenchimento das barreiras atinja uma capacidade de suporte rapidamente. Assim, o

programa experimental definiu um período de cura de apenas 7 dias. A Tabela 3.4 apresenta a

composição desse tipo de cimento. Dados fornecidos por Cimento Cauê, para o CP V – ARI,

indicam uma massa específica real dos grãos de 31,4 kN/m

Tabela 3.4: Composição do Cimento CP V-ARI

Com

osi

ão

(

% em massa

)

Tipo de cimento

Portland

Sigla

Clín

uer + Material

Norma

Brasileira

Alta Resistência

Inicial

CP V-ARI 100-95 0-5 NBR 5733

(fonte: Associação Brasileira de Cimento Portland, 2002).

3.4.3 Bentonita

A bentonita é um material primariamente formado por argilominerais do grupo

montmorilonita. O cátion adsorvido pode ser sódio ou cálcio, sendo que a bentonita sódica é a

mais utilizada em aplicações de selagem e impermeabilização, justamente por oferecer uma

maior capacidade de expansão e menor condutividade hidráulica no contato com a água em

relação à bentonita cálcica (ALTHER, 1982, 1987; RESCHKE e HAUG, 1991, apud

GLEASON et al., 1997). No entanto a bentonita cálcica é mais estável quimicamente quando

exposta a certos compostos químicos.

A qualidade de uma bentonita pode ser avaliada através de medidas indiretas como:

avaliação dos limites de Atterberg e de ensaios de expansão livre. Quanto maior o limite de

liquidez e plasticidade, melhor é a qualidade da bentonita. Uma bentonita sódica de média

qualidade tem limite de liquidez entre 300 e 500% enquanto que a de alta qualidade tem entre

500 e 700%. Os testes de expansão livre mostram que, quanto maior a capacidade de

expansão da bentonita, melhor a sua qualidade (HEINECK, 2002).

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As principais características do material que a tornam resistente à passagem de água

são: a afinidade da bentonita com a água e sua capacidade de expansão. Quando em condições

de confinamento, bem como nas barreiras verticais, as partículas expandidas da bentonita são

forçadas umas contra as outras, preenchendo os vazios entre as partículas de solo formando

uma barreira contra a passagem do fluido.

Esta pesquisa utilizou a bentonita sódica, procedente da mina explorada de Lajeado

(antiga Lages) pela Empresa Bentonisa Bentonita do Nordeste, localizada em Boa Vista,

estado da Paraíba.

Os índices físicos e a distribuição granulométrica da bentonita foram determinados de

acordo com as normas NBR 6508/84, NBR 6459/84, NBR 7180/84 e NBR 7181/84, e

apresentados na Tabela 3.5 e Figura 3.4 respectivamente. O alto valor do limite de liquidez

encontrado comprova a boa qualidade desta matéria-prima.

Tabela 3.5: Índices Físicos da Bentonita Sódica

Limite de

liquidez (LL)

Limite de

Plasticidade (LP)

Índice de

Plasticidade (IP)

Densidade Real

dos Grãos (G)

604,7% 139,1% 465,6% 3,08

(fonte: Lemos, 2006).

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100

0,001 0,01 0,1 1 10 100

Percentagem retida (%)

ar.

média

areia

grossa

argila silt areia fina

pedregulho

Figura 3.4: Distribuição Granulométrica da bentonita sódica (fonte:

Lemos, 2006).

De acordo com a ASTM 2487/93, a bentonita sódica utilizada classifica-se como

argila inorgânica de alta plasticidade (CH) e, pela NBR 6502 (ABNT, 1995) como uma argila.

3.4.4 Fibra

As fibras utilizadas como elemento de reforço foram as do tipo poliméricas de

polipropileno e estão disponíveis no mercado na forma de pequenos filamentos. Estas fibras

foram escolhidas por apresentarem características uniformes e bem definidas, por serem

inertes quimicamente e pela disponibilidade no comércio, o que possibilita a sua aplicação em

ensaios com grandes dimensões ou extrapolação de resultados para projetos de engenharia.

As fibras de polipropileno utilizadas neste trabalho foram produzidas pela indústria

FITESA Fibras e Filamentos S/A. Este tipo de fibra é fornecido principalmente na indústria

têxtil.

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Na indústria têxtil a grandeza que representa a espessura dos filamentos é o título, cuja

unidade é o dtex (1 dtex = 1g/10000 m). As fibras utilizadas na pesquisa possuem título de 3,3

dtex (que corresponde a um diâmetro de 0,023 mm) e comprimento de 24 mm.

A Figura 3.5 mostra as fibras de polipropileno de 24 mm de comprimento e na Tabela

3.6 têm-se as principais características fornecidas pela indústria FITESA.

Figura 3.5: Aspecto das fibras de polipropileno com 24 mm de

comprimento (fonte: www.fridulsa.com.uy).

Tabela 3.6: Resumo das propriedades mecânicas das fibras

Propriedades mecânicas Fibras 3,3 dtex

Densidade Relativa 0,91

Módulo de Elasticidade 3 GPa

Resistência à tração última 300 MPa

Deformação axial na ruptura De 80 a 170%

(fonte: Fabricante Fitesa).

3.4.5 Água

A água utilizada para preparação de todas as misturas foi do tipo destilada com o

objetivo de que a mesma não tivesse nenhuma interferência no que se refere às propriedades

físico-químicas do novo material.

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3.5 VARIÁVEIS DE RESPOSTA

Variáveis de resposta são grandezas mensuráveis utilizadas para representar as

características de comportamento do objeto de estudo. As variáveis de resposta empregadas

na análise do comportamento dos materiais foram as seguintes:

• Resistência a compressão não-confinada (q

);

• Tensão desvio na ruptura (q

rup

);

• Tensão desvio final (q

final

);

• Poro-pressão (u);

• Intecepto coesivo efetivo (c’);

• Ângulo de atrito interno efetivo (

’);

• Coeficiente de condutividade hidráulica (k).

Para os ensaios triaxiais, os invariantes de tensão q e p’ utilizados na apresentação

gráfica dos resultados, foram definidos como:

(

)

q ''

−

(3.1)

(

)

´2´

(3.2)

A identificação da posição do circulo de Mohr e de seu tamanho foi dado pelas

coordenadas t, s’, definidas por:

(

)

−

(3.3)

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(

)

(3.4)

Onde:

’

: tensões efetiva axial e radial, respectivamente;

: tensões totais axial e radial, respectivamente;

u: poro-pressão.

Através da envoltória de resistência, foram determinados o intercepto coesivo efetivo

(c’) e o ângulo de atrito interno efetivo do material (

’).

3.6 MÉTODOS DE ENSAIO E EQUIPAMENTOS UTILIZADOS

A seguir são apresentados os métodos de ensaios e os procedimentos empregados

durante o programa experimental. Os ensaios se basearam nos procedimentos propostos em

normas técnicas e, no caso de modificação de algum procedimento descrito em norma ou na

ausência da mesma no que se refere ao assunto abordado, foi realizada uma descrição mais

detalhada.

3.6.1 Coleta e preparação dos materiais

As amostras de solo foram coletadas na jazida de origem, no estado deformado,

trazidas para o laboratório, secas ao ar, destorroadas, peneiradas para retirada de impurezas e

devidamente estocadas em recipientes adequados. A bentonita, o cimento e as fibras foram

adquiridos no comércio e armazenados em recipientes apropriados até o momento de serem

utilizadas nos ensaios.

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3.6.2 Preparação dos corpos de prova

A moldagem dos corpos de prova para os ensaios de compressão não-confinada e para

os ensaios triaxiais foi realizada em moldes bi-partidos de PVC com 50 mm de diâmetro e

100 mm de altura. Devido aos altos teores de umidade das misturas, os moldes de PVC foram

vedados na lateral e na parte inferior através da aplicação de borracha de silicone, com o

objetivo de evitar a fuga de água através do molde. Como não foi possível a compactação da

amostra em camadas, a mistura dos materiais foi devidamente despejada dentro dos moldes

até uma altura de 100 mm, demarcada internamente no molde de PVC.

Conforme a Tabela 3.2, a dosagem adotada para as misturas foi um teor de umidade de

100%, um teor de bentonita de 12%, um teor de fibras de zero e 0,5% e um fator a/c de zero e 4. A

massa específica real dos grãos utilizada para o cálculo das dosagens foi calculada através de uma

média ponderada, tendo como base a massa específica real dos grãos do arenito Botucatu, da

bentonita e do cimento para as misturas do tipo SCB e SCBF. Já para a mistura do tipo SBF foi

levado em consideração apenas a do arenito Botucatu e da bentonita, as quais foram citadas neste

capítulo. Foram encontrados os valores de 28,38 kN/m

para as misturas SCB e 27,20 kN/m

para as

misturas SBF.

A preparação das misturas SCBF foi dividida em quatro etapas. Na primeira etapa,

conforme mostra a Figura 3.6, os materiais foram pesados e colocados em recipientes, as

fibras foram cuidadosamente separadas a fim de atingir uma homogeneidade na mistura.

Figura 3.6: Componentes das misturas.

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Na segunda etapa o solo foi umedecido com parte da água da mistura (Figura 3.7a) e

logo em seguida as fibras foram adicionadas aos poucos (Figura 3.7b). Esses materiais foram

misturados manualmente (Figura 3.7c), até a mistura atingir certa homogeneização.

Figura 3.7: Segunda etapa (a) Solo úmido; (b) Solo úmido mais fibras;

Na terceira etapa, em um outro recipiente com o restante da água, a bentonita foi

adicionada aos poucos e misturada mecanicamente (utilizou-se uma batedeira elétrica) de

forma constante evitando a formação de grumos (figura 3.8a e 3.8b). Logo após, com o

mesmo processo de mistura, o cimento foi adicionado (figura 3.8c) a mesma.

Figura 3.8: Terceira etapa (a) Adição de bentonita; (b) Mistura

mecânica; (c) Mistura com cimento.

Na quarta etapa, conforme apresenta a Figura 3.9, a mistura contendo bentonita,

cimento e água, era adicionada (manualmente) aos poucos a primeira mistura composta de

solo, fibras e parte da água.

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Figura 3.9: Fase final da mistura.

Quando misturas do tipo SBF foram executadas, o processo foi o mesmo, porém sem

adição de cimento. Para as misturas do tipo SCB, o solo e a bentonita foram adicionados à

água e misturados mecanicamente, por fim o cimento era acrescentado e todo o conjunto era

misturado até alcançar a homogeneidade.

Os corpos de prova foram preparados um a um, ou seja: cada corpo de prova teve uma

mistura de solo, cimento, bentonita e água preparada separadamente. Durante este processo

todas as precauções foram tomadas no sentido de evitar as perdas de umidade por evaporação.

O procedimento de preparação das amostras, aqui apresentado, foi utilizado para todos

os ensaios realizados nesta pesquisa.

Concluído o processo de moldagem dos corpos de prova, os mesmos foram

acondicionados em sacos plásticos até completar o período de 7 dias de cura. A desmoldagem

só foi feita quando os corpos de prova apresentaram resistência suficiente capaz de não

provocar danos na amostra (em torno de 72 horas). Feita a desmoldagem, mostrada na Figura

3.10a, os corpos de prova foram pesados com precisão de 0,01 gf e medidos com precisão de

0,01 cm (figura 3.10b).

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Figura 3.10: (a) Desmoldagem; (b) Medição do corpo de prova.

3.6.3 Ensaios de compressão não-confinada

Os ensaios de compressão não-confinada foram realizados para as misturas do tipo

SCB e SCBF. Foram ensaiados 10 corpos de prova para cada tipo de mistura. Os

procedimentos descritos na NBR 12025/90 e na NBR 12770/92 foram seguidos para

realização desses ensaios. A prensa utilizada para a ruptura dos corpos de prova foi da marca

Wykeham Farrance, adaptada com anel dinamométrico de 10 kN, previamente calibrado, com

resolução de 0,005 kN (0,5 kgf), conforme mostra a Figura 3.11. A velocidade de deformação

destes ensaios foi de 1,14 mm por minuto. Após o período de 7 dias de cura, os corpos de

prova foram cisalhados.

Figura 3.11: Ensaio de compressão não-confinada.

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Como critério de aceitação de resultados para os ensaios de compressão não-confinada,

estipulou-se que as resistências individuais de três corpos de prova, considerados idênticos,

não deveriam se afastar mais de 10% da resistência média deste conjunto, conforme consta na

NBR 12253/92.

3.6.4 Ensaios triaxiais

Os procedimentos gerais adotados na preparação e execução dos ensaios triaxiais

seguem basicamente os princípios descritos por Bishop e Henkel (1962), Head (1982) e pelos

procedimentos de ensaios já consolidados pelo ENVIRONGEO (Laboratório de Resíduos,

Novos Materiais e Geotecnia Ambiental da UFRGS). Para analisar as características das

curvas tensão-deformação-geração de poro-pressão das misturas de solo-cimento-bentonita e

solo-cimento-bentonita-fibra, foram realizados ensaios triaxiais adensados não-drenados

(CIU), os quais foram executados para determinados níveis de tensões confinantes efetivas,

conforme mostra a Tabela 3.7, totalizando oito ensaios triaxiais.

Tabela 3.7: Programa de ensaios triaxiais

Mistura Tensão Confinante (kPa) Total

SCB 50, 250 e 480 03

SCBF 50, 220, 240, 450 e 480 05

Foram realizados ensaios triaxiais do tipo CIU com monitoramento da geração da

poro-pressão, devido à impossibilidade de drenagem. Com isto, foi possível determinar a

envoltória de resistência em termos de tensões efetivas num prazo muito menor do que se

fosse um ensaio do tipo CID. Como a mistura estudada era uma lama, o ensaio se tornaria

muito longo caso fosse drenado na fase do cisalhamento, pois seria necessário esperar que

toda a poro-pressão gerada se dissipasse e desta forma, o ensaio levaria em torno de vinte dias

ou mais.

Na montagem dos ensaios, o corpo de prova era colocado no pedestal da câmara

triaxial, sobre um papel filtro apoiado em uma pedra porosa convencional. Na sua face

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superior colocava-se outro papel filtro, seguido de outra pedra porosa, seguida do cabeçote.

Uma membrana de látex era colocada ao redor da amostra, a qual era prensada ao pedestal e

ao cabeçote por meio de anéis de vedação.

Para a colocação dos sensores de medição de deformação, a membrana deve estar bem

aderida ao corpo de prova, para isso, aplicou-se uma pressão negativa ao corpo de prova. A

membrana foi devidamente marcada de maneira a orientar na colagem dos suportes dos

sensores, que foram fixados utilizando-se um adesivo de colagem rápida. Após a colagem, os

sensores foram ajustados a fim de que as leituras ficassem dentro do intervalo linear.

Depois da montagem do corpo de prova e do fechamento da câmara triaxial, esta foi

preenchida com água destilada, através da sua ligação com o reservatório de água do

laboratório, conforme mostra a Figura 3.12. Apartir deste momento deu-se prosseguimento ao

ensaio.

Figura 3.12: (a) Instalação do ensaio triaxial; (b) Detalhe da amostra.

O processo de saturação foi realizado em duas fases: na primeira fase procedia-se a

percolação de água durante um período de 24hs (ou até que duas vezes o volume de vazios

fosse percolado através do corpo de prova), no sentido da base para o topo do corpo de prova

sob uma pressão de 12 kPa na base e 0 kPa (pressão atmosférica) no topo. Nesta etapa, a

amostra era submetida a uma tensão confinante 20 kPa impedindo um fluxo preferencial entre

o corpo de prova e a membrana de látex. Na segunda fase aplicou-se na contra-pressão

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incrementos de 20 kPa ao mesmo tempo que um incremento de mesmo valor era aplicado na

tensão confinante, sempre mantendo a diferença inicial da tensão efetiva de 20 kPa. Quando a

poro-pressão monitorada na base do corpo de prova equalizava-se com a contra-pressão

aplicada em seu topo, um novo incremento de pressão era aplicado. Este ciclo de incrementos

prosseguia até atingir uma contra-pressão de aproximadamente 400 kPa no topo do corpo de

prova. Esta etapa serviu para assegurar a dissolução completa das bolhas de ar e a saturação

das amostras. A garantia de saturação da amostra era monitorada através da medição do

parâmetro B (SKEMPTON, 1954) nos cinco últimos níveis da aplicação da conta-pressão.

Após a fase de saturação, aumentava-se a tensão confinante até que a tensão efetiva

atingisse o valor em que o ensaio era conduzido. Nesta etapa devia-se tomar o cuidado de

esperar o tempo necessário para a amostra adensar, o adensamento foi controlado através das

medidas de variação volumétrica e pela dissipação da poro-pressão gerada durante esta fase.

Ao terminar a fase de adensamento, optou-se por medir a condutividade hidráulica do

corpo de prova a fim de comparar com a medida no permeâmetro de parede rígida e também,

medir após a fase de cisalhamento do mesmo ensaio simulando uma situação real de colapso.

Este procedimento foi adotado para todos os ensaios triaxiais. Cada amostra foi submetida a

um gradiente hidráulico igual a 10 (ASTM D5084/90), imposto pela diferença de pressões

aplicadas na base e no topo do corpo de prova, ocasionando um fluxo d’água ascendente. A

quantidade de água que atravessou o corpo de prova, neste intervalo de tempo, foi controlada

pelo medidor de variação volumétrica, sendo possível a determinação da sua vazão

volumétrica. Com a aquisição digital desta variação, foi possível determinar a condutividade

hidráulica das misturas ensaiadas.

A partir deste instante começava a fase de cisalhamento da amostra, deixando a

válvula de drenagem sempre fechada. Para o cálculo das tensões desvio foi aplicado correções

de área e de membrana. Neste procedimento foi utilizada a abordagem proposta por La

Rochele et al. (1988). Os ensaios triaxiais CIU foram realizados com velocidade de

deformação de 0,016 mm/min e levados até aproximadamente 20% de deformação.

As principais características do equipamento empregado nos ensaios triaxiais são

relatadas a seguir:

•

Equipamento triaxial da marca GEONOR;

___________________________________________________________________________

Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

•

Aquisição de dados: conversor analógico/digital (datalogger) da

Hewlett Packard, um microcomputador e um programa escrito em

linguagem Basic;

•

Medidores de pressão confinante e poro-pressão: transdutor de

pressão;

•

Medidores de deformação: transdutor de deslocamento com

medidor externo e instrumentação interna composta por dois sensores

de efeito Hall, ambos para medição de deformação axial;

•

Força axial: célula de carga situada externamente à câmara

triaxial.

3.6.5 Ensaios de condutividade hidráulica

O permeâmetro de parede rígida utilizado na realização dos ensaios foi projetado pela

Profª. Drª. Rosemar Gomes Lemos sob orientação e auxílio dos Prof. PhD. Nilo César Consoli

e Profª. Drª. Karla Heineck e executado no Environgeo da Universidade Federal do Rio

Grande do Sul, conforme a Norma Americana ASTM D5856/97. É um equipamento

apropriado para solos de condutividade hidráulica inferior a 10

-5

m/s e foi construído com

materiais inertes ao ataque de produtos químicos (aço inox). A descrição detalhada do

equipamento consta na tese de doutorado de Lemos (2006). Na Figura 3.13 (a) é apresentada

uma vista geral do conjunto permeâmetro e na Figura 3.13 (b) uma vista detalhada, onde

podem ser vistas as partes do equipamento: cilindro, no qual foi moldada a amostra, onde a

mesma permaneceu para procedimento do ensaio e cilindro para armazenamento do líquido

permeante.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Figura 3.13: (a) Vista geral do conjunto permeâmetro; (b) Vista

detalhada. (fonte: Lemos, 2006).

Nos ensaios realizados por Lemos (2006) foram utilizadas cargas constantes através da

aplicação de ar comprimido numa interface ar/água, regulada por um registro de pressão de

precisão de 12 kPa, resultando em um gradiente hidráulico de 8,3. As amostras foram

moldadas no próprio cilindro, de 15 cm de diâmetro por 15 cm de altura, em que foram

realizados os ensaios de condutividade hidráulica. Os corpos de prova, para os ensaios de

condutividade hidráulica, foram realizados como descrito no item 3.6.2. A moldagem do

corpo de prova era realizada dentro do cilindro, onde o ensaio era conduzido como mostra a

Figura 3.14. Logo após, o cilindro era fechado e o corpo de prova ficava em repouso durante

24hs antes do inicio da percolação.

Figura 3.14: Moldagem da amostra no permeâmetro.

___________________________________________________________________________

Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

Antes de iniciar o ensaio de condutividade hidráulica tomava-se o cuidado de retirar todas

as bolhas de ar encontradas na tubulação, através da percolação de água pela base da amostra.

Após esta etapa o ensaio se dava com a percolação de água da base para o topo da amostra

com uma carga hidráulica (h) de 12,5 kPa e um gradiente hidráulico (i) de 8,3. Leituras

regulares foram realizadas durante o ensaio, medindo-se a altura do líquido permeante no

reservatório, com o auxílio de um tubo graduado conectado ao mesmo. A determinação dos

coeficientes de condutividade hidráulica baseou-se na Lei de Darcy, na qual a velocidade de

percolação, mostrada na equação 3.5, era proporcional ao gradiente hidráulico (equação 3.6).

∗

(3.5)

i =

(3.6)

O coeficiente de proporcionalidade entre

v e i, denomina-se coeficiente de

condutividade hidráulica,

k e pode ser calculado segundo a equação:

htA

∗∗

∗

(3.7)

Onde:

k = coeficiente de condutividade hidráulica em m/s;

V = volume de líquido passante, obtido através da média entre os volumes de entrada e

de saída da amostra em m

;

L = comprimento da amostra ao longo da trajetória do fluxo em m;

A = área da seção transversal em m

;

___________________________________________________________________________

Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

t = intervalo de tempo, em segundos, no qual o fluxo V ocorre,

h = diferença de carga d’água ao longo da amostra, em metros de coluna d’água (h

–

Após a determinação do coeficiente de condutividade hidráulica, o mesmo foi

corrigido através da multiplicação de “

k” pela taxa de viscosidade da água na temperatura em

que foi feita cada leitura durante o ensaio (de acordo com a Norma ASTM D5856/97).

O ensaio terminava quando se obtinha a estabilidade da condutividade hidráulica, ou

seja, no mínimo quatro valores sucessivos de condutividade hidráulica muito próximos.

Depois de obtida esta estabilidade, procedia-se o final do ensaio, isolando a amostra através

do fechamento das válvulas e retirando a pressão aplicada. A seguir o equipamento era

desmontado para a limpeza.

Foram realizados seis ensaios de condutividade hidráulica, sendo que três com

misturas do tipo SBF e os outros três com misturas SCBF.

CAPÍTULO 4

4. APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS

4.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos em todos os ensaios realizados

com as misturas solo-bentonita-fibra (SBF), solo-cimento-bentonita (SCB) e solo-cimento-

bentonita-fibra (SCBF). O mesmo foi estruturado em quatro tópicos, no primeiro e no

segundo são apresentados os resultados relacionados ao comportamento mecânico através dos

ensaios de compressão não-confinada e ensaios triaxiais não-drenados (CIU), realizados em

amostras de SCB e SCBF. No terceiro tópico são apresentados os resultados dos ensaios de

condutividade hidráulica realizados no equipamento triaxial. Nesta etapa a condutividade

hidráulica foi medida para cada um dos ensaios executados neste equipamento, após a fase de

adensamento e de cisalhamento do corpo de prova. Por fim, no quarto tópico, são

apresentados os resultados dos ensaios de condutividade hidráulica realizados em

permeâmetro de parede rígida em amostras de SBF e SCBF, os quais são comparados com os

valores obtidos por Lemos (2006).

4.2 COMPORTAMENTO MECÂNICO

4.2.1 Ensaios de Compressão Não-Confinada em Misturas SCB e SCBF

Os resultados de resistência à compressão não-confinada (RCS) realizados em

misturas solo-cimento-bentonita e solo-cimento-bentonita-fibra são apresentados na Tabela

4.1, juntamente com a média de resistência, que se obteve igual a 119,69 e 159,90 kPa,

respectivamente, para uma deformação axial média de 1,50%. A fim de comparar a

resistência obtida para as amostras de SCBF com as amostras de SCB, para o mesmo ponto de

deformação, foi calculada a deformação axial média em que ocorreram os pontos de maior

resistência para os ensaios de SCB. Já que foi observado, que após atingir a resistência

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

máxima para as misturas SCB houve uma queda na resistência, característica de solos

artificialmente cimentados, demonstrando uma ruptura frágil.

Tabela 4.1: Valores de RCS para misturas SCB e SCBF

SCB SCBF

Deformação

axial (%)

= P/A

(kPa)

= P/A

(kPa)

1 1,53 117,00 157,61

2 1,51 123,51 157,24

3 1,71 108,85 155,13

4 1,90 121,43 166,84

5 1,53 120,80 151,31

6 1,28 115,34 161,03

7 1,27 117,42 151,87

8 1,52 125,59 168,07

9 1,45 123,15 164,30

10 1,50 123,82 166,04

Média 1,50 119,69 159,90

Os resultados dos ensaios de RCS realizados em amostras de solo-cimento-bentonita-

fibra e a média dos ensaios, são apresentados nas Figuras 4.1 e 4.2, respectivamente. A fim de

demonstrar o constante aumento da resistência dos corpos de prova, gráficos de resistência à

compressão não-confinada

versus deformação axial foram construídos, para isto, em um

determinado espaço de tempo leituras de resistência foram feitas e a deformação

correspondente para cada leitura foi calculada com base na velocidade da prensa (1,14

mm/min). Analisando estes gráficos, foi possível perceber que devido à inserção de fibras de

polipropileno na mistura não foi verificado um pico de resistência, conforme foi obtido para

as misturas SCB.

___________________________________________________________________________

Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

Contudo foi possível afirmar que a adição de fibras de polipropileno, de 24 mm,

aumentou em 33,59% a RCS em misturas do tipo SCB.

100

150

200

250

0123456

Deformação Axial (%)

(kPa)

Figura 4.1: Ensaios de RCS em amostras de SCBF.

100

150

200

250

0123456

Deformação Axial (%)

(kPa)

Figura 4.2: Média dos ensaios de RCS em amostras de SCBF.

Este aumento de resistência corrobora com observações feitas por Omine

et al. (1996),

com relação a solos argilosos estabilizados com cimento e reforçados com fibras, baseadas em

___________________________________________________________________________

Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

ensaios de compressão não-confinada, as quais mostram que a resistência de pico pode

aumentar com a adição de fibras.

Para solos argilosos reforçados, alguns autores observaram uma mudança na forma de

ruptura, de uma ruptura frágil para uma ruptura dúctil (NATARAJ

et al., 1996 apud.

FEUERHARMEL, 2000), esta mudança também foi notada nos ensaios realizados neste

trabalho.

4.2.2 Ensaios Triaxiais em Misturas SCB e SCBF

Os ensaios de compressão triaxial adensados não-drenados (CIU) inicialmente

previstos pelo programa experimental deste trabalho somaram um total de oito ensaios. As

tensões de confinamento utilizadas nos ensaios CIU para as amostras de SCB e SCBF

variaram entre 50 e 480 kPa, estas tensões foram escolhidas por serem representativas de

tensões que ocorrem em casos reais de obras geotécnicas. Para as amostras de SCB foram

executados três ensaios, com tensões efetivas de 50, 250 e 480 kPa, já para as amostras de

SCBF foram executados cinco ensaios, com tensões efetivas de 50, 220, 240, 450 e 480 kPa

para obtenção da envoltória de ruptura. Os corpos de prova ensaiados no equipamento triaxial

foram desmoldados no quarto dia de cura, para evitar ao máximo os danos na desmoldagem e

cisalhados no sétimo dia de cura.

4.2.2.1 Variação do parâmetro B

A verificação da saturação foi feita através da obtenção do parâmetro B de Skempton

(1954), o qual pode ser definido pela razão entre a variação da poro-pressão e a

correspondente variação da tensão total aplicada em um carregamento isotrópico e não-

drenado. A Figura 4.3 apresenta os valores dos parâmetros B encontrados para cada tensão

efetiva. Vale salientar que, em função do grau de cimentação do material, a avaliação do

parâmetro B foi considerada somente em caráter qualitativo, uma vez que a estrutura do

material poderá impedir, até um certo grau, as deformações volumétricas e, por conseqüência,

a geração de poro-pressão. Segundo Lee

et al. (1969) apud. Prietto (1996) solos com estrutura

rígida, como o solo-cimento e alguns solos compactados, tendem a apresentar valores de B

menores que a unidade. Além disto, os transdutores de pressão utilizados no equipamento

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

triaxial apresentavam limitações de carga, com isto em alguns ensaios não foi possível fazer

novos incrementos afetando a saturação dos corpos de prova. Em algumas amostras, foi

possível identificar uma tendência no aumento do parâmetro B caso maiores valores de

contra-pressão fossem aplicados, indicando que a saturação total das amostras ainda não havia

sido alcançada.

0,7

0,8

0,9

0 100 200 300 400 500

Tensão Efetiva (kPa)

Parâmetro B

SCB 50kPa

SCB 250kPa

SCB 480kPa

SCBF 50kPa

SCBF 220kPa

SCBF 240kPa

SCBF 450kPa

SCBF 480kPa

Figura 4.3: Valores dos Parâmetros B.

4.2.2.2 Variação volumétrica na fase de adensamento

Observou-se que, para os dois tipos de misturas, as variações volumétricas tornaram-

se mais pronunciadas com o aumento da tensão confinante, ou seja, quanto maior o

incremento de tensão aplicado maior era a variação volumétrica da amostra na fase de

adensamento, portanto maior redução no índice de vazios, como esperado. A Tabela 4.2

apresenta a seguir um comparativo entre os índices de vazios iniciais e após a fase de

adensamento de cada corpo de prova, além do teor de umidade inicial alcançado para cada um

deles.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Tabela 4.2: Índices de vazios e teor de umidade inicial das misturas

SCB e SCBF

Índice de vazios

Mistura

Tensão

efetiva

(kPa)

inicial

pós adensamento

Teor de

umidade

(%)

50 2,75 2,74 96,27

250 2,72 2,49 94,67

SCB

480 2,69 2,23 93,64

50 2,76 2,75 94,79

220 2,77 2,61 96,15

240 2,83 2,73 95,11

450 2,78 2,42 95,48

SCBF

480 2,69 2,25 93,09

Ao comparar os índices de vazios confirma-se que este diminui com o aumento da

tensão efetiva aplicada nos corpos de prova. Também foi possível constatar que as amostras

de SCBF deformaram um pouco menos quando foram comparadas com as amostras de SCB,

para as mesmas tensões de confinamento, o que pode ser explicado pela presença das fibras,

as quais conferem ao corpo de prova maior resistência à deformação com a aplicação de

cargas isotrópicas.

Com relação ao teor de umidade dos corpos de prova, a umidade varia muito pouco

entre eles. O teor de umidade definido na dosagem das misturas foi de 100%, mas as misturas

apenas ficaram próximas deste valor, acredita-se que as reações de hidratação do cimento e a

expansão da bentonita podem ter influenciado no valor da umidade, todos os cuidados

necessários foram tomados para evitar perdas na evaporação, mas as misturas demoram cerca

de trinta a quarenta minutos para serem feitas, sem contar o tempo de moldagem dos corpos

de prova.

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

4.2.2.3 Curvas tensão desvio e variação da poro-pressão

versus deformação axial

As curvas tensão desvio

versus deformação axial e a de variação da poro-pressão

versus deformação axial resultantes dos ensaios de compressão triaxial não-drenados são

apresentadas nas Figuras 4.4. As curvas obtidas para as misturas solo-cimento-bentonita são

mostradas na Figura 4.4 (a) para tensões confinantes de 50, 250 e 480 kPa, já a Figura 4.4 (b)

apresenta as curvas das misturas solo-cimento-bentonita-fibra para tensões confinantes de 50,

220, 240, 450 e 480 kPa. Para cada tipo de mistura foi planejado um mínimo de três ensaios

para a definição da envoltória do material. Para as misturas do tipo SCBF foram repetidos

dois ensaios, a fim de confirmar o comportamento da mistura. Desta forma, foram realizados

os cinco ensaios, no total, para traçar as envoltórias.

0 4 8 12 16 20

Deformação Axial (%)

100

200

300

400

500

600

700

800

Tensão Desvio (kPa)

SCB

' = 50 kPa

SCB

' = 250 kPa

SCB

' = 480 kPa

0 5 10 15 20 25

450

400

350

300

250

200

150

100

iação da Po

o-P

essão (kN/m

)

(a)

0 4 8 12 16 20

Deformação Axial (%)

100

200

300

400

500

600

700

800

Tensão Desvio (kPa)

SCBF

' = 50 kPa

SCBF

' = 220 kPa

SCBF

' = 240 kPa

SCBF

' = 450 kPa

SCBF

' = 480 kPa

0 5 10 15 20 25

450

400

350

300

250

200

150

100

Variação da Poro-Pressão (kN/m

)

(b)

Figura 4.4: Comportamento tensão desvio e poro-pressão

versus

deformação axial: (a) SCB e (b) SCBF.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

A Figura 4.4 mostrou o comportamento tensão desvio e poro-pressão

versus

deformação axial para as misturas SCB e SCBF, ambas demonstrando um comportamento

inicial extremamente rígido característico de solos cimentados, ou seja, alta rigidez inicial,

aparentemente linear até atingir um ponto de plastificação, a partir do qual o material

apresenta deformações plásticas crescentes. Sob pequenas deformações o comportamento das

misturas com fibras de polipropileno foi governado principalmente pela ação do agente

cimentante, ao passo que, para deformações relativamente grandes, este comportamento foi

influenciado pela ação do reforço fibroso. De acordo com Casagrande (2001) para um nível

de tensões mais alto, as fibras atuam em conjunto formando uma “malha” de reforço fibroso

dentro da matriz. Segundo Teodoro e Bueno (1998), que executaram painéis de compósitos

fibrosos para estudar o padrão de fissuração quando submetidos a variação térmica,

concluíram que o efeito da inclusão de fibras em painéis executados com solo argiloso foi o

de reduzir a dimensão das trincas, no entanto sem evitar a fissuração destas.

Não foi observada a influência da adição de fibras na rigidez inicial do material,

corroborando com os resultados apresentados por Heineck (2002) para um material similar,

conforme apresenta a Tabela 4.3 e a Figura 4.5.

Tabela 4.3: E

para deformações axiais de 0.1, 0.5 e 1.0%

Tensão Módulo secante (MPa)

Mistura

confinante (kPa) E

s 0,1%

s 0,5%

s 1,0%

50 90,01 27,60 15,12

250 81,90 44,22 26,73

SCB

480 323,71 106,18 56,17

50 91,46 33,89 17,97

220 158,40 47,25 25,12

240 147,24 46,66 25,00

450 151,82 74,01 45,67

SCBF

480 315,64 101,09 53,52

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

A ação das fibras permitiu um acréscimo constante da resistência com o aumento das

deformações, porém não na mesma taxa encontrada no início dos ensaios. Casagrande (2005)

demonstrou que a ação do reforço fibroso continua ocorrendo a grandes deformações,

condizendo com os resultados encontrados neste trabalho.

Figura 4.5: Variação de G

máx

com a deformação distorcional para o

SRAB e SRAB com fibras 24mm, com

p’=100 e 200 kPa e

carregamento não drenado (Heineck, 2002).

Cabe salientar, que para as amostras de SCB de 250 kPa e SCBF de 450 kPa de tensão

de confinamento, optou-se por utilizar o transdutor de deslocamento linear externo, localizado

entre a câmara triaxial e o pistão de carga. Pois nestes dois ensaios, o sensor interno de efeito

Hall afastou-se do intervalo linear de calibração durante a fase de cisalhamento, tornando sua

utilização duvidosa.

Comparando as curvas de tensão desvio versus deformação axial, foi possível observar

que a inclusão de fibras na mistura não aumentou o valor de

q para altas tensões de

confinamento, aumentou apenas para a tensão de 50 kPa.

Em uma análise direcionada a variação da poro-pressão (Fig. 4.4), observou-se que

com o aumento dos níveis de tensões efetivas aplicadas nos ensaios, também ocorreu o

aumento da poro-pressão. Além disto, quando as curvas SCB e SCBF com as mesmas tensões

efetivas foram comparadas, constatou-se que, para todos os níveis de tensões, houve uma

pequena tendência ao aumento da geração de poro-pressão com a introdução das fibras. As

poro-pressões foram crescentes devido à tendência clara de contração do material durante o

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

processo de cisalhamento sob condições não-drenadas, sendo que a partir de deformações

axiais superiores a 2% as poro-pressões tendem a se estabilizar. O aumento das deformações

volumétricas de contração com a introdução de fibras é uma característica previamente

relatada na literatura pelos autores Bueno

et al. (1996), Stauffer e Holtz (1996) e Heineck

(2002).

Apesar das misturas estudadas apresentarem uma rigidez inicial alta, não foi verificado

pico de resistência e nem queda da resistência, mesmo para a mistura de SCB com uma tensão

efetiva de 50 kPa que apresentou uma ruptura frágil. Os outros corpos de prova de SCB

apresentaram ruptura mista, com formação de plano de ruptura e embarrigamento. Já as

misturas de SCBF apresentaram uma ruptura dúctil para todas as tensões de confinamento.

Para todas as amostras a ruptura ocorreu em torno de 1% de deformação axial. Praticamente

todos os trabalhos que analisaram o comportamento do solo reforçado, em termos de

resistência ao cisalhamento pós-pico, concluíram que a adição de fibras impede ou reduz a

queda de resistência (

e.g. GRAY e OHASHI, 1983; GRAY e AL-REFEAI, 1986; FATANI et

al.

, 1991; RANJAN e CHARAN, 1996; STAUFER e HOLTZ, 1996; CONSOLI et al., 1997,

1999; CASAGRANDE, 2001), confirmando os resultados obtidos neste trabalho.

Pode-se dizer que o comportamento resistente do solo reforçado se divide em três

etapas. Uma etapa inicial, onde o comportamento é controlado basicamente pela matriz do

solo, uma etapa intermediária, na qual o comportamento do material compósito é comandado

conjuntamente pela matriz e pelas fibras, e uma etapa final, onde o comportamento do

material é comandado essencialmente pelas fibras (FEUERHARMEL, 2000;

CASAGRANDE, 2001). Este comportamento também foi verificado para diferentes

materiais, conforme relata o estudo realizado por Feuerharmel (2000). Esta observação

corrobora a hipótese de que as fibras atuam em conjunto, formando uma “malha”

tridimensional de reforço fibroso, quando estas forem solicitadas em um nível alto de tensões

ou deformações.

4.2.2.4 Envoltórias e parâmetros de resistência

As trajetórias de tensões efetivas e as envoltórias dos ensaios triaxiais CIU obtidas

para as misturas SCB e SCBF estão plotadas no espaço

s’: t, nas Figuras 4.6 (a) e 4.6 (b),

respectivamente. Observa-se que para os níveis de tensões confinantes adotados, as

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

envoltórias são lineares apresentando coeficientes de determinação R

muito próximos da

unidade, para ambos os gráficos.

A Figura 4.6 (a) apresenta as trajetórias de tensões efetivas e as envoltórias para a

mistura SCB. É possível identificar que a envoltória de ruptura atingiu um ângulo de atrito e

um intercepto coesivo de 42° e 21 kPa, respectivamente. Já a envoltória traçada aos 13% de

deformação axial, apresenta um ângulo de atrito idêntico ao obtido para a envoltória de

ruptura e um intercepto coesivo de 14 kPa. Com base nisto, pode-se afirmar que o intercepto

coesivo é maior na envoltória de ruptura, porém o ângulo de atrito não varia, ou seja, a

resistência de ruptura mostra-se maior quando comparada com a resistência aos 13% de

deformação.

Não se observa pico de resistência, e sim um acréscimo constante com o aumento das

deformações. A Figura 4.6 (b) mostra a envoltória, que resulta em um ângulo de atrito de 42°

e um intercepto coesivo de 29 kPa. Devido à adição do reforço fibroso ha um aumento no

valor do intercepto coesivo, já o ângulo de atrito não é alterado. O aumento do intercepto

coesivo com a introdução de fibras é uma característica descrita na literatura pelos autores

Bueno

et al. (1996), Nataraj et al. (1996), Feureharmel (2000) e Casagrande (2001).

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

13%

= 0,664x + 10,2

= 0,99

ruptura

= 0,667x + 15,6

= 0,99

100

200

300

400

500

600

700

0 100 200 300 400 500 600 700

s' [(σ'

+ σ'

)/2] (kPa)

t [(

)/2] (kPa)

ruptura

= 21 kPa

φ'

ruptura

= 42°

13%

= 14 kPa

φ'

13%

= 42°

(a)

y = 0,669x + 21,3

= 0,99

100

200

300

400

500

600

700

0 100 200 300 400 500 600 700

s' [(

)/2] (kPa)

t [(

)/2] (kPa)

c' = 29 kPa

' = 42°

(b)

Figura 4.6: Trajetórias de tensões efetivas e envoltórias:

(a) SCB e (b) SCBF.

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

A Figura 4.7 apresenta no espaço

s’: t uma comparação entre a envoltória de ruptura

da mistura SCB e as envoltórias aos 13% de deformação das misturas SCB e SCBF, onde é

claramente identificado que as três envoltórias de resistência são paralelas, já que o ângulo de

atrito para SCB e SCBF não sofreu alterações. A envoltória de ruptura da mistura SCB

apresentou-se um pouco acima da envoltória aos 13% para o mesmo tipo de mistura,

apresentando uma queda de 33% no intercepto coesivo após a ruptura dos corpos de prova.

No entanto, para a mistura SCBF a envoltória de ruptura e a envoltória traçada aos 13% de

deformação axial puderam ser representadas em apenas uma envoltória.

Devido ao ângulo de atrito não ter variado, no caso da envoltória com fibras de

polipropileno quando comparada com a envoltória da mistura SCB, comprovou-se que o

reforço não influencia o comportamento friccional do material. Foi possível afirmar que a

adição de fibras a mistura SCB aumentou 107% o valor do intercepto coesivo, ou seja, a

inserção de fibras apresentou boa contribuição quando solicitada em grandes deformações.

Morel e Gourc (1997) que relataram estudos de Gray e Ohashi (1983), Gray e Al-

Refeai (1986) e Maher e Gray (1990) ao investigarem solos reforçados com fibras, afirmam

que estas proporcionam um aumento de resistência e ductilidade do material, o que confirma

os resultados encontrados na presente pesquisa. Conforme consta no item 2.5.3, Montardo

(1999) e Montardo

et al. (2002), observaram que a influência da inclusão de fibras depende

fundamentalmente das propriedades mecânicas da fibra e da matriz. Fibras relativamente

rígidas (fibras de vidro e PET) exercem efeito mais pronunciado na resistência de ruptura, ao

passo que fibras relativamente flexíveis (fibras de polipropileno) exercem efeito mais

pronunciado no modo de ruptura e no comportamento último. Desta forma, o comportamento

apresentado pela mistura solo-cimento-bentonita-fibra, mais uma vez, confirmou os resultados

obtidos na literatura.

___________________________________________________________________________

Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Figura 4.7: Comparação das envoltórias das misturas SCB SCBF.

Tal comportamento é também corroborado por Heineck (2002), que verificou um

aumento no intercepto coesivo e pequeníssima variação no ângulo de atrito interno último em

ensaios realizados com solo-bentonita com introdução de fibras de polipropileno de 12 e

36mm.

Ao elevar a tensão efetiva normal média (

p’) atuante no compósito fibroso, elevou-se

também a sua resistência ao cisalhamento, aumentando o atrito entre o solo e o reforço. Esta

alteração no atrito entre os componentes solo e fibra segundo Feuerharmel (2000) pode

provocar mudanças no seu mecanismo de interação. Isto é evidenciado pelas envoltórias de

resistência do solo reforçado disponíveis na literatura, que apresentam a forma curvilínea-

linear ou bi-lineares. Acima de uma dada tensão efetiva média normal as envoltórias tornam-

se paralelas à envoltória do solo sem fibras, conforme foi observado na Figura 4.7.

A Tabela 4.4 a seguir apresenta um resumo dos ensaios triaxiais não-drenados com os

parâmetros de resistência encontrados nas envoltórias que foram apresentadas.

100

200

300

400

500

600

700

0 100 200 300 400 500 600 700

s' [(σ'

+ σ'

)/2] (kPa)

t [(

)/2] (kPa)

SCBF

SCB - 13%

SCB - Ruptura

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

Tabela 4.4: Resumo dos ensaios triaxiais não-drenados

Mistura

s’

ruptura

(kPa)

s’

13%

(kPa)

ruptura

(kPa)

13%

(kPa)

’

ruptura

’

13%

c’

ruptura

(kPa)

c’

13%

(kPa)

SCB

(50kPa)

79,20 136,03 73,26 102,32

SCB

(250kPa)

216,45 307,51 148,52 211,49

SCB

(480kPa)

398,85 518,60 284,48 356,21

42° 42° 21 14

SCBF

(50kPa)

130,21 114,4

SCBF

(220kPa)

191,33 149,28

SCBF

(240kPa)

187,80 139,45

SCBF

(450kPa)

355,74 260,75

SCBF

(480kPa)

395,19 286,50

42° 29

4.2.2.5 Modo de ruptura

Foram observadas três formas de rupturas bem definidas: (a) ruptura frágil,

característica de materiais muito rígidos ou cimentados; (b) ruptura dúctil, característica da

areias fofas e argilas moles, que não apresenta a formação de planos definidos de ruptura e

nem queda significativa da resistência após a tensão desvio máxima; (c) ruptura mista,

formação de plano de ruptura com embarrigamento. Na ruptura frágil, o corpo de prova após a

ruptura se comporta essencialmente como dois blocos rígidos deslizando-se um sobre o outro,

na ruptura dúctil observaram-se deformações distribuídas por todo o corpo de prova, sendo

esta forma de ruptura conhecida como “

bulging”. Na Tabela 4.5 a seguir é apresentado um

esquema das rupturas dos corpos de prova.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Tabela 4.5: Esquema de rupturas dos corpos de prova

Mistura

Tensão confinante

(kPa)

Modo de ruptura

SCB 50 Frágil

SCB 250 Frágil – Dúctil

SCB 480 Frágil – Dúctil

SCBF 50 Dúctil

SCBF 220 Dúctil

SCBF 240 Dúctil

SCBF 450 Dúctil

SCBF 480 Dúctil

A forma de ruptura dos corpos de prova de SCB foi alterada ao incluir fibras de

polipropileno, reduzindo sua fragilidade e redistribuindo os esforços mediante a uma

solicitação externa no solo. Do mesmo modo Montardo (1999) concluiu que a inclusão de

fibras de polipropileno no compósito de matriz cimentada altera significativamente o seu

modo de ruptura. Com a inclusão de fibras o comportamento do material na ruptura, que era

frágil, torna-se dúctil. Estas constatações resultaram da análise dos índices de fragilidade e de

verificação visual da ausência ou presença de planos de ruptura nos corpos de prova

rompidos.

Uma característica marcante de solos cimentados é a fragilidade na ruptura, com

formação planos de ruptura, tal fragilidade aumenta com o aumento da quantidade de cimento

e diminui com o aumento da tensão efetiva média (SCHNAID

et al., 2001). Segundo Clough

et al. (1981) apud. Foppa (2005), o modo de ruptura para uma areia fracamente cimentada é

frágil para baixas tensões de confinamento e dúctil para altas tensões de confinamento. Este

comportamento também foi verificado para as misturas solo-cimento-bentonita, devido ao

aumento da tensão efetiva a forma de ruptura variou, isto é, misturas artificialmente

cimentadas tendem a rupturas do tipo

“bulging” quando são submetidas a altas tensões

confinantes.

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

A Figura 4.8 apresenta os três modos de ruptura encontrados nos ensaios triaxiais não-

drenados em tensões efetivas diferentes, referentes às misturas solo-cimento-bentonita e solo-

cimento-bentonita-fibra.

Figura 4.8: Modo de ruptura: (a) Frágil, (b) Frágil-Dúctil e (c) Dúctil.

4.3 COMPORTAMENTO HIDRÁULICO

4.3.1 Ensaios de Condutividade Hidráulica Medidos no Equipamento

Triaxial

Optou-se por medir a condutividade hidráulica nos ensaios triaxiais após a fase de

adensamento e após a fase de cisalhamento dos corpos de prova, com o objetivo de analisar a

condutividade hidráulica em diferentes níveis de tensões efetivas e também avaliar a eficácia

das misturas após sofrerem deformações cisalhantes na ordem de aproximadamente 13%.

4.3.1.1 Mistura do tipo SCB

Os resultados da condutividade hidráulica pós-adensamento e pós-cisalhamento

obtidos para as misturas solo-cimento-bentonita, nas tensões efetivas de 50, 250 e 480 kPa,

são apresentados na Figura 4.9. Cabe ressaltar que os tipos de rupturas observados nos corpos

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

de prova juntamente com as tensões efetivas aplicadas tornaram-se indispensáveis para a

compreensão dos resultados dos ensaios de condutividade hidráulica.

O gráfico condutividade hidráulica

versus tempo apresentado na Figura 4.9 (a) aponta

uma condutividade hidráulica, para a tensão efetiva de 50 kPa, após a fase de adensamento em

torno de 8.10

-8

m/s e após a fase de cisalhamento na ordem de 10

-8

m/s, indicando uma

diminuição da

k após o cisalhamento do corpo de prova. Este resultado apresentou um

comportamento diferenciado com relação aos outros ensaios realizados. Na Figura 4.9 (b) está

apresentado o ensaio para a tensão efetiva de 250 kPa, apresentando valores de 9.10

-8

m/s

após-adensamento e de 2.10

-8

m/s após-cisalhamento, onde a condutividade hidráulica

aumentou após a ruptura da amostra. O mesmo caso pode ser notado na Figura 4.9 (c), para

tensão efetiva de 480 kPa, a condutividade hidráulica pós-adensamento e pós-cisalhamento

foi de 5.10

-9

e 5.10

-8

m/s, respectivamente.

O corpo de prova cisalhado a uma tensão efetiva de 50 kPa apresenta um

comportamento frágil na ruptura, formando um plano bem definido, podendo ser explicado

pela baixa tensão efetiva em relação ao grau de cimentação da amostra. O modo de ruptura

para um solo fracamente cimentado é frágil para baixas tensões de confinamento e dúctil para

altas tensões de confinamento. A razão para tal comportamento pode ser entendida através da

análise das contribuições relativas das componentes da resistência. Para baixas tensões de

confinamento, a componente de cimentação é muito mais significante que a componente

friccional. Portanto, devido à ruptura frágil da cimentação, a areia exibe ruptura frágil nas

baixas tensões confinantes. Pode-se dizer que as porções da amostra que são separadas pela

interface de ruptura permanecem quase íntegras em sua estrutura, ou seja, as micro-

fissurações formadas na amostra e o rearranjo da estrutura causado pelas deformações

impostas resulta em uma diminuição da condutividade hidráulica com relação à medida na

fase pós-adensamento. Por outro lado, para altas tensões de confinamento, a componente

friccional começa a preponderar e uma resposta mais dúctil se manifesta (CLOUGH

et al.,

1981

apud. FOPPA, 2005).

Já os corpos de prova cisalhados com tensões efetivas de 250 e 480 kPa observa-se

uma ruptura mista, apresentando visível embarrigamento e tendências a plano de ruptura. Este

tipo de ruptura indica uma maior desestruturação da amostra cimentada, formando caminhos

preferenciais de percolação dentro do corpo de prova através da micro-fissuração e união de

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

poros. Desta forma, pode ser explicado o aumento da condutividade hidráulica para as duas

tensões após a fase de cisalhamento.

Em geral, os solos cimentados apresentam um comportamento frágil na ruptura com a

formação de planos de cisalhamento. Tal fragilidade diminui com o aumento da tensão efetiva

média (SCHNAID

et al., 2001).

0:00 0:14 0:28 0:43

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

k (m/s)

SCB 50 kPa - Pós adensamento

SCB 50 kPa - Pós cisalhamento

(a)

0:00 0:07 0:14 0:21 0:28 0:36

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

k (m/s)

SCB 250 kPa - Pós adensamento

SCB 250 kPa - Pós cisalhamento

(b)

0:00 0:14 0:28 0:43 0:57 1:12

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

k (m/s)

SCB 480 kPa - Pós adensamento

SCB 480 kPa - Pós cisalhamento

(c)

Figura 4.9: Condutividade hidráulica em misturas SCB nas tensões

efetivas de: (a) 50 kPa, (b) 250 kPa e (c) 480 kPa.

Os gráficos apresentados na Figura 4.10 comparam o coeficiente de condutividade

hidráulica

versus a tensão efetiva para as misturas SCB, antes e após o cisalhamento.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

Observa-se na Figura 4.10 (a) que com o aumento da tensão efetiva, ocorre a diminuição do

coeficiente de condutividade hidráulica, conforme esperado. Isto ocorre devido ao

adensamento da amostra, fase do ensaio triaxial que antecede a medição da condutividade.

Quanto maior a tensão efetiva aplicada, maior a variação volumétrica observada, ou seja,

maior redução do índice de vazios e, portanto, menor condutividade hidráulica. Já na Figura

4.10 (b) é possível constatar que a condutividade hidráulica após o cisalhamento,

independente da tensão confinante aplicada nesta fase, tende a valores estáveis de mesma

magnitude, exceto para a amostra de 50 kPa que apresentou ruptura diferenciada como

apresentado anteriormente. Também é possível observar que com o aumento da deformação

axial a condutividade hidráulica diminui, de forma não acentuada, corroborando com

resultados encontrados por Heineck (2002).

0:00 0:14 0:28 0:43 0:57

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

k (m/s)

SCB 50 kPa - Pós adensamento

SCB 250 kPa - Pós adensamento

SCB 480 kPa - Pós adensamento

(a)

0:00 0:14 0:28 0:43 0:57

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

k (m/s)

SCB 50 kPa - Pós cisalhamento

SCB 250 kPa - Pós cisalhamento

SCB 480 kPa - Pós cisalhamento

(b)

Figura 4.10: Comparação da condutividade hidráulica das misturas

SCB: (a) pós-adensamento e (b) pós-cisalhamento.

A Tabela 4.6 apresenta um comparativo entre as condutividades hidráulicas realizadas

nos permeâmetros de paredes flexível e rígida. É possível observar que a condutividade

hidráulica medida por Lemos (2006) apresenta proximidade a ordem de magnitude das

medidas obtidas no equipamento triaxial, com isso é possível afirmar uma boa concordância

entre os dois tipos de permeâmetros.

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

Tabela 4.6: Comparativo das condutividades hidráulicas das misturas

SCB

Permeâmetro de Parede Flexível Permeâmetro de Parede Rígida

Tensões efetivas Pós-adensamento Pós-cisalhamento

Condutividade Hidráulica

(Lemos, 2006)

50 kPa 8.10

-8

m/s 10

-8

m/s

250 kPa 2.10

-8

m/s 9.10

-8

m/s 10

-9

m/s

480 kPa 5.10

-9

m/s 5.10

-8

m/s

A variabilidade nos valores obtidos pode ser explicada pelo fato de que as amostras

começaram a ser percoladas em períodos diferentes de cura, durante os ensaios realizados em

permeâmetro de parede flexível (equipamento triaxial) e rígida, o que pode ter ocasionado o

transporte de partículas do cimento. No ensaio triaxial, a percolação da amostra começou no

quarto dia e no permeâmetro de parede rígida começou 24 h após a moldagem do corpo de

prova. Com base nisto, pode-se afirmar, que a percolação após um dia de cura, carreou muito

mais partículas do que após quatro dias, quando a estrutura da mistura está mais estável e bem

formada. Cabe ressaltar, que para o permeâmetro de parede flexível e para o de parede rígida

os gradientes hidráulicos foram diferentes, na ordem de 10 e 8,3, respectivamente, o que pode

ter ocasionando a pequena diferença das condutividades dos dois equipamentos, quando

comparadas com a medida após o adensamento.

4.3.1.2 Mistura do tipo SCBF

A Figura 4.11 apresenta os resultados da condutividade hidráulica pós-adensamento e

pós-cisalhamento alcançadas para as misturas do tipo solo-cimento-bentonita-fibra, nas

tensões efetivas de cisalhamento de 50, 220, 240, 450 e 480 kPa. Os tipos de rupturas também

foram analisados neste caso, a fim de orientar as explicações para os dados encontrados.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

0:00 0:07 0:14 0:21 0:28 0:36 0:43

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

1E-005

k (m/s)

SCBF 50 kPa - Pós adensamento

SCBF 50 kPa - Pós cisalhamento

(a)

0:00 0:14 0:28 0:43

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

1E-005

k (m/s)

SCBF 220 kPa - Pós adensamento

SCBF 220 kPa - Pós cisalhamento

(b)

0:00 0:14 0:28 0:43 0:57

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

1E-005

k (m/s)

SCBF 240 kPa - Pós adensamento

SCBF 240 kPa - Pós cisalhamento

(c)

0:00 0:14 0:28 0:43

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

1E-005

k (m/s)

SCBF 450 kPa - Pós adensamento

SCBF 450 kPa - Pós cisalhamento

(d)

0:00 0:14 0:28 0:43 0:57 1:12

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

1E-005

k (m/s)

SCBF 480 kPa - Pós adensamento

SCBF 480 kPa - Pós cisalhamento

(e)

Figura 4.11: Condutividade hidráulica em misturas SCBF nas tensões

efetivas de: (a) 50 kPa, (b) 220 kPa, (c) 240 kPa, (d) 450 kPa e

(e) 480 kPa.

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

Verificou-se para todas as tensões efetivas de cisalhamento o mesmo comportamento

para a condutividade hidráulica, ou seja, esta quando medida após o cisalhamento foi maior

para todas as amostras. Isto pode ser explicado pelo fato de todas as amostras terem

apresentado o mesmo tipo de ruptura. As misturas solo-cimento-bentonita-fibra mostraram

ruptura dúctil, o que se justifica pelo reforço do solo com fibras de polipropileno, como

observado por Nataraj

et al. (1996).

A Figura 4.12 mostra o coeficiente de condutividade hidráulica

versus tensão efetiva

para as misturas SCBF, antes e após o cisalhamento.

0:00 0:14 0:28 0:43 0:57

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

1E-005

k (m/s)

SCBF 50 kPa - Pós adensamento

SCBF 220 kPa - Pós adensamento

SCBF 240 kPa - Pós adensamento

SCBF 450 kPa - Pós adensamento

SCBF 480 kPa - Pós adensamento

(a)

0:00 0:14 0:28 0:43 0:57

Tempo (h)

1E-009

1E-008

1E-007

1E-006

1E-005

k (m/s)

SCBF 50 kPa - Pós cisalhamento

SCBF 220 kPa - Pós cisalhamento

SCBF 240 kPa - Pós cisalhamento

SCBF 450 kPa - Pós cisalhamento

SCBF 480 kPa - Pós cisalhamento

(b)

Figura 4.12: Comparação da condutividade hidráulica das misturas

SCBF: (a) pós-adensamento e (b) pós-cisalhamento.

A condutividade hidráulica das misturas SCBF, indicadas na Figura 4.12 (a),

apresentam diferença pouco significativas com o aumento da tensão confinante. Quando

comparadas com as misturas SCB, não houve variação na magnitude dos valores, porém

notaram-se diferenças mais estreitas, o que pode ser explicado pela presença das fibras, pois

estas conferem ao corpo de prova maior resistência a deformação. Na Figura 4.12 (b),

observou-se uma tendência muito similar da condutividade hidráulica para as amostras

ensaiadas, aparentemente as curvas aproximam-se e estabilizam seus valores. A semelhança

na forma de ruptura da amostras, por embarrigamento, pode ter ocasionado este tipo de

comportamento para todas as tensões.

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

A Tabela 4.7 apresenta um comparativo entre as condutividades hidráulicas medidas

no equipamento triaxial (permeâmetro de parede flexível) e no permeâmetro de parede rígida

para as amostras de SCBF, as quais apresentaram o mesmo comportamento das misturas SCB,

quando os dois tipos de permeâmetros foram comparados.

Tabela 4.7: Comparativo das condutividades hidráulicas das misturas

SCBF

Permeâmetro de Parede Flexível Permeâmetro de Parede Rígida

Tensões efetivas Pós-adensamento Pós-cisalhamento Condutividade Hidráulica

50 kPa 4.10

-8

m/s 8.10

-8

m/s

220 kPa 8.10

-9

m/s 7.10

-8

m/s

240 kPa 2.10

-8

m/s 1.10

-7

m/s 8.10

-10

m/s

450 kPa 2.10

-8

m/s 5.10

-8

m/s

480 kPa 2.10

-8

m/s 4.10

-8

m/s

4.3.2 Ensaios de Condutividade Hidráulica Medidos em Permeâmetro de

Parede Rígida

Existem dois tipos de permeâmetros: os de paredes rígidas e os de paredes flexíveis. O

permeâmetro de parede flexível é mais confiável em função do selamento que a membrana de

látex proporciona ao redor de toda a amostra. Amostras indeformadas podem ser facilmente

testadas, a contra-pressão pode ser utilizada para saturar a amostra e as tensões verticais e

horizontais podem ser facilmente monitoradas, estas são algumas das vantagens atribuídas

para este tipo de permeâmetro. Já os permeâmetros de paredes rígidas consistem em tubos

rígidos que contém a amostra a ser permeada, a amostra tende a apresentar menor

expansividade que a amostra ensaiada em um permeâmetro de parede flexível, porém

apresenta como desvantagem a não saturação total da amostra, a não existência de controle

sobre as pressões atuantes na amostra e a existência da possibilidade de haver fluxo lateral

pelas paredes do tubo do permeâmetro.

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Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

Entretanto, com o objetivo de avaliar a influência da introdução de fibras a partir de

comparação com os valores obtidos por Lemos (2006) em misturas SB e SCB, foram

realizados ensaios em permeâmetro de parede rígida com as misturas SBF e SCBF. Por isso

os ensaios foram realizados sob as mesmas condições: com cargas constantes e gradiente

hidráulico de 8,3. Assim, foi possível identificar se a adição de fibras de polipropileno afetou

a condutividade hidráulica das misturas, comprometendo ou não o desempenho das barreiras

verticais.

4.3.2.1 Mistura do tipo SBF

O comportamento hidráulico das misturas é indicado na Figura 4.13, a qual apresenta

uma condutividade hidráulica em torno de 1,1.10

-10

m/s para a mistura SBF, apresenta ainda

os resultados dos ensaios realizados com misturas do tipo SB obtidos por Lemos (2006), os

quais apresentam uma condutividade hidráulica da ordem de 10

-9

m/s. Os valores encontrados

para a condutividade hidráulica das misturas SBF, são inferiores aos valores usualmente

utilizados em projeto para barreiras verticais de contenção do tipo SB, o qual é da ordem de

-9

m/s (MUTCH et al., 1997), o que confirma a possibilidade desta mistura ser utilizada

como material de preenchimento.

1,00E-11

1,00E-10

1,00E-09

1,00E-08

1,00E-07

1,00E-06

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240

t (h)

k (m/s)

SBF 1

SBF 2

SBF 3

SB Ensaio 8 (adaptado de Lemos,2006)

SB Ensaio 13 (adaptado de Lemos, 2006)

SB Ensaio 5 (adaptado de Lemos, 2006)

Figura 4.13: Condutividade hidráulica das misturas SBF.

___________________________________________________________________________

Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

100

Com isso foi possível afirmar, que a adição de fibras de polipropileno em misturas do

tipo solo-bentonita não altera significativamente o comportamento hidráulico das misturas,

apoiando os resultados encontrados por Heineck (2002). Alguns autores como Maher e Ho

(1994) e Al-Wahab e El-Kedrah (1995) publicaram estudos relatando o aumento da

condutividade hidráulica com a adição de fibras, porém como os autores estudaram teores

bem mais altos de fibras (4% e 2%) o que pode ter causado a mudança de comportamento

(HEINECK, 2002), a presente investigação não pode considerar tal resultado.

4.3.2.2 Mistura do tipo SCBF

A Figura 4.14 apresenta o comportamento hidráulico das misturas solo-cimento-

bentonita-fibra e solo-cimento-bentonita (adaptados de Lemos, 2006) mostrando uma

condutividade hidráulica em torno de 8.10

-10

m/s e 10

-9

m/s, respectivamente. Estes valores

estão de acordo com Andromalos e Fisher (2001), que afirmaram que a condutividade

hidráulica nas barreiras de solo-cimento-bentonita deve atingir valores inferiores a 1.10

-8

m/s,

o que confirma a possibilidade desta mistura ser utilizada como material de preenchimento.

1,00E-11

1,00E-10

1,00E-09

1,00E-08

1,00E-07

1,00E-06

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240

t (h)

k (m/s)

SCBF 1

SCBF 2

SCBF 3

SCB Ensaio 14 (adaptado de Lemos, 2006)

SCB Ensaio 15 (adaptado de Lemos, 2006)

SCB Ensaio 17 (adaptado de Lemos, 2006)

Figura 4.14: Condutividade hidráulica das misturas SCBF.

___________________________________________________________________________

Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

101

Novamente foi possível assegurar que a inserção de fibras não influenciou

significativamente a condutividade hidráulica das misturas confirmando os resultados

encontrados por Heineck (2002).

A comparação entre os ensaios de SBF e SCBF está apresentada na Figura 4.15, onde

se pode observar o aumento da condutividade hidráulica com a inserção de cimento.

1,00E-11

1,00E-10

1,00E-09

1,00E-08

1,00E-07

1,00E-06

0 24 48 72 96 120 144 168 192 216 240

t (h)

k (m/s)

SBF 1

SBF 2

SBF 3

SCBF 1

SCBF 2

SCBF 3

Figura 4.15: Comparação da

k para as misturas SBF e SCBF.

O cimento Portland interfere na capacidade de uma mistura de solo e bentonita de

atingir baixos valores de condutividade hidráulica, mas por outro lado, o cimento aumenta a

estabilidade da mistura, sendo esta função do fator água-cimento e da sua idade (RYAN e

DAY, 2002). Alguns autores relataram o mesmo comportamento para a adição do cimento em

misturas (

e.g. AZAMBUJA, 2004; SANTOS, 2005; LEMOS, 2006; ROJAS, 2007). Este

aumento possivelmente se deve as reações que ocorrem com o cimento no processo de

hidratação. Pois o mesmo afeta a capacidade de inchamento e retenção de água da bentonita

(KOCH, 2002).

Todavia pode-se garantir que pela adição de cimento aumentará a resistência e a

rigidez, diminuirá a compressibilidade e alterará os limites de consistência; a condutividade

___________________________________________________________________________

Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

102

hidráulica será reduzida nos solos granulares, mas aumentará nos solos argilosos; a

durabilidade medida em ciclos de molhagem e secagem aumentará (PRIETTO, 1996 e

MONTARDO, 1999), no caso da utilização desta mistura como material de preenchimento

nas

slurry walls.

CAPÍTULO 5

5. CONCLUSÕES

5.1 CONSIDERAÇÕES FINAIS

Neste capítulo são apresentadas as conclusões a partir dos resultados e da análise acerca

do comportamento mecânico e hidráulico mostrados anteriormente.

5.2 ENSAIOS DE COMPRESSÃO NÃO-CONFINADA

• Os resultados de resistência à compressão não-confinada realizados em misturas SCB

apresentaram uma queda na resistência após atingir a resistência máxima, tal

comportamento é característico de solos artificialmente cimentados, demonstrando uma

ruptura frágil. A média das resistências dos ensaios alcançadas foi igual a 119,7 kPa.

• Já os ensaios realizados nas misturas SCBF apresentaram um constante aumento da

resistência dos corpos de prova com o aumento das deformações axiais, não demonstrando

pico de resistência.

• Foi possível verificar que a inclusão de fibras de polipropileno aumentou em 33,6% a

resistência não-confinada em misturas de SCB.

5.3 ENSAIOS TRIAXIAIS

• Para os ensaios de compressão triaxial adensados não-drenados (CIU), durante a fase de

adensamento, observou-se que tanto para as misturas de SCB como para as misturas

SCBF as variações volumétricas tornaram-se mais pronunciadas com o aumento da tensão

confinante, ou seja, quanto maior o incremento de tensão isotrópica aplicado maior era a

variação volumétrica da amostra, diminuindo o índice de vazios com o aumento da tensão

efetiva aplicada nos corpos de prova.

___________________________________________________________________________

Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

104

• Também foi possível constatar que as amostras de SCBF deformaram um pouco menos

quando foram comparadas com as amostras de SCB, para as mesmas tensões de

confinamento, o que pode ser explicado pela presença das fibras, as quais conferem ao

corpo de prova maior resistência à deformação com a aplicação de cargas isotrópicas.

• O comportamento tensão desvio versus deformação axial para as misturas SCB e SCBF

demonstraram um comportamento inicial extremamente rígido característico de solos

cimentados. Sob pequenas deformações o comportamento das misturas com fibras de

polipropileno foi governado principalmente pela ação do agente cimentante, ao passo que,

para deformações relativamente grandes, este comportamento foi influenciado pela ação

do reforço fibroso.

• A ação das fibras permitiu um acréscimo constante da resistência com o aumento das

deformações, porém não na mesma proporção encontrada no início dos ensaios.

• Em uma análise direcionada à variação da poro-pressão foi observado que com o aumento

dos níveis de tensões efetivas aplicadas nos ensaios, também ocorreu o aumento da

geração de poro-pressão. Além disto, quando as curvas SCB e SCBF com as mesmas

tensões efetivas foram comparadas, constatou-se que para todos os níveis de tensões

houve uma pequena tendência ao aumento da geração de poro-pressão com a introdução

das fibras. Acredita-se que as poro-pressões foram crescentes devido à tendência clara de

contração do material durante o processo de cisalhamento sob condições não-drenadas,

sendo que a partir de deformações axiais superiores a 2% as poro-pressões tenderam a se

estabilizar.

• A mistura do tipo SCB apresentou duas envoltórias uma de ruptura e outra traçada aos

13% de deformação axial; estas apresentaram ângulo de atrito e intercepto coesivo de 42°

e 21 kPa para a envoltória de ruptura e 42° e 14 kPa para a envoltória traçada aos 13%.

• A mistura do tipo SCBF apresentou uma única envoltória para o estado de ruptura e para

os 13% de deformação axial, mostrando valores de ângulo de atrito e coesão iguais a 42° e

29 kPa. Devido a adição do reforço fibroso houve um aumento no valor do intercepto

coesivo, já o ângulo de atrito não foi alterado.

___________________________________________________________________________

Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

105

• Comparando a envoltória de ruptura da mistura SCB e as envoltórias traçadas aos 13% de

deformação axial das misturas SCB e SCBF, foi claramente identificado que as três

envoltórias de resistência são paralelas.

• A envoltória de ruptura da mistura SCB apresentou-se um pouco acima da envoltória

traçada aos 13% para o mesmo tipo de mistura, apresentando uma queda de 33% no

intercepto coesivo após a ruptura dos corpos de prova.

• Foi possível afirmar que a envoltória da mistura com a adição de fibras de polipropileno

apresentou um aumento de 107% no intercepto coesivo quando comparada com a

envoltória aos 13% da mistura SCB, ou seja, a inserção de fibras apresentou boa

contribuição quando solicitada em grandes deformações.

• De uma maneira geral, também foi admissível afirmar que a resistência da mistura SCBF

foi maior do que a resistência da mistura SCB ao comparar as três envoltórias obtidas.

• Foi possível aferir que a forma de ruptura dos corpos de prova de SCB foi alterada ao

incluir fibras de polipropileno, reduzindo sua fragilidade e redistribuindo os esforços

mediante a uma solicitação externa no solo. Para tensões baixas de confinamento, a

mistura SCB apresentou ruptura frágil e com o aumento da tensão confinante foi

visualizado uma ruptura mista, com formação de plano de ruptura e embarrigamento. Já as

misturas de SCBF apresentaram uma ruptura dúctil para todas as tensões de confinamento.

5.4 ENSAIOS DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA

5.4.1 Análise dos Resultados Obtidos no Equipamento Triaxial

• Ao comparar a condutividade hidráulica obtida para as amostras de SCB antes e após a

fase de cisalhamento, foi verificado que a amostra com tensão efetiva de 50 kPa

apresentou um comportamento diferenciado com relação aos outros dois níveis de tensão

de confinamento após a ruptura. Acredita-se que a

k foi menor após a fase de

cisalhamento devido a uma menor desestruturação do corpo de prova sob a tensão de 50

kPa, porém para tensões efetivas de 250 e 480 kPa a condutividade foi maior após a fase

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Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

106

de cisalhamento. Julgou-se que

k foi determinada pelo modo de ruptura do corpo de

prova.

• Avaliando todas as tensões confinantes depois do adensamento, para a mistura SCB, foi

possível verificar que a condutividade hidráulica diminui com o aumento das tensões

efetivas. Já o

k medido após o cisalhamento dos corpos de prova tende a valores estáveis

de mesma magnitude para as tensões de 250 e 480 kPa, exceto para a amostra de 50 kPa.

• Para as amostras de SCBF verificou-se para todas as tensões efetivas de cisalhamento o

mesmo comportamento para a condutividade hidráulica, ou seja, esta quando medida após

o cisalhamento foi maior para todos os corpos de prova. Isto pode ser explicado pelo fato

de todos os CPs terem apresentado o mesmo tipo de ruptura.

• A condutividade hidráulica das misturas SCBF apresentam diferença pouco significativas

com o aumento da tensão confinante. Aparentemente as curvas aproximam-se e

estabilizam seus valores, tanto após o adensamento como após a fase de cisalhamento,

num determinado intervalo de tempo.

• Em relação à condutividade hidráulica das misturas SCBF quando comparada com as

misturas SCB, não houve variação na magnitude dos valores, porém notaram-se

diferenças mais estreitas, o que pode ser explicado pela presença das fibras, pois estas

conferem ao corpo de prova maior resistência à deformação.

5.4.2 Análise dos Resultados Obtidos no Permeâmetro de Parede Rígida

• Os valores encontrados para a condutividade hidráulica das misturas SBF foram inferiores

aos valores usualmente utilizados em projeto para barreiras verticais de contenção do tipo

SB, o qual é da ordem de 10

-9

m/s (MUTCH et al., 1997). Isto indicou que a adição de

fibras de polipropileno em misturas do tipo solo-bentonita não altera significativamente o

comportamento hidráulico das misturas, confirmando a possibilidade desta mistura ser

utilizada como material de preenchimento.

• Os valores de k encontrados para as misturas SCBF foram de 8.10

-10

m/s, inferiores a

valores apresentados na literatura por Andromalos e Fisher (2001), os quais afirmaram

___________________________________________________________________________

Estudo de Misturas Solo-Cimento-Bentonita-Fibra para Uso em Barreiras Verticais de Contenção de

Contaminantes

107

que a condutividade hidráulica nas barreiras de solo-cimento-bentonita deve atingir

valores inferiores a 1.10

-8

m/s. Com isto é possível afirmar que a mistura SCBF pode ser

utilizada como material de preenchimento para barreiras verticais.

• Novamente foi possível assegurar que a inserção de fibras não influenciou

significativamente a condutividade hidráulica das misturas contendo cimento. Todavia a

partir dos valores de

k obtidos, este material poderia ser utilizado como material de

preenchimento em barreiras verticais de contenção.

• A condutividade hidráulica obtida no permeâmetro de parede rígida pode ser comparada

apenas com a condutividade hidráulica obtida após a fase de adensamento nos ensaios

triaxiais, visto que após a fase de cisalhamento a amostra foi submetida a uma força axial

constante e deformações significativas. Assim, fazendo uma comparação entre as

condutividades hidráulicas medidas no equipamento triaxial (permeâmetro de parede

flexível) e no permeâmetro de parede rígida para as amostras de SB-SBF e SCB-SCBF,

foi possível afirmar que a

k apresentou mesma ordem de magnitude para os dois tipos de

equipamentos, mostrando uma boa concordância entre os dois tipos de permeâmetros.

5.5 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

De forma a dar prosseguimento ao trabalho realizado nesta dissertação e ampliar o

conhecimento sobre o comportamento de misturas solo-cimento-bentonita reforçados com

fibras de polipropileno, o autor sugere os seguintes tópicos de pesquisa:

• A execução de ensaios triaxiais não-drenados (CIU) com tensões efetivas

iniciais mais baixas do que 50 kPa, a fim de definir a forma curvilínea-linear ou

a bi-linearidade da envoltória de resistência do solo reforçado.

• Realizar análises microscópicas após os ensaios no permeâmetro de parede

rígida e no equipamento triaxial, a fim de aferir a distribuição das fibras nas

misturas SBF e SCBF. Os resultados permitirão determinar se a forma de

mistura dos materiais proposta apresentou influência na forma de ruptura dos

corpos de prova.

___________________________________________________________________________

Bianca Reis Pagani – Dissertação de Mestrado – Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2007.

108

• Verificar a influência do modo de ruptura na condutividade hidráulica das

misturas.

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