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ESTUDO DAS CONDICIONANTES HIDRÁULICAS DE UMA
RUPTURA DE TALUDE EM SÃO VENDELINO (RS)
Isac Alexandre Martinello
Porto Alegre
Novembro 2006.
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ISAC ALEXANDRE MARTINELLO
ESTUDO DAS CONDICIONANTES HIDRÁULICAS DE UMA
RUPTURA DE TALUDE EM SÃO VENDELINO (RS)
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
Novembro 2006.
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MARTINELLO, Isac Alexandre
Estudo das condicionantes hidráulicas de uma ruptura
de talude em São Vendelino (RS) / Isac Alexandre
Martinello. – Porto Alegre, RS: PPGEC/UFRGS, 2006.
160p.
Dissertação de Mestrado, Programa de Pós-Graduação
em Engenharia Civil da Universidade Federal do Rio
Grande do Sul; Mestrado. Orientador: Luiz Antônio
Bressani.
1. Estabilidade de taludes I. Estudo das condicionantes
hidráulicas de uma ruptura de talude em São Vendelino
(RS).
CCAA2
ISAC ALEXANDRE MARTINELLO
ESTUDO DAS CONDICIONANTES HIDRÁULICAS DE UMA
RUPTURA DE TALUDE EM SÃO VENDELINO (RS)
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, 17 de novembro de 2006
Prof. Luiz Antônio Bressani
Ph.D. pela University of London, U.K.
Orientador
Prof. Fernando Schnaid
Coordenador do PPGEC/UFRGS
BANCA EXAMINADORA
Prof. Milton Assis Kanji (USP)
D.Sc. pela Universidade de São Paulo
Prof. Rinaldo José Barbosa Pinheiro (UFSM)
D.Sc. pela Universidade Federal do Rio Grande do Sul
Profª. Wai Ying Yuk Gehling (UFRGS)
D.Sc. pela Universidade Politécnica da Catalunya
Dedico este trabalho a Andressa, minha esposa, a Bianca e
Gianlucca, meus queridos filhos
AGRADECIMENTOS
Gostaria inicialmente de deixar claro, esta parte da dissertação é com certeza uma das mais
difíceis de ser escrita em um trabalho como este. Tantas pessoas que lhe ajudaram,
incentivaram e torceram pelos seus resultados, merecem ter seus nomes aqui citados e
esquecer de alguém seria muito chato.
Inicialmente eu agradeço a Deus, nosso grande criador, por toda sua completa criação que nos
dá a oportunidade de viver, conviver, ver, sentir, ouvir, amar e também criar. Ele também é o
comandante de todos os fenômenos naturais, muitos deles inexplicáveis até o momento,
outros buscam explicação, como as corridas de detritos, que é assunto deste trabalho.
Aos meus pais, Rafael e Albertina, por todo seu incentivo e apoio às minhas decisões em
relação à minha formação. Quando era mais dependente, meus pais sempre priorizaram a
educação minha e de meu irmão Tiago (in memorian), não medindo esforços para que sempre
tivéssemos ensino de qualidade e também nos ajudando em nossas dificuldades nas lições de
casa. A meu pai também agradeço o exemplo, no qual muito me espelhei para tomar algumas
direções, ‘Pai, admiro muito você pelo seu trabalho, suas conquistas, enfim, pela sua história’.
À minha querida família:
Andressa, já me considerava realizado junto com você. Agora depois de termos construído
esse nosso lar e termos nossas crianças, o sentimento de realização aumenta a cada dia.
Obrigado por todo o incentivo ao meu trabalho. Obrigado pela compreensão, principalmente
na reta final, quando por algumas semanas você não viu nem a hora que fui deitar. Obrigado
também pelas vezes que foi necessário se virar com as crianças, para que eu pudesse me
concentrar no trabalho, viajar para campo ou congresso, chegar mais tarde da universidade. E
mesmo depois de tudo isso, ainda assistiu algumas vezes minha apresentação, leu o trabalho e
provavelmente já esteja sabendo sobre o assunto.
Bianca, ou Bibi, quantas vezes tu vieste com seu dedinho e desligou o computador né, bastou
aprender a gatinhar. Mas talvez fosse realmente a hora de largar o trabalho e te dar mais
atenção. E aquele seu sorriso estampado no rosto, começando apenas com um dentinho,
depois dois, mal senti o tempo passar e você já tinha todos os dentinhos na boca. Hoje com
dois aninhos e meio já não desliga o computador, mas escreve algumas mensagens que ficam
paradas no monitor, tipo esta: “gbfngasdbvagvnsfuava hdfasdfn”. Bianca, quando leres este
trabalho me explique, o que estava ali escrito!?
Gianlucca, ou maninho, pouco menos de 1 aninho, ainda sem nenhum dentinho, mas um lindo
sorriso no rosto sempre presente em todos os momentos. Tão pequeno e tão bem humorado.
Durante a “reta final” que aprendeu a gatinhar. Agora ir e vir já é fruto apenas de sua vontade.
Andressa, acho que acertamos a receita nas duas vezes.
Ao curso de Pós Graduação em Engenharia Civil da UFRGS, com toda sua estrutura e
excelência. Todos os professores da área de Geotecnia, Ceratti, Karla, Nilo, Schnaid, Wai e
Washington, em especial para o professor Bica, sempre disposto a ajudar no que fosse
necessário, bibliografia, equipamento. Bica foi também a pessoa que me introduziu na área da
pesquisa como orientador na iniciação científica.
Ao meu orientador Bressani, que não foi simplesmente orientador (o que não é nem um pouco
simples assim). Com um jeito sempre sutil de lidar com a realidade, sem projetos que
financiassem esta dissertação, buscou um assunto no qual me despertou o interesse logo no
início. Conseguimos um trabalho com um baixo custo sem desmerecer sua qualidade, sobre
um tema importante e ainda em campo, ambiente no qual sempre tive mais vontade de
trabalhar. Agradeço a ele também pelo incentivo, paciência, compreensão e até “puxões de
orelha”, principalmente quando nem tudo parecia dar certo. Suas tomadas de decisão e seus
conselhos de como tratar determinadas situações foram imprescindíveis.
Ao Sr. Aloísio (Aloísio Neis), proprietário das terras onde foram realizados os trabalhos, por
toda sua disponibilidade em ajudar, todas as centenas de litros de água levadas pelo seu carro
de boi até o reservatório instalado na parte superior da encosta estudada. Pela abertura de uma
picada para viabilizar a movimentação em diversos trechos da cicatriz. Pela ilustre descrição
prestada sobre o evento, o qual danificou muito a sua propriedade e lhe traz tristes
lembranças, mas mesmo assim, teve interesse em nos ajudar em tudo o que foi ao seu alcance.
Um agradecimento a todos os colegas do curso de pós-graduação, da minha turma de
mestrado: Álvaro, Bianca, Carol, Cezar, Chico, Klaus, Lélio, Lisiane, Marlon e Vitorello. Aos
companheiros do laboratório Felipe, Vinícius, especialmente para Carol (Feuerharmel), pela
ajuda na curva característica e tudo relacionado a solos não-saturados; ao Jair que nunca deixa
ninguém na mão e é o melhor coletor de amostras indeformadas no campo e moldador de
corpos de prova no laboratório, mesmo sendo o solo do mais frágil dos colúvios. À Lilian,
pelas dúvidas tiradas nas análises de fluxo, mesmo sendo uma ligação às 22 hs. Aos bolsistas
Cleber e Patrícia, por toda sua ajuda nos trabalhos, Cleber em campo com sua agilidade de
“artilheiro” e Patrícia com sua organização e paciência para o procedimento do papel filtro.
Ao colega Álvaro novamente, que caminhamos juntos desde a metade do curso de graduação,
quando ingressamos no laboratório como bolsistas até os dias de hoje, muita sorte em seu
doutorado! E ao colega Rodrigo Silveira, que também trabalhamos juntos desde que entrei no
laboratório, inicialmente em seus ensaios para o mestrado e agora, neste trabalho sobre
corridas de detritos, no qual todas as idas a campo, ensaios no laboratório e análises foram
realizadas em conjunto com ele.
À CAPES pela bolsa fornecida que me incentivou a permanecer na universidade. À Portosul
Comercial de Aços, empresa de meu pai, agradeço pela estrutura e apoio financeiro, quando
necessitou de alguns trabalhos meus, que me ajudou na manutenção das despesas de casa.
Também a Portosul, por todos os materiais emprestados ou doados que foram necessários
para as atividades em campo, dispensando a compra dos mesmos. Novamente ao meu pai,
pela sua ajuda na construção dos anéis para o infiltrômetro de anel duplo.
Às minhas duas bicicletas, com as quais andei uma distância que poderia ter dado mais de ½
volta ao mundo durante estes dois anos e meio de mestrado. Elas algumas vezes tomaram o
tempo que deveria ser dedicado a este trabalho, mas várias outras vezes transformaram a
energia física gasta no exercício em mental para concentrar nos trabalhos desta dissertação.
Finalmente gostaria de prestar meus sinceros agradecimentos aos membros formadores da
banca de avaliação, prof. Milton Kanji, Rinaldo Pinheiro e Wai Gehling, dizendo que me
sinto muito honrado em vocês terem aceitado o convite e participarem da mesma.
“Você não pode provar uma definição,
pode apenas mostrar que faz sentido.”
Albert Einstein
E=m.c²
RESUMO
MARTINELLO, I. A. (2006) Estudo das condicionantes hidráulicas de uma ruptura de
talude em São Vendelino (RS). Dissertação (Mestrado em Engenharia) – Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Civil, UFRGS, Porto Alegre.
A presente dissertação apresenta um estudo experimental e de simulação de fluxo de água
investigando os efeitos de chuvas torrenciais sobre o solo existente em um talude da região de
São Vendelino. Para este estudo foi selecionada uma encosta na qual houve duas ocorrências
de rupturas rasas que deram origem a corridas de detritos num evento importante que ocorreu
no local em dezembro de 2000. Ao longo da cicatriz deixada por uma delas, foram realizados
ensaios de caracterização e determinadas as propriedades hidráulicas do solo a partir de
ensaios de campo e de laboratório. Os ensaios de campo compreenderam ensaios com o
permeâmetro de Guelph, ensaios com piezômetros de tubo aberto e infiltrômetro de anel
duplo. Em laboratório foram realizados ensaios utilizando dois diferentes permeâmetros de
parede flexível. Foi feita também a determinação da curva característica do solo através do
método do papel-filtro. A partir das propriedades hidráulicas do solo, da geometria do talude e
espessura dos materiais, obtidas a partir de topografia, foram realizadas análises de fluxo
utilizando o programa Seep/W simulando a precipitação medida de 148 mm/2 h que deflagrou
as corridas de detritos de dezembro de 2000.
As análises mostraram que, como o solo coluvionar tem uma condutividade hidráulica
bastante elevada, ocorre a infiltração de toda a chuva ocorrida. As análises de fluxo
mostraram uma elevação progressiva do nível freático com o tempo, o qual atinge a superfície
do terreno no trecho crítico do talude (trecho de maior inclinação) após cerca de 95 minutos
de precipitação. Análises de estabilidade simplificadas (talude infinito) mostram fatores de
segurança próximos da unidade com o nível freático em 80% da camada de solo coluvionar,
considerando o trecho mais íngreme do talude. Embora com algumas simplificações de
análise, estes resultados mostram que as análises de fluxo e de ruptura, utilizando dados reais
medidos em campo, são muito promissores pois conseguem modelar de forma adequada a
ruptura ocorrida (FS=1,0).
Palavras-chave: estabilidade de taludes, condutividade hidráulica, ensaios de campo e
laboratório.
ABSTRACT
MARTINELLO, I. A. (2006) Study of the hydraulic conditioning factors of a slope failure
at São Vendelino (RS). Dissertation (Master in Engineering) – Programa de Pós-Graduação
em Engenharia Civil, UFRGS, Porto Alegre.
This dissertation presents an experimental study and a simulation of hydraulic flow in a slope
at São Vendelino region, to investigate the effects of torrential rains on the existing soil. A
natural slope was selected in which two shallow slope failures had occurred in December
2000 during a serious debris flow event. Soil characterization tests and hydraulic properties
have been determined in the laboratory on soil samples taken close to one of the scars left by
the failures. The field tests involved Guelph permeameter, stand pipe piezometers and double-
ring infiltrometer tests. Tests on two different flexible wall permeameter tests and the
determination of the moisture-suction characteristic curve have also been carried out in the
laboratory. Using the measured soil hydraulic properties, the slope geometry and soil covering
depths obtained through topography, some hydraulic flow analyses have been carried out. The
SEEP/W software was used and the measured precipitation of 148mm/ 2h, which caused the
debris flow event of December 2000, was simulated. The analyses have shown that all the
precipitation can infiltrate, as the soil has a large hydraulic conductivity, and there is a
progressive rising of the phreatic line with time. This level of water reaches the soil surface in
the critical length of the slope (the length with the larger inclination) after 95 min of rain.
Simplified slope stability analysis (infinite slopes) had shown values of safety factors close to
one in the critical length of the slope when the phreatic line is at 80% depth of the colluvium
soil. Although there are some simplifications in the analysis, these results show that the flow
and the stability analyses using the real data collected from field tests modeled in an
appropriate way the real failure (FS~1,0).
Key-words: slope stability, hydraulic conductivity, field and lab tests.
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ...........................................................................................................
22
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ...................................................................................
25
2.1 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA ......................................................................... 25
2.1.1 Fatores que Influenciam a Condutividade Hidráulica ......................................
27
2.2 ENSAIOS PARA A DETERMINAÇÃO DA CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA
DOS SOLOS ......................................................................................
32
2.2.1 Ensaios de Laboratório .........................................................................................
33
2.2.1.1 Permeâmetro de Parede Rígida ............................................................................ 33
2.2.1.2 Permeâmetro de Parede Flexível .......................................................................... 33
2.2.2 Ensaios de Campo .................................................................................................
34
2.2.2.1 Piezômetros .......................................................................................................... 35
2.2.2.2 Permeâmetro de Guelph ....................................................................................... 37
2.2.2.3 Infiltrômetro de Anel Duplo ................................................................................. 41
2.3 ESTUDOS DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA EM TALUDES ..................... 44
2.4 ESTUDOS DE INSTABILIDADES DECORRENTES DE EVENTOS PLUVIAIS 47
2.5 CORRIDAS DE DETRITOS ..................................................................................... 50
2.5.1 Descrição e Definição das Corridas de Detritos .................................................
50
2.5.2 Principais Condicionantes de Fluxos de Detritos ...............................................
52
2.5.2.1 Fatores Internos .................................................................................................... 53
2.5.2.2 Fatores Externos ................................................................................................... 55
3 DESCRIÇÃO DA ÁREA DE ESTUDO ....................................................................
58
3.1 GEOLOGIA REGIONAL .......................................................................................... 58
3.1.1 Formação Serra Geral ..........................................................................................
59
3.1.2 Geomorfologia Regional .......................................................................................
62
3.2 ASPECTOS LOCAIS E RUPTURAS ANTERIORES ............................................. 64
4 MÉTODOS EXPERIMENTAS .................................................................................
74
4.1 AMOSTRAGEM ....................................................................................................... 74
4.1.1 Coleta de Amostras Deformadas .........................................................................
74
4.1.2 Coleta de Amostras Indeformadas ......................................................................
76
4.2 ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO ....................................................................... 77
4.2.1 Peso Específio Real dos Grãos e Limites de Atterberg ......................................
77
4.2.2 Análise Granulométrica ........................................................................................
78
4.2.3 Índices Físicos ........................................................................................................
79
4.2.4 Determinação da Faixa de Variação da Sucção versus Teor de Umidade
Volumétrico (S x θ) ....................................................................................................
79
4.3 ENSAIOS DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA ................................................ 83
4.3.1 Ensaios de Laboratório .........................................................................................
83
4.3.1.1 Permeâmetro de Parede Flexível – Ensaio Triaxial ............................................. 84
4.3.1.2 Permeâmetro de Parede Flexível com Coluna de Mercúrio ................................. 88
4.3.2 Ensaios de Campo .................................................................................................
92
4.3.2.1 Permeâmetro de Guelph ....................................................................................... 92
4.3.2.2 Piezômetros .......................................................................................................... 97
4.3.2.3 Infiltrômetro de Anel Duplo ................................................................................. 103
5 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS ..........................................
107
5.1 ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO ....................................................................... 107
5.1.1 Índices Físicos e Limites de Atterberg .................................................................
108
5.1.2 Análise Granulométrica ........................................................................................
109
5.1.3 Curva Característica .............................................................................................
113
5.2 ENSAIOS DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA ................................................ 116
5.2.1 Ensaios de Laboratório .........................................................................................
116
5.2.1.1 Fase de Percolação – Ensaio Triaxial ................................................................... 118
5.2.1.2 Amostra Saturada por Contra-Pressão – Ensaio Triaxial ..................................... 121
5.2.1.3 Permeâmetro de Parede Flexível com Coluna de Mercúrio ................................. 123
5.2.2 Ensaios de Campo .................................................................................................
128
5.2.2.1 Permeâmetro de Guelph ....................................................................................... 129
5.2.2.2 Piezômetros .......................................................................................................... 134
5.2.2.3 Infiltrômetro de Anel Duplo ................................................................................. 136
6 ESTUDO DO FLUXO DE ÁGUA E DA ESTABILIDADE DO TALUDE ...........
139
6.1 ANÁLISE DO FLUXO DE ÁGUA NO TALUDE ................................................... 139
6.1.1 Modelagem .............................................................................................................
139
6.1.2 Análise de Fluxo ....................................................................................................
144
6.2 ANÁLISES DE ESTABILIDADE DO TALUDE ..................................................... 147
7 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
151
7.1 CONCLUSÕES .......................................................................................................... 151
7.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ..................................................... 153
8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ......................................................................
155
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1: Esquema do permeâmetro de parede flexível (modificado de Daniel, 1994) 34
Figura 2.2: Esquema do piezômetro escavado ................................................................. 36
Figura 2.3: Esquema do permeâmetro de Guelph. Adaptado do Manual do
equipamento, Soilmoisture Equipment Corp. (1991) ........................................
38
Figura 2.4: Infiltrômetro de Anel Duplo: provável condição de fluxo ............................ 42
Figura 2.5: Geometrias típicas de taludes do RJ utilizadas nas modelagens por Vargas
Jr. et al. (1990) ...................................................................................................
45
Figura 3.1: Mapa de localização da Bacia do Paraná (Melfi et al., 1988) ....................... 59
Figura 3.2: Perfil típico de um derrame basáltico na Formação Serra Geral (Leinz e
Amaral, 1978) ....................................................................................................
60
Figura 3.3: Seção tipo de encostas da Formação Serra Geral (adaptada de Tugrul,
1997) ..................................................................................................................
61
Figura 3.4: Mapa do Rio Grande do Sul. Região Nordeste em destaque ......................... 65
Figura 3.5: Região Nordeste do Estado do Rio Grande do Sul (mapa rodoviário –
DAER-RS). São Vendelino em destaque ...........................................................
65
Figura 3.6: Imagem aérea da região ................................................................................. 66
Figura 3.7: Imagem aérea da área de estudo .................................................................... 66
Figura 3.8: Fotos do evento de dezembro de 2000. a) vista aérea da encosta estudada,
b) e c) ruptura planar e trecho interditado da RS122, d) detritos depositados ...
69
Figura 3.9: Topografia da encosta em estudo .................................................................. 71
Figura 3.10: Perfil topográfico longitudinal da cicatriz de ruptura
....................................
72
Figura 3.11: Fotos da cicatriz da ruptura no talude estudado ........................................... 73
Figura 4.1: Pontos de amostragem: a) Cota 351 m, b) Cota 360 m e c) Cota 365 m ....... 76
Figura 4.2: Equipamento triaxial utilizado para os ensaios ............................................. 86
Figura 4.3: Permeâmetro com coluna de mercúrio: a) câmara triaxial e voltímetro; b)
painel de medida de vazão; c) Painel de aplicação de pressões .........................
90
Figura 4.4: Permeâmetro de Guelph instalado, ensaio Cota 350 m ................................. 93
Figura 4.5: Ábaco para obtenção do Fator de forma “C”. Adaptado de Soilmoisture
Equipment Corp. (1991) .....................................................................................
96
Figura 4.6: Piezômetro. a) tubo de água sendo introduzido no furo; b) tubo de água
instalado; c) execução das leituras e d) reservatório de água .............................
99
Figura 4.7: a) Infiltrômetro de anel duplo instalado; b) preenchimento dos anéis com
água; c) remoção da “serrapilheira” e d) ”serrapilheira” removida ...................
104
Figura 5.1: Carta de Casagrande para os solos estudados ................................................ 109
Figura 5.2: Curvas granulométricas para a amostra da Cota 351 m ................................. 110
Figura 5.3: Curvas granulométricas para a amostra da Cota 360 m ................................. 111
Figura 5.4: Curvas granulométricas para a amostra da Cota 365 m ................................. 111
Figura 5.5: Faixa de variação de sucção versus teor de umidade volumétrico obtida
para o solo da cota 360 m ...................................................................................
114
Figura 5.6: Coeficiente de condutividade hidráulica versus tensão de confinamento ..... 127
Figura 5.7: Variação da vazão com o tempo – Permeâmetro de Guelph Cota 347 m ..... 130
Figura 5.8: Variação da vazão com o tempo – Permeâmetro de Guelph Cota 350 m ..... 130
Figura 5.9: Variação da vazão com o tempo – Permeâmetro de Guelph Cota 361 m ..... 131
Figura 5.10: Variação da vazão com o tempo – Permeâmetro de Guelph Cota 361,5 m 131
Figura 5.11: Taxa de infiltração x Tempo. Ensaio de infiltrômetro de anel duplo .......... 136
Figura 6.1: Malha de elementos finitos utilizada para a análise de fluxo ........................ 141
Figura 6.2: a) Curva da relação entre teor de umidade volumétrico e sucção; b)
Condutividade hidráulica em função da sucção .................................................
143
Figura 6.3: Contornos de pressão ao final das 2 horas de precipitação de 75 mm/h ....... 145
Figura 6.4: Elevação do nível de água no talude em função do tempo, sob uma
precipitação de 75 mm/h, tempo total de 2 horas ...............................................
146
Figura 6.5: Determinação do parâmetro “m” ................................................................... 147
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1: Equações empíricas de correlações entre sucção matricial e condutividade
hidráulica não saturada .......................................................................................
30
Tabela 2.2: Fator de correção R
T
para a viscosidade da água (adaptado de ASTM
D5084. 1990) ......................................................................................................
32
Tabela 3.1: Compartimentação geomorfológica do estado do Rio Grande do Sul
(IBGE, 1986) ......................................................................................................
63
Tabela 5.1: Classificação táctil-visual das amostras de solo 107
Tabela 5.2: Índices físicos e limites de Atterberg dos solos estudados ............................ 108
Tabela 5.3: Resumo dos resultados obtidos nas análises granulométricas ...................... 109
Tabela 5.4: Índices físicos iniciais das amostras para determinação da faixa de
variação da relação sucção versus teor de umidade volumétrico .......................
113
Tabela 5.5: Dados iniciais dos corpos de prova para ensaios durante a fase de
percolação no equipamento triaxial ...................................................................
119
Tabela 5.6: Coeficientes de condutividade hidráulica obtidos durante a fase de
percolação no equipamento triaxial ...................................................................
120
Tabela 5.7: Coeficientes de condutividade hidráulica obtidos após a fase de saturação
no equipamento triaxial ......................................................................................
122
Tabela 5.8: Dados iniciais dos corpos de prova para ensaios no permeâmetro de parede
flexível com coluna de mercúrio ........................................................................
124
Tabela 5.9: Resultados de k
sat
para o corpo de prova CHg-1 ........................................... 124
Tabela 5.10: Resultados de k
sat
para o corpo de prova CHg-2
...........................................
125
Tabela 5.11: Resultados de k
sat
para o corpo de prova CHg-3 ......................................... 126
Tabela 5.12: Dados característicos dos ensaios com permeâmetro de Guelph ................ 129
Tabela 5.13: Vazões estabilizadas para as cargas hidráulicas nos ensaios com
Permeâmetro de Guelph .....................................................................................
132
Tabela 5.14: k
fs
e
φ
m
para os ensaios com Permeâmetro de Guelph nas cotas 347 m e
350 m ..................................................................................................................
132
Tabela 5.15: k
fs
e
φ
m
para os ensaios com Permeâmetro de Guelph nas cotas 361 m e
361,5 m ...............................................................................................................
133
Tabela 5.16: k
fs
para os ensaios com Permeâmetro de Guelph nas cotas 347 m e 351 m 134
Tabela 5.17: k
fs
para os ensaios com Permeâmetro de Guelph nas cotas 361 m e 361,5
m .........................................................................................................................
134
Tabela 5.18: Dados característicos e resultados obtidos nos ensaios realizados com
piezômetros ........................................................................................................
135
Tabela 5.19: Condutividade hidráulica determinada a partir dos ensaios com
infiltrômetro de anel duplo .................................................................................
137
Tabela 6.1: parâmetros de resistência do solo coluvionar em estudo (Silveira, 2006) .... 142
Tabela 6.2: Fator de segurança para diferentes condições de nível de água no talude
(
γ
t
=15,8 kN/m³,
φ
’=28,8° e c’=9,3 kPa) .............................................................
149
SIGLAS
ABNT: Associação Brasileira de Normas Técnicas
ASTM: American Society for Testing and Materials
LAGEO: Laboratório de Geotecnologia
NBR: Norma Brasileira Registrada
PPGEC: Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil
UFRGS: Universidade Federal do Rio Grande do Sul
SÍMBOLOS
A
cp
: área da seção transversal do corpo de prova
a
f
: raio do furo de sondagem
a
m
: área da seção transversal da mangueira flexível
C: fator de forma
°C: grau celsius
CC: modalidade de ensaio com piezômetro com carga hidráulica constante
CV: modalidade de ensaio com piezômetro com carga hidráulica variável
c': intercepto coesivo
cm
3
: centímetros cúbicos
d: diâmetro
D
f
: diâmetro do filtro de areia do piezômetro
D
s
: diâmetro efetivo das partículas
∆Η
: deslocamenteo da coluna de mercúrio
∆
h: perda de carga hidráulica
∆
t: intervalo ou variação de tempo
∆
V: volume percolado
e: índice de vazio
F: fator de forma
φ
´: ângulo de atrito interno
φ
m
: potencial matricial de fluxo
g: grama
γ
: peso específico
γ
d
: peso específico aparente seco
γ
Hg
: peso específico do mercúrio
γ
t
: peso específco aparente úmido
γ
s
: peso específico real dos grãos
γ
w
: peso específico da água
H: carga hidráulica (permeâmetro de Guelph e piezômetros)
H: altura da coluna de água no interior do anel interno (infiltrômetro de anel duplo)
H: altura do corpo de prova mais altura dos discos porosos
H
b
: altura do disco poroso da base
H
s
: altura do corpo de prova
H
t
: altura do disco poroso do topo
h
cp
: altura do corpo de prova
I: taxa de infiltração estabilizada
i: gradiente hidráulico
IP: índice de plasticidade
K: Permeabilidade intrínseca do material poroso
k: coeficiente de condutividade hidráulica
k
a
: coeficiente de condutividade hidráulica em relação à fase gasosa
k
b
: coeficiente de condutividade hidráulica do disco poroso da base
k
fs
: coeficiente de condutividade hdráulica na condição saturada de campo
k
s
: coeficiente de condutividade hidráulica do corpo de prova (corrigida)
k
sat
: coeficiente de condutividade hidráulica na condição saturada
k
sistema
: coeficiente de condutividade hidráulica do sistema (discos porosos e mangueiras)
k
T
: coeficiente de condutividade hidráulica sob temperatura T
k
t
: coeficiente de condutividade hidráulica do disco poroso do topo
k
w
: coeficiente de condutividade hidráulica em relação à fase líquida
km: quilômetro
km²: quilômetro quadrado
km/h: quilômetro por hora
kPa: quilopascal
L
Hg
: comprimento da coluna de mercúrio
L
f
: comprimento do filtro de areia do piezômetro
Lf: profundidade da frente de umedecimento
LL: limite de liquidez;
LP: limite de plasticidade;
m: metro
m
2
: metro quadrado
m
3
: metro cúbico
mm: milímetro
mm/h: milímetros por hora
µ
:: viscosidade cinemática
µ
20
: viscosidade cinemática da água a 20°;mT - viscosidade cinemática da água na
temperatura da medida de kT;
µ
T
: viscosidade cinemática da água na temperatura da medida de kT.
µ
m: micrometro (10
-6
metro)
p.p.: pontos percentuais
q: vazão
Q: volume de água infiltrado (permeâmetro de Guelph e piezômetros)
Q: vazão estabilizada (infiltrômetro de anel duplo)
Q
est
: Vazão estabilizada (permeâmetro de Guelph)
θ
: teor de umidade volumétrica
θ
sat
: teor de umidade volumétrica na condição saturada (porosidade)
s: segundo
S: sucção
S
r
: grau de saturação
T: temperatura
u
w:
poro pressão de água
u
a
: poro-pressão de ar
(u
a
- u
w
): sucção matricial
(u
a
- u
w
)
b
: sucção matricial equivalente ao valor de entrada de ar
w: teor de umidade gravimétrico
w
p
: teor de umidade do papel filtro
ψ
: sucção total do solo
ψ
f
: sucção na frente de umedecimento
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
22
1 INTRODUÇÃO
A superfície da Terra apresenta uma constante evolução geomorfológica que molda a
topografia. Diversos agentes como erosão e movimentos de diferentes tipos modelam o relevo
da superfície tornando as montanhas e vales mais suaves, com encostas menos íngremes e
menos acidentadas. Os principais fatores que contribuem nesta modelagem da superfície são:
gravidade, agentes sísmicos, intemperismo, eventos pluviais e erosão. Em alguns casos, os
fenômenos que modelam o relevo podem criar situações em que os volumes deslocados e as
velocidades atingidas provocam danos ao atingirem rodovias ou locais ocupados por
populações, gerando grandes prejuízos socioeconômicos. (Fernandes e Amaral, 1988; Wolle,
1980).
Os movimentos associados a instabilidades de taludes fazem parte desta evolução. Dentre os
fenômenos de instabilidade, os movimentos rápidos do tipo corridas de detritos merecem um
cuidado especial. Estes movimentos ocorrem geralmente em ambientes com características
propícias para o fenômeno e geralmente são deflagrados sem movimentos precedentes que
indiquem a instabilidade de maneira clara previamente. A velocidade de deslocamento dos
materiais mobilizados é muito grande, chegando a dezenas de metros por segundo,
concentrando uma energia cinética muito grande no material mobilizado, que lhe confere um
enorme poder destrutivo. Seu agente deflagrador geralmente é uma chuva de grande
intensidade.
Para prevenir ou ao menos reduzir os danos provocados pela ocorrência de corridas de
detritos é necessário que sejam criados sistemas de alerta através do monitoramento em tempo
real dos agentes deflagradores de tal movimento. O objetivo principal desta dissertação é o de
analisar os efeitos do principal agente deflagrador das corridas de detritos, a chuva, com seus
efeitos na percolação dentro de um talude que apresentou uma ruptura.
A região escolhida para este estudo situa-se entre os municípios de São Vendelino, Carlos
Barbosa e Alto Feliz. Esta região foi palco de diversas corridas de detritos em 24 de dezembro
de 2000, quando uma gigantesca nuvem cumulus-nimbus se formou junto das montanhas
provocando uma chuva de grande intensidade, com precipitação de 148 mm em cerca de duas
horas (medida realizada em estação pluviométrica próxima da área). A encosta escolhida para
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
23
o desenvolvimento deste trabalho fica situada no município de São Vendelino/RS, próximo ao
leito da rodovia RS 122 entre São Vendelino e Farroupilha e apresentou algumas rupturas que
originaram corridas de detritos no evento de dezembro de 2000.
A metodologia empregada nesta dissertação envolveu ensaios de campo e laboratório com a
aplicação dos resultados obtidos em análises numéricas de fluxo de água e posterior análise de
estabilidade. Os ensaios de campo compreenderam ensaios para a determinação da
condutividade hidráulica do solo coluvionar. Em laboratório foram executados ensaios
complementares de condutividade hidráulica e determinadas as características físicas
(distribuição granulométrica, índices físicos e limites de Atterberg) e de retenção de água
(curva característica) para correlações com as propriedades hidráulicas do solo quando o
mesmo encontra-se não saturado. Os ensaios de condutividade hidráulica realizados em
campo foram Permeâmetro de Guelph, Piezômetros e Infiltrômetro de Anel Duplo.
Esta dissertação apresenta no Capitulo 2 uma revisão bibliográfica sobre os assuntos de
interesse nesta dissertação. Os temas principais abordados nesta revisão bibliográfica são
condutividade hidráulica e métodos para sua determinação em laboratório e em campo;
estudos de condutividade hidráulica em taludes; instabilidades decorrentes de eventos pluviais
e corridas de detritos.
O Capítulo 3 apresenta a caracterização geológica e geomorfológica da região em estudo.
Também estão apresentados no mesmo capítulo os locais de execução dos ensaios de campo e
amostragem de solo para ensaios em laboratório.
No Capítulo 4 são apresentadas detalhadamente a metodologia e as técnicas experimentais
empregadas. São descritas as técnicas de amostragem, os procedimentos para realização dos
ensaios de caracterização e curva característica e são descritos os equipamentos e
procedimentos adotados para a realização dos ensaios de condutividade hidráulica, bem como
a interpretação utilizada para cada ensaio.
O Capítulo 5 refere-se à apresentação e discussão dos resultados obtidos a partir dos ensaios
descritos no capítulo 4. Os resultados de condutividade hidráulica obtidos são comparados
entre os diferentes tipos de ensaio.
No Capítulo 6 é apresentada uma análise de fluxo de água, na qual foi simulada uma chuva
com as mesmas características da chuva deflagradora do evento, em dezembro de 2000.
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
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Através da análise foi possível determinar a elevação do nível freático no interior do talude
em diferentes instantes durante a ocorrência da chuva. A estabilidade do talude também é
estudada neste capítulo, considerando-se um talude infinito. O Capítulo 7 apresenta as
principais conclusões do trabalho e algumas sugestões para trabalhos futuros.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
25
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Esta revisão bibliográfica apresenta um levantamento de informações sobre a condutividade
hidráulica de solos, realizado a partir da bibliografia geotécnica nacional e internacional. O
presente capítulo encontra-se estruturado da seguinte forma: (i) apresentação da conceituação
básica sobre condutividade hidráulica (k); (ii) descrição de alguns métodos para a obtenção do
parâmetro k; (iii) apresentação de alguns estudos realizados, relacionados à condutividade
hidráulica de solos em taludes; (iv) apresentação de trabalhos que abordam instabilidades de
taludes correlacionadas com eventos pluviais atípicos e (v) apresentação de uma breve
descrição do fenômeno de fluxo e corridas de detritos.
2.1 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA
A natureza porosa dos solos permite a percolação de líquidos e gases em seu interior, sendo os
solos, portanto, meios permeáveis. A condutividade hidráulica (ou permeabilidade) de um
solo pode ser considerada como a facilidade que o solo oferece à passagem de um fluído por
seus poros e vazios.
Na literatura geotécnica encontra-se uma certa divergência referente à terminologia do
coeficiente de condutividade hidráulica (k). Conforme Daniel (1994), este coeficiente
encontra-se denominado por determinados autores como permeabilidade, e por outros como
coeficiente de condutividade hidráulica. Segundo o autor, permeabilidade refere-se à água no
papel de fluído permeante, já condutividade hidráulica considera a viscosidade do fluído
permeante em sua determinação. O meio geotécnico geralmente denomina este parâmetro
como coeficiente de condutividade hidráulica. O coeficiente de proporcionalidade, em
diversas equações que descrevem fenômenos de condução com formulações idênticas à de
condutividade hidráulica, é denominado de “coeficiente de condutividade”. Por outro lado, k
pode confundir-se com K que é a permeabilidade intrínseca do material (Olson e Daniel,
1981), apud Bortoli (1999). De acordo com a definição da Lei de Darcy, o coeficiente k
representa a velocidade de percolação do fluído quando o gradiente hidráulico corresponde à
unidade.
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
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A determinação do coeficiente de condutividade hidráulica é de fundamental importância no
desenvolvimento de diversos tipos de projetos geotécnicos. No caso de aplicações ambientais
como a construção de liners em aterros sanitários, há necessidade de que os mesmos
apresentem baixa condutividade hidráulica, para evitar a infiltração de chorume no solo. Em
análises de compressibilidade de solos saturados, o tempo necessário para o adensamento, é
fortemente influenciado pela condutividade hidráulica do solo. Em estabilidade de taludes, o
volume de água infiltrado no solo é função do coeficiente de condutividade hidráulica. A água
no interior do solo pode ser agente deflagrador de uma instabilidade pela redução da sucção e
por geração de poro-pressões positivas.
Quando um solo encontra-se na condição saturada, ou seja todos os espaços entre suas
partículas sólidas encontram-se preenchidos por água, o fluxo pode ser descrito pela Lei de
Darcy. Esta estabelece uma relação linear entre a vazão (q) e o gradiente hidráulico (i) e
admite o fluxo no regime laminar (condição onde a velocidade de escoamento é baixa, não
havendo turbulência no fluido permeante). O gradiente hidráulico é a razão entre a perda de
carga hidráulica (
δ
h) e a distância percorrida pelo fluído (
δ
L). A Lei de Darcy pode ser escrita
da seguinte forma (Equação 2.1):
A
L
h
kq
∆
∆
=
[2.1]
Onde:
q – vazão;
k – coeficiente de condutividade hidráulica;
L
h
∆
∆
– gradiente hidráulico, que recebe a notação “i”;
A – área da seção transversal de fluxo.
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2.1.1 Fatores que Influenciam a Condutividade Hidráulica
A condutividade hidráulica é influenciada por uma gama de fatores referentes ao solo e ao
fluído permeante no interior deste solo. Assim sendo, a condutividade hidráulica não pode ser
considerada um parâmetro constante. Com relação às características do solo, os principais
fatores que a influenciam são: tamanho das partículas, índice de vazios, composição
mineralógica, estrutura e o grau de saturação. A propriedade do fluído percolado que afeta a
condutividade hidráulica é a viscosidade, que por sua vez, é afetada pela temperatura.
Existem formulações propostas para estimar a condutividade hidráulica do solo a partir de
parâmetros do solo e do fluído, por exemplo a Equação 2.2 proposta por Lee
et al. (1983).
Entretanto estas estimativas têm aplicações restritas a determinados tipos de solos.
C
e
e
Dk
s
)1.(
.
3
2
+
=
µ
γ
[2.2]
Onde:
D
s
– diâmetro efetivo das partículas;
e – índice de vazios;
C – fator de forma (dependente da forma dos grãos do solo);
γ
– peso específico do fluído;
µ
– viscosidade cinemática do fluído percolado.
A seguir encontra-se uma breve descrição dos principais fatores que influenciam a
condutividade hidráulica dos solos:
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a) Tamanho das partículas
Quanto ao tamanho das partículas percebemos na Equação 2.2 a proporcionalidade de k com o
quadrado do diâmetro efetivo das partículas (D
s
). O diâmetro efetivo das partículas é
relacionado com a curva de distribuição granulométrica do solo. Se a curva granulométrica
apresentar descontinuidade, o comportamento dessa relação é diferenciado. Para solos
arenosos e siltosos, a Equação 2.2 apresenta uma boa aproximação de k. Já para solos
argilosos, esta aproximação fica comprometida devido ao fato de os diâmetros dos
argilominerais não possuírem uma relação com sua superfície específica.
b) Índice de vazios
O índice de vazios (e) é por definição a relação entre volume de vazios no interior do solo e o
volume de partículas sólidas. A determinação de e ocorre de maneira indireta através de
outros índices físicos.
Em relação à condutividade hidráulica, um índice de vazios elevado representa mais espaços
vazios no interior de um solo, sendo que estes espaços vazios quando preenchidos por água
constituem os canais por onde ocorre o fluxo, na ocasião de haver gradiente hidráulico.
A Equação 2.2 indica uma dependência de k em relação ao índice de vazios com uma razão
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+ e
e
1
3
, mostrando que k aumenta com uma relação da potência cúbica do índice de vazios.
c) Composição mineralógica
A composição mineralógica tem importância principalmente no caso de solos com elevada
fração argila. Mitchell (1993) mostrou que, no mesmo teor de umidade, os coeficientes de
condutividade hidráulica da caulinita, ilita e esmectita apresentam-se na seguinte relação:
k
caulinita
> k
ilita
> k
esmectita
. Esta influência é consistente devido às diferenças de superfícies
específicas apresentadas por estes argilominerais. Além disso, o cátion trocável no
argilomineral também exerce influência sobre a condutividade hidráulica. Segundo Mitchell
(1993), a montmorilonita cálcica apresenta k maior que a montmorilonita sódica, sendo este
um efeito proveniente das dimensões da dupla camada iônica.
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d) Estrutura
A estrutura do solo pode ser diferenciada em microestrutura e macroestrutura. Entende-se
como microestrutura o resultado do arranjo das partículas. Mitchell (1993), verificou que a
microestrutura de solos argilosos, quando compactados no ramo seco da curva de
compactação, seguida de saturação, apresenta estrutura floculada; já quando compactados no
ramo úmido e seguida de saturação, apresenta estrutura dispersa. Em termos de condutividade
hidráulica, a estrutura floculada, sob condições saturadas e com mesmo índice de vazios,
apresenta maior k do que o mesmo solo com estrutura dispersa. Isso se deve ao fato de que os
canais de fluxo são maiores quando a estrutura é floculada, sendo o caminho percorrido pela
água menos tortuoso do que quando a estrutura é dispersa. A formação dos grumos, quando o
solo é compactado no ramo seco, deve-se à elevada sucção presente, visto que o solo está não
saturado. Entende-se como macroestrutura a presença de grumos, macroporos, fissuras,
trincas e canais provenientes de raízes decompostas. Em ensaios de laboratório, medidas dos
efeitos da macroestrutura não são avaliadas, devido ao pequeno tamanho das amostras
ensaiadas. Estes elementos referentes à macroestrutura do solo geralmente atuam em campo
como elementos drenantes, aumentando a condutividade hidráulica do solo.
e) Grau de saturação
O grau de saturação é a relação do volume de água e o volume total de vazios entre as
partículas sólidas do solo. A percolação da água não consegue remover todo o ar existente nos
poros de um solo não saturado, portanto este processo não é capaz de saturar o solo.
A água no interior do solo flui pelos vazios preenchidos com água e os vazios preenchidos por
ar, em forma contínua ou em bolhas oclusas, não são considerados canais de fluxo,
constituindo assim obstáculos para o fluxo (Pinto, 2000). Em solos não saturados temos dois
fluídos passiveis de percolação, a água e o ar. O coeficiente de condutividade hidráulica com
relação a fase líquida é denotado como k
w
, e o coeficiente de condutividade hidráulica com
relação à fase gasosa é denotado como k
a
.
Para se obter a condutividade hidráulica de solos na condição não saturada, além do grau de
saturação, tem-se que considerar a sucção matricial. Quando o grau de saturação do solo é
reduzido, sua sucção matricial aumenta, fazendo com que o meio líquido passe a dar espaço
ao ar, assim, os canais de fluxo de água (meio líquido) são progressivamente reduzidos,
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
30
diminuindo bruscamente a condutividade hidráulica. Variando a sucção, também se tem efeito
sobre a tensão efetiva do solo; exercendo, portanto, uma influência direta sobre o índice de
vazios. Assim sendo, é de grande importância a determinação da curva característica do solo
para análises de condutividade hidráulica em solos não saturados. A Tabela 2.1 apresenta
algumas equações empíricas para a determinação da condutividade hidráulica em relação a
fase líquida para diferentes níveis sucção a partir da curva característica do solo (adaptado de
Bortoli, 1999).
Tabela 2.1: Equações empíricas de correlações entre sucção matricial
e condutividade hidráulica não saturada
Equação Referência Descrição
kk
w
=
para
()()
b
wawa
uuuu
−
≤−
()
()
η
⎭
⎬
⎫
⎩
⎨
⎧
−
−
=
wa
b
wa
w
uu
uu
kk
para
()
(
)
b
wawa
uuuu
−
>−
Brooks & Corey
(1964)
(u
a
-u
w
)
b
= Sucção
equivalente a entrada de
ar.
η
=2+3*
λ
,
λ
= índice de distribuição
do tamanho dos poros.
()
n
g
uu
a
k
k
w
wa
w
*
*
*1
⎭
⎬
⎫
⎩
⎨
⎧
−
+
=
ρ
Gardner
(1958a)
a, n = constantes
ρ
w
= peso específico da
água
g = gravidade
()
()
1'* +
⎭
⎬
⎫
⎩
⎨
⎧
−
−
=
n
uu
uu
k
k
b
wa
wa
w
Arbhabhirama &
Kridakom
(1968)
n’ = constante
∫
−
=
θ
θ
θ
µ
θρ
θ
l
dx
xS
xgT
kc
k
k
w
p
Sw
*
*
***
*)(
2
2
Fredlund et al.
(1994)
θ
= umidade volumétrica
T = tensão superficial da
água
kc = coef. de cond.
Estatístico
x = variável de integração
S = sucção do solo
θ
l
= menor valor de
θ
na
curva característica
ψα
*
*
−
= ekk
w
Gardner
(1958b)
m
k
φ
α
=
φ
m
= potencial matricial
de fluxo
ψ
= sucção/
ρ
w
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
31
f) Viscosidade e temperatura
A temperatura afeta diretamente a condutividade hidráulica devido a sua influência sobre a
viscosidade do fluído. Ao aumentar a temperatura, a viscosidade cinemática do fluído é
reduzida, ficando mais fácil a percolação no interior de um meio poroso. Os valores de k
citados na literatura geralmente correspondem a uma temperatura padrão de 20°C. A correção
de um k
T
encontrado a uma temperatura “T” para a temperatura de 20°C é dada pela
Equação 2.3.
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
=
20
20
.
µ
µ
T
T
kk
[2.3]
Onde:
k
20
– coeficiente de condutividade hidráulica a 20°C;
k
T
– coeficiente de condutividade hidráulica a uma temperatura T;
µ
20
– viscosidade cinemática da água a 20°C;
µ
T
– viscosidade cinemática da água na temperatura da medida de k
T.
Para efetuar a correção de k para a temperatura padrão, utiliza-se os coeficientes apresentados
na Tabela 2.2. Basta que se multiplique o valor obtido de k em qualquer temperatura pelo
coeficiente referente a esta mesma temperatura.
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Tabela 2.2: Fator de correção R
T
para a viscosidade da água (adaptado
de ASTM D5084, 1990)
T
(°C)
R
T
T
(°C)
R
T
T
(°C)
R
T
T
(°C)
R
T
T
(°C)
R
T
0 1,783 10 1,301 20 1,000 30 0,797 40 0,653
1 1,723 11 1,265 21 0,976 31 0,780 41 0,641
2 1,664 12 1,230 22 0,953 32 0,764 42 0,629
3 1,611 13 1,197 23 0,931 33 0,749 43 0,618
4 1,560 14 1,165 24 0,910 34 0,733 44 0,607
5 1,511 15 1,135 25 0,889 35 0,719 45 0,598
6 1,465 16 1,106 26 0,869 36 0,705 46 0,585
7 1,421 17 1,077 27 0,850 37 0,692 47 0,575
8 1,379 18 1,051 28 0,832 38 0,678 48 0,565
9 1,339 19 1,025 29 0,814 39 0,665 49 0,556
R
T
= (-0,02452T+1,495)
2.2 ENSAIOS PARA A DETERMINAÇÃO DA CONDUTIVIDADE
HIDRÁULICA DOS SOLOS
A determinação do coeficiente de condutividade hidráulica de um solo pode ser realizada
através de diversos métodos, em laboratório ou em campo. Em laboratório, a técnica usual é a
utilização de permeâmetros, podendo estes ser de parede rígida ou flexível. Em campo,
existem vários tipos de ensaios para a determinação de k. Os ensaios de campo mais usuais
são: piezômetros de tubo aberto, piezômetros de tubo fechado, permeâmetro de Guelph e
infiltrômetros. Neste item os ensaios mencionados serão apresentados com maior
detalhamento.
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
33
2.2.1 Ensaios de Laboratório
2.2.1.1 Permeâmetro de Parede Rígida
O ensaio em permeâmetro de parede rígida é realizado no interior de um tubo cilíndrico que
contém a amostra de solo, com o fluxo no sentido axial. O fluxo pode ser ascendente ou
descendente e a carga hidráulica aplicada pode ser constante ou variável.
Um permeâmetro de parede rígida pode ser adaptado a partir de outros equipamentos, como
cilindro de compactação, célula de adensamento e permeâmetro com selamento anelar. Neste
último, usa-se um selo de bentonita para evitar o fluxo entre a amostra e as paredes do
permeâmetro.
2.2.1.2
Permeâmetro de Parede Flexível
O permeâmetro de parede flexível consiste em uma câmara triaxial, onde o corpo de prova é
envolvido por uma membrana de látex e suas extremidades superior e inferior ficam em
contato com papel filtro e discos porosos. A câmara é preenchida com água destilada onde é
permitida a aplicação de tensões confinantes no corpo de prova. Daniel (1994) recomenda a
aplicação mínima de tensão efetiva de confinamento de 30 kPa para a garantia de que não
haja fluxo entre a membrana e o corpo de prova. Este método de ensaio ainda permite que o
corpo de prova seja saturado por aplicação de estágios de contra pressão. A saturação do
corpo de prova pode ser verificada através do parâmetro B, que é a relação entre a variação da
poro-pressão no interior do solo a partir de um incremento de tensão confinante. Considera-se
que para o parâmetro B > 0,95; o corpo de prova encontra-se saturado.
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34
Figura 2.1: Esquema do permeâmetro de parede flexível (modificado
de Daniel, 1994)
2.2.2 Ensaios de Campo
A determinação do coeficiente de condutividade hidráulica através de ensaios de campo é
menos precisa do que a determinação em ensaios de laboratório. Este fato deve-se à incertezas
ligadas a determinadas condições encontradas em campo como a posição do nível da água,
espessura das camadas do perfil de solo e amolgamento do solo nas adjacências da perfuração
(Pinto, 2000).
Ensaios de campo são realizados em condições reais, o que muitas vezes os ensaios de
laboratório não conseguem reproduzir, principalmente em solos residuais, devido aos efeitos
de escala. Os ensaios de campo abrangem um volume de solo maior, incluindo portanto
efeitos da variabilidade natural da permeabilidade no perfil de solo e a presença das
descontinuidades (macroestrutura), Daniel (1989).
A qualidade dos resultados dos ensaios de campo depende dos cuidados na execução e
também têm uma interpretação teórica mais complexa. No caso de ensaios de laboratório a
área de passagem do fluxo é constante e igual à área da seção transversal do corpo de prova,
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35
já nos ensaios de campo a área varia continuamente nas proximidades de ensaio, necessitando
de uma solução compatível com a geometria e as condições de contorno do problema.
A seguir, serão apresentadas as características gerais, métodos de execução e interpretação de
ensaios de condutividade hidráulica em campo utilizando piezômetros de tubo aberto,
permeâmetro de Guelph e infiltrômetro de anel duplo, ensaios realizados nesta dissertação.
2.2.2.1
Piezômetros
Os piezômetros são equipamentos muito utilizados no meio geotécnico para medidas de poro-
pressão e obtenção do coeficiente de condutividade hidráulica de solos naturais. A
determinação do coeficiente de condutividade hidráulica por meio de piezômetros apresenta a
vantagem de o ensaio ser de fácil montagem e de rápida execução. Existem dois tipos de
piezômetros capazes de medir a condutividade hidráulica de solos, os piezômetros cravados e
os escavados.
De acordo com Tavenas et al., (1983), a utilização de piezômetros cravados é desaconselhada
devido ao amolgamento e posterior adensamento do solo devido ao processo de cravação do
equipamento, provocando uma redução na medida do valor de k. Seu uso também é
desaconselhado, para a determinação de k, pelo fato de que a medida de infiltração
corresponde apenas a um pequeno volume de solo adjacente ao elemento poroso do
equipamento.
Um piezômetro escavado consiste em um tubo de PVC instalado dentro de um furo de
sondagem. O diâmetro do tubo utilizado geralmente possui 32 mm ou 40 mm. Na parte
inferior do tubo de PVC são executadas ranhuras intercaladas para a infiltração de água no
solo. O comprimento do trecho ranhurado é pouco menor do que o do filtro granular de areia,
que será apresentado posteriormente.
A diferença básica entre um piezômetro para a medida de condutividade hidráulica e um
piezômetro convencional para a medida de poro-pressão é a adaptação de um sistema para
medir o volume de água que infiltra no solo. A obtenção da vazão se dá através de uma bureta
graduada, do sistema de leituras adaptado, onde se mede o volume de água infiltrado em um
determinado intervalo de tempo, sob carga hidráulica constante ou variável.
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
36
Para a execução do ensaio se realiza um furo de sondagem, de preferência aberto a trado, com
cuidado para evitar o amolgamento do solo junto às paredes do furo. Por praticidade, executa-
se o furo de sondagem para a instalação do tubo de PVC (piezômetro) com diâmetro entre
80 mm e 100 mm. O fundo do furo de sondagem é preenchido com areia, que tem a finalidade
de regularização do fundo do mesmo. No furo de sondagem, o espaço entre suas paredes e o
tubo de água é preenchido com um filtro granular, também de areia. O filtro deve se estender
até alguns centímetros acima do final do trecho ranhurado do tubo de PVC. A folga entre o
tubo de PVC e as paredes do furo, acima do trecho ranhurado é preenchida com um selo de
bentonita (grout). Costuma-se utilizar uma pequena camada de areia fina entre o filtro e o selo
de bentonita para que a bentonita não venha a colmatar o filtro. A Figura 2.2 mostra um
esquema de um piezômetro escavado.
Segundo de Groot & Lutenegger (1994) o comprimento do filtro geralmente deve ser igual a 5
vezes o diâmetro do furo, pois este comprimento inclui adequadamente os efeitos de escala no
valor medido de k.
Selamento com bentonita
Filtro granular de areia
Tubo ranhurado
Solo recompactado
(preenchimento)
Sistema de leituras
Figura 2.2: Esquema do piezômetro escavado
No caso de ensaios em solos saturados, ou seja, abaixo do nível freático, as medidas de
volume de água infiltrada podem ser iniciadas a partir da estabilização da expansão da
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
37
bentonita no selo. O coeficiente de condutividade hidráulica é determinado a partir de teoria
de Hvorslev (1951), que considera o solo incompressível, ou a partir da teoria de
Gibson (1963) que considera a compressibilidade do solo.
A teoria de Hvorslev (1951) é aceita e a mais utilizada no meio da engenharia geotécnica
devido a sua simplicidade e obtenção de bons resultados. Esta será a solução utilizada para a
interpretação dos ensaios com piezômetros desta dissertação.
2.2.2.2
Permeâmetro de Guelph
O permeâmetro de Guelph foi desenvolvido na Universidade de Guelph no Canadá e descrito
por Reynolds et al. (1983). Foi introduzido no Brasil por Campos et al. (1992) e no Rio
Grande do Sul, por Cunha (1997). Através deste equipamento é possível estimar a
condutividade hidráulica não saturada através da correlação dos parâmetros obtidos no ensaio
e a curva característica do solo. Os parâmetros obtidos a partir da realização deste ensaio são:
(i) condutividade hidráulica saturada de campo (k
fs
) e (ii) potencial matricial de fluxo (
φ
m
).
Com este equipamento, as determinações de condutividade hidráulica saturada de campo são
realizadas acima do nível freático, onde o solo encontra-se na condição não saturada. O valor
da condutividade hidráulica obtida neste tipo de ensaio é menor do que a obtida em
laboratório, uma vez que em campo não é possível a obtenção da saturação completa do
volume de solo correspondente ao ensaio.
O ensaio consiste basicamente em estabelecer um fluxo de água de regime permanente em um
solo não saturado, em um furo de sondagem, sob uma carga hidráulica pequena e constante.
Calcula-se o coeficiente de condutividade hidráulica através da determinação da vazão
infiltrada pela base e pela parede do furo. O Permeâmetro de Guelph mede k
fs
entre 10
-2
e 10
-8
m/s. A profundidade máxima admitida, conforme o manual do fabricante do equipamento é de
6,0 m (Soilmoisture Equipment Corp., 1991).
Essencialmente o permeâmetro de Guelph é um vaso de Mariotte, capaz de medir a vazão que
infiltra no solo. O vaso de Mariotte é um arranjo de tubos, que possui a finalidade de manter
um determinado nível de água constante. O vaso de Mariotte é composto por:
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
38
•
Um reservatório, onde é armazenada a água para a execução do ensaio, dividido em
duas partes (interna e externa), com uma escala graduada;
•
Tubo de água, que conecta o reservatório de água ao furo de sondagem;
•
Um tubo de ar central, ligado em uma extremidade à atmosfera e a outra no nível
d’água.
O funcionamento do vaso de Mariotte consiste em manter o reservatório sob vácuo parcial,
com a finalidade de evitar a saída de água do mesmo. No fundo do furo, o nível de água fica
ligeiramente acima da extremidade do tubo de ar, impedindo a entrada de ar no reservatório.
Conforme a água infiltra no solo, o nível de água no furo cai, permitindo a entrada de ar no
reservatório (em forma de bolhas), fazendo com que diminua o vácuo parcial e
conseqüentemente permitindo a saída de água do reservatório. A água desce pelo tubo de água
e no furo de sondagem o nível de água sobe, cobrindo a entrada do tubo de ar, novamente
impedindo a entrada de ar. A Figura 2.3 mostra um esquema completo do equipamento
descrito.
Figura 2.3: Esquema do permeâmetro de Guelph. Adaptado do
Manual do equipamento, Soilmoisture Equipment Corp. (1991)
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
39
Para a execução do ensaio realiza-se um furo de sondagem, no interior do qual será instalado
o equipamento. O diâmetro do furo é de 6,0 cm e a profundidade do furo é a profundidade na
qual se deseja conhecer os parâmetros determinados pelo ensaio. O furo de sondagem é aberto
com um trado tipo concha. No final da escavação é utilizado um trado especial para a
remoção do material solto no fundo do furo. Ambos os trados acompanham o equipamento.
Com o furo aberto, conectam-se os tubos de água e de ar ao corpo do permeâmetro. Os tubos
são introduzidos no interior do furo, apoiando o tubo de água no fundo. Com um tripé é
ajustada a verticalidade do equipamento. Ajustada a posição do equipamento, os dois
reservatórios do permeâmetro são preenchidos com água desaerada e então se fecha a entrada
de água para aplicação do vácuo parcial, com uma bomba de vácuo manual.
Para iniciar a fase de percolação, o tubo de ar é levantado até que sua extremidade inferior
fique a uma altura em relação ao fundo do furo que coincida com a carga hidráulica imposta,
(normalmente 5 cm).
No inicio da percolação, o fluxo encontra-se no regime transiente, sendo que o solo, em
função do fluxo imposto, vai aos poucos se tornando saturado. Passado algum tempo após o
início da percolação, a vazão que sai do reservatório passa a ser constante (regime
permanente). Este fato indica a obtenção da condição saturada de campo da porção de solo
correspondente ao ensaio e pode ser verificado quando o intervalo de tempo entre as bolhas
formadas no interior do vaso de Mariotte assume um valor constante. O tempo para atingir o
regime de fluxo permanente depende de vários fatores, destacando-se a condutividade
hidráulica e a umidade antecedente do solo.
Quando o fluxo atinge o regime permanente, podem ser realizadas as medidas de volume
infiltrado versus tempo, para a determinação da condutividade hidráulica do solo. Após
realizadas estas medidas, o tubo de ar é novamente levantado, para aplicar uma segunda carga
hidráulica, normalmente com 10 cm.
As condições assumidas para a interpretação do ensaio são: (i) solo não saturado (acima do
nível freático), (ii) homogêneo, (iii) isotrópico e (iv) solo sem expansão ou inchamento
quando umedecido (Daniel, 1989). A medida principal do ensaio é a vazão de saída de água
do reservatório, após atingidas as condições de fluxo permanente. A percolação de água no
furo está submetida a três tipos de fluxo: um de pressão radial ao longo das paredes, um
vertical de pressão na base e outro vertical gravitacional também na base.
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
40
A solução analítica aproximada do ensaio se dá pela solução da Equação 2.4, Reynolds et al.
(1985):
mfsffsf
C
H
kak
C
H
Q
φ
π
π
π
*
**2
***
**2
2
2
++=
[2.4]
Onde:
Q
f
– vazão medida;
H – carga hidráulica aplicada;
C – parâmetro adimensional;
k
fs
– Coeficiente de condutividade hidráulica na condição saturada de campo;
a
f
– raio do furo;
φ
m
– potencial matricial de fluxo, definido por Gardner (1958b) pela Equação 2.5.
∫
=
0
*)(
i
m
dk
ψ
ψψφ
[2.5]
Onde:
k(
ψ
) – coeficiente de condutividade hidráulica não saturada do solo;
ψ
i
− carga de pressão inicial nas paredes do furo, negativa, pois o solo está submetido a
sucção matricial.
A determinação do coeficiente de condutividade hidráulica não saturada do solo é realizada
através da Equação 2.6, sugerida por Gardner (1958b).
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
41
()
ψα
ψ
*
*ekk
fs
=
[2.6]
Onde
α
é a relação k
fs
/
φ
m
.
Na Equação 2.4, os dois primeiros termos são relacionados ao fluxo devido à carga hidráulica
e o terceiro termo é relacionado com a sucção do solo. O parâmetro adimensional C,
apresentado na Equação 2.4 é dependente do tipo de solo e da relação entre a carga hidráulica
e o raio do furo (H/a
f
). Sua obtenção é apresentada na Seção 4.3.2.1.
2.2.2.3
Infiltrômetro de Anel Duplo
O Infiltrômetro de Anel Duplo é um método utilizado para determinar a taxa de infiltração de
água nos solos. É um ensaio largamente utilizado na área das ciências de solo voltadas para
irrigação e drenagem. Na área da Geotecnia, Daniel e Trautwein (1986) descreveram a
adaptação do ensaio para a determinação do coeficiente de condutividade hidráulica em
argilas compactadas, mais especificamente para o uso em liners de aterros sanitários. Campos
e Burgos (2003) utilizaram este tipo de ensaio para a análise de taxa de infiltração vertical em
solos residuais e coluvionares na cidade de Salvador (BA), com aplicação dos resultados em
análises de estabilidade de taludes.
O equipamento utilizado para a execução do ensaio consiste em dois cilindros, cravados de
forma concêntrica no solo. Para aplicações em liners de argila compactada, o diâmetro
recomendado do cilindro interno varia entre 0,6 m e 2 m (Daniel, 1989). O anel externo
possui diâmetro cerca de duas vezes maior que o diâmetro do anel interno. Para aplicações em
agronomia, os diâmetros recomendados dos cilindros são de 30 cm para o interno e no
mínimo 50 cm para o externo (Cauduro e Dorfman, 1986).
As medidas de vazão são realizadas apenas controlando o volume de água do cilindro interno,
medindo-se a taxa de variação do nível de água com o tempo ou a taxa de abastecimento de
água neste anel para que o nível em seu interior se mantenha constante. O fluxo abaixo do
cilindro interno é considerado unidimensional, na direção vertical. A função do anel externo
neste ensaio é de proporcionar a condição unidimensional de fluxo abaixo do anel interno, de
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
42
maneira que o espalhamento do fluxo (com componentes na direção horizontal) se dá apenas
embaixo do anel externo. Outro problema sanado pelo anel externo é a fuga de água através
da ranhura de solo, resultante do processo de cravação, por baixo do anel.
A Figura 2.4 ilustra a provável condição de fluxo abaixo de um infiltrômetro de anel duplo.
Na parte central, correspondente ao anel interno pode-se observar a verticalidade das linhas de
fluxo, enquanto na área correspondente ao anel externo verifica-se o espalhamento do fluxo.
Figura 2.4: Infiltrômetro de Anel Duplo: provável condição de fluxo
Para a execução dos ensaios, os anéis são cravados, com auxilio de uma marreta e então
preenchidos com água para então serem realizadas as leituras. Os seguintes métodos podem
ser utilizados para a medida de volume de água infiltrado: i) através do uso de um vaso de
Mariotte, semelhante ao já citado na descrição do Permeâmetro de Guelph, conectado ao
cilindro interno, que mantém o nível de água constante sendo o cilindro externo abastecido
manualmente; ii) conectando-se ao cilindro interno uma bolsa de água, que permanece abaixo
do nível de água do cilindro externo, em seu interior. Desta maneira, a carga hidráulica no
interior dos dois cilindros é a mesma e igual ao nível de água do cilindro externo.
Periodicamente, retira-se a bolsa de água com o intuito de pesá-la, e se necessário, preenchê-
la com água novamente. Através da diferença de peso de água da bolsa, determina-se o
volume de água infiltrado e procede-se o cálculo da vazão; iii) medir a variação do nível de
água no interior do cilindro interno, através de um sistema de leituras composto por uma bóia
que sustenta uma régua, esta régua é passante por um suporte que a mantém na posição
vertical e serve como referência para as medidas.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
43
As condições adotadas na interpretação do ensaio são: (i) solo homogêneo; (ii) isotrópico; (iii)
temperatura da água do anel interno constante (iv) fluxo abaixo do anel interno
unidimensional (na direção vertical).
De acordo com Daniel e Trautwein (1986) as oscilações de temperatura não são desejadas,
teoricamente, a cada 1°C de oscilação na temperatura, haverá aproximadamente 50 mL de
variação de volume na água dentro do anel interno, para as dimensões dos anéis interno e
externo de 152 cm e 213 cm respectivamente. A manutenção da carga hidráulica constante e
igual nos dois anéis também é importante, se a carga hidráulica diferencial entre os dois anéis
variar 1 cm, há uma variação de cerca de 100 cm³ na leitura de volume infiltrado no anel
interno. Devido a precisão do vaso de Mariotte ser de 1 mm, a variação é de cerca de 10 cm³.
É recomendado portanto que as medidas sejam realizadas com no mínimo dez vezes esta
resolução (100 cm³) no anel interno.
A Equação 2.7 define a taxa de infiltração.
At
Q
I
*∆
=
[2.7]
Onde:
Q – volume de água infiltrado;
∆
t – intervalo de tempo correspondente ao volume Q;
A – Área do anel interno;
A partir da obtenção da taxa de infiltração, pode-se calcular o coeficiente de condutividade
hidráulica:
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f
ff
L
)LH(
I
i
I
k
ψ++
==
[2.8]
Onde:
i – Gradiente hidráulico;
H – profundidade da água no anel;
L
f
– profundidade da frente de umedecimento;
ψ
f
– sucção na frente de umedecimento.
A sucção na frente de umedecimento pode ser medida, estimada, ou arbitrada como nula. A
sucção na frente de umedecimento é freqüentemente considerada nula, porém corre-se o risco
da superestimação do coeficiente de condutividade hidráulica. A medida da profundidade da
frente de umedecimento (Lf) é realizada a partir de tensiômetros ou a partir da medida do teor
de umidade ao final do ensaio.
2.3 ESTUDOS DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA EM TALUDES
Vargas Jr. et al. (1990) descreveram o uso de um programa computacional, baseado no
método dos elementos finitos, para análise de fluxo não saturado em meios porosos, com o
intuito de estudar os processos de infiltração da água das chuvas nas encostas do Rio de
Janeiro. No estudo, foram reproduzidas sete geometrias típicas das encostas da região,
mostradas na Figura 2.5. Como resultados típicos, o talude de perfil homogêneo da Figura
2.5 a) obteve um padrão de infiltração praticamente unidimensional. Quando a superfície
impermeável está próxima da superfície do terreno (Figuras 2.5 b) e 2.5 c) podem se
desenvolver poro-pressões no topo e na base do talude. Quando há um contato mais
permeável entre o solo e o maciço, surgem poro-pressões na base do talude (Figuras 2.5 d) e
2.5 e). Quando a permeabilidade decresce com a profundidade (Figura 2.5 f), são geradas
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
45
poro-pressões no contato entre as camadas de solo; e no caso de haver uma fratura no contato
entre a cunha e o solo (Figura 2.5 g) podem se desenvolver poro-pressões neste ponto.
Figura 2.5: Geometrias típicas de taludes do RJ utilizadas nas
modelagens por Vargas Jr. et al. (1990)
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
46
Vargas Jr. et al. (1992) fizeram uma revisão dos estudos realizados sobre a infiltração da água
das chuvas nas encostas e as conseqüências em sua estabilidade. A avaliação de estabilidade
estava limitada pelo desconhecimento das poro-pressões existentes no talude devido a
infiltração da água. Alguns escorregamentos citados tinham nível freático abaixo da superfície
de ruptura, com poro-pressões nulas ou negativas (sucção).
Vieira et al. (2001) realizaram ensaios com permeâmetro de Guelph, com o intuito de
caracterizar a variação espacial da condutividade hidráulica saturada. O local estudado foi a
bacia do Rio Papagaio, com área de 2,5 km², localizada na vertente sudoeste do maciço da
Tijuca. Em quatro cicatrizes de deslizamentos na bacia eram selecionados até quatro pontos
para a execução dos ensaios (topo, laterais e centro da cicatriz). As profundidades de ensaio
foram de 30, 60, 90, 120, 150, 200, 250 e 300 cm. Dentre os resultados obtidos de k
fs
, 95%
encontram-se entre 1x10
-4
cm/s e 9x10
-3
cm/s. Há tendência de aumento de k
fs
com a
profundidade. Foi ainda medida uma variação abrupta de k
fs
entre 30 e 60 cm de profundidade
em um mesmo ponto, a variação foi de 3,27x10
-5
cm/s em 30 cm para 1,90x10
-3
cm/s em
60 cm de profundidade.
Bressani et al. (1997) estudaram um corte de talude rodoviário com 4 m de altura em Teutônia
(RS), inserida na Formação Serra Geral. Os taludes da região são cobertos por solos
saprolíticos ou coluvionares, com espessura total tipicamente na faixa de 4 metros. No talude
estudado foi determinada a condutividade hidráulica do solo coluvionar e residual, através do
uso de piezômetros. Foi observado a condutividade hidráulica no solo coluvionar difere entre
sua porção superior e sua porção inferior, variando de 10
-4
m/s para 10
-10
m/s. Já o solo
residual apresentou condutividade hidráulica na ordem de 10
-9
m/s. A elevada condutividade
hidráulica da porção superior do solo coluvionar foi atribuída às trincas e vazios provocados
pela movimentação do talude. Em campo foi observado que o nível freático mantem-se a
aproximadamente 2 m abaixo da superfície do terreno em alguns pontos e em outros não é
observado. Após estação chuvosa, foi verificado que o nível freático coincide com a
superfície. Conforme análise numérica de fluxo, para uma chuva com intensidade de
34 mm/h, o talude satura em 2 horas (tempo de recorrência de 20 anos).
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
47
2.4 ESTUDOS DE INSTABILIDADES DECORRENTES DE EVENTOS
PLUVIAIS
Dentre os casos encontrados na literatura, a maioria das rupturas translacionais rasas são
deflagradas devido ao excesso de poro-pressão no interior do talude. Excessos de poro-
pressão podem ser gerados pelo fluxo de água e pela elevação do nível freático no talude,
proveniente das chuvas. Esta seção apresenta alguns trabalhos realizados que relacionam
eventos chuvosos com condutividade hidráulica ou geração de poro-pressão em taludes, e os
efeitos em sua estabilidade.
Johnson e Sitar (1990), em seu trabalho, relatam o monitoramento de poro-pressões, através
da utilização de tensiômetros, durante um período de dois anos, avaliando a resposta da
sucção e da poro-pressão à eventos pluviais, em uma talude em Briones Park, Califórnia
(EUA). A área freqüentemente é palco de instabilizações do tipo corridas de detritos,
inclusive durante o monitoramento, houve deflagração do fenômeno em taludes adjacentes ao
intrumentado. As chuvas foram medidas e registradas em pluviógrafos. Os tensiômetros eram
capazes de medir valores de sucção e poro-pressão de até 100 kPa. Estes tensiômetros eram
conectados a um sistema de aquisição automática de dados. Com a instrumentação citada foi
possível avaliar a resposta hidráulica do solo para todas as chuvas ocorridas no período do
monitoramento.
Os tensiômetros foram instalados em três diferentes profundidades, e em seis pontos distintos
ao longo de uma linha no centro do talude com forma ligeiramente côncava. As profundidades
de instalação foram: (i) ligeiramente abaixo da superfície, buscando avaliar o comportamento
no topo da camada de solo, (ii) no meio da camada de solo e (iii) no fundo da camada de solo,
visando avaliar o comportamento na interface solo-rocha alterada, subjacente.
Os pulsos de poro-pressão gravados eram extremamente dependentes da condição inicial do
solo (obtidas através da sucção medida antes da chuva e a curva característica do solo). Os
pulsos de poro-pressão medidos chegaram a ordem de 5 kPa, iniciando no ponto onde o talude
passa de convexo para côncavo. Nas cotas mais baixas do talude observou-se um processo
transiente com variabilidade espacial. Os autores concluíram que os métodos usuais até então
não descrevem completamente os processos hidráulicos medidos em campo.
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
48
Tsaparas et al. (2002) estudaram através de modelos e soluções numéricas nos programas
computacionais Seep/W e Slope/W várias hipóteses relacionadas a taludes não saturados
envolvendo infiltração de água e sua influência na estabilidade. Nas análises de fluxo de água,
foram simuladas hipóteses variando a distribuição das chuvas antecedentes à tempestade e a
distribuição da própria tempestade. Foram analisadas cinco diferentes distribuições para a
chuva antecedente combinadas com cinco hipóteses para a tempestade, totalizando um
acumulado de 25 mm de chuva antecedente e 240 mm de precipitação na tempestade. As
mesmas análises foram realizadas para diferentes condições iniciais do nível freático do
talude e sucção do solo com diferentes coeficientes de condutividade hidráulica (10
-2
, 10
-3
,
10
-4
e 10
-5
cm/s). O estudo foi realizado em um talude idealizado, com inclinação de 1:2
(horizontal:vertical), 10 metros de altura, com um solo homogêneo e isotrópico em todo o
perfil.
De acordo com Tsaparas et al. (2002) o coeficiente de condutividade hidráulica é o fator que
mais influencia as condições de fluxo no talude. O k comanda a quantidade de água que irá
infiltrar no solo e a quantidade que irá escoar superficialmente durante uma tempestade
(quanto menor o k, menor a quantidade de água infiltrada). As análises realizadas mostraram
que a pior situação ocorre quando a tempestade é a menos intensa das hipóteses, com os 240
mm distribuídos durante 16 horas. Em relação a chuva de cinco dias antecedentes, a situação
mais desfavorável é quando os 25 mm são uniformemente distribuídos em uma chuva
contínua e uniforme. Na hipótese com solo de alta permeabilidade (k
sat
=10
-2
) as chuvas no
período antecedente não exercem influência sobre o fluxo de água durante a tempestade. Já
em solos com k
sat
=10
-3
cm/s a chuva antecedente já passa a exercer influência devido a
redução na sucção. Finalmente, para solos com baixa permeabilidade (k
sat
=10
-4
- 10
-5
cm/s), a
poro-pressão não varia significativamente durante a tempestade, mas tem uma elevação se
tornando positiva após o final do período chuvoso antecedente á tempestade.
Simoni et al. (2004) descreveram o monitoramento da poro-pressão em um talude instável de
material argiloso, durante o período de agosto/2001 até junho/2002. Os objetivos eram
determinar a magnitude e o tempo de resposta da poro-pressão, após uma forte chuva e a
trajetória da água na zona saturada após a chuva. Os autores comentam que a maioria das
teorias e ferramentas existentes consideram apenas o fluxo paralelo ao talude, sem considerar
o fluxo vertical. Nas medidas realizadas na estação úmida, a zona saturada manteve-se na
faixa de 1 m de profundidade, elevando-se após a incidência de severas chuvas para bem
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
49
próximo à superfície. Já durante a estação seca, a zona saturada é mais profunda e temporais
não causaram significativas respostas na poro-pressão. Os autores constataram uma clara
tendência da propagação dos pulsos de poro-pressão na direção vertical, assim como a
predominância do fluxo normal, a curto prazo, após uma simples precipitação. Durante o
monitoramento não foi detectado fluxo superficial paralelo ao talude. Segundo os autores,
esse fato é devido à uniformidade de k no perfil de solo, sendo que para haver o fluxo paralelo
ao talude, deve haver uma quebra na condutividade hidráulica no perfil de solo, com uma
camada de solo subjacente menos permeável.
Shakoor e Smithmyer (2005) analisaram rupturas em solos coluvionares devidas a temporais
no estado de Ohio, EUA. As rupturas analisadas foram classificadas como rupturas rasas
translacionais e ocorreram nas camadas de solo coluvionar de cortes rodoviários Foram
determinadas, em campo, propriedades de seis taludes onde houve ruptura (estratigrafia,
geometria, peso específico e características da ruptura) e foram retiradas amostras para
ensaios de laboratório (caracterização, cisalhamento direto e condutividade hidráulica). No
caso, os autores comprovaram as três condições necessárias para a ocorrência de rupturas
rasas durante um evento chuvoso, proposta por Campbell (1975): (i) a existência de um manto
coluvionar, (ii) um talude com inclinação entre 26° e 45°, (iii) teor de umidade igual ou
superior ao limite de liquidez do solo coluvionar.
Wolle et al. (2001) apresentaram as características geotécnicas do acidente ocorrido no km 42
da Via Anchieta (Serra do Mar/ SP) ocorrido em dezembro de 1999. Chuvas intensas
provocaram rupturas nas cotas mais elevadas da encosta (entre 500 e 900 m de altitude).
Trincas foram observadas na pista Sul e estas foram atribuídas ao alívio de tensões no maciço
de solo devido ao material mobilizado, cerca de 80 m encosta abaixo. Foi identificado que as
rupturas não se restringiram à porção superficial de solo, estendendo-se ao saprolito e rocha
alterada subjacentes. Não há registros precisos de chuva no local, apenas a 3 km do local em
cotas 400 m mais baixas foi registrada uma precipitação de 274 mm em 3 dias. Na região é
comum ocorrer escorregamentos com chuvas de 100 mm/dia, e escorregamentos
generalizados do tipo deste acidente com chuvas de 180 mm/dia. Estima-se que a ruptura
iniciou nas cotas inferiores (a cerca de 300 m da rodovia), devido à rápida infiltração de água
nas fraturas da rocha, gerando excesso de poro-pressão suficiente para mobilizar rocha
alterada e solo coluvionar. O alívio das tensões encosta acima aliado ao fluxo pelo maciço
provocou um movimento retrogressivo de instabilizações até atingir a cota da pista. Obras de
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
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contenção foram realizadas e contiveram o avanço das instabilizações, até que em fevereiro
foram registrados novos movimentos significativos (leituras de 200 mm em pinos de
recalques e 50 mm em inclinômetros). Em nenhum dos piezômetros instalados foi
identificado elevação do nível freático apesar da elevada profundidade de instalação dos
mesmos (até 72 m), mesmo durante as chuvas que provocaram as instabilizações posteriores à
inicial.
2.5 CORRIDAS DE DETRITOS
Nesta seção é apresentada uma breve descrição do fenômeno de corridas ou fluxos de detritos.
É importante salientar que a área de estudo desta dissertação, descrita no próximo capítulo, foi
palco deste tipo de movimento de massa em dezembro de 2000.
2.5.1 Descrição e Definição das Corridas de Detritos
As corridas de detritos são fenômenos naturais do âmbito geotécnico que apresentam o maior
risco sócio-econômico. É de grande necessidade a elaboração de métodos capazes de
identificar e monitorar áreas suscetíveis ao fenômeno, aprimorando os sistemas de alerta e o
dimensionamento de obras de contenção ao fenômeno. Devido à grande energia acumulada
durante o fluxo, as propriedades e obras de infra-estrutura situadas nas trajetórias de corridas
de detritos e lamas são altamente vulneráveis; o que é demonstrado em inúmeros casos
históricos, relatados por pesquisadores de todo o mundo. Gramani (2001) considera este tipo
de fenômeno como um dos mais espetaculares e expressivos processos geológicos, dentre os
demais movimentos de massa associados à dinâmica externa, atuantes na superfície do
planeta.
Takahashi et al. (1997) cita que as corridas de detritos são fenômenos ora regidos pela
mecânica dos solos, ora pela mecânica dos fluídos. O autor salienta o cuidado que deve ser
tomado ao definir o fenômeno, excluindo-o do âmbito de escorregamentos e movimentos de
blocos, ou transporte dos sedimentos por arraste ou suspensão. Bressani (1999) define
corridas como um tipo de instabilização espacialmente contínuo, onde as superfícies de
cisalhamento são pouco espaçadas e não são preservadas, lembrando o movimento de um
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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fluído viscoso durante o fluxo. Conforme o autor escorregamentos rasos podem se tornar
corridas dependendo de alguns fatores: (i) perda de resistência do material; (ii) alta absorção
de água pelo solo (iii) material mobilizado encontrar taludes mais íngremes. Segundo
Gramani (2001), as corridas de detritos são originadas quando a adição de água mobiliza
massas grosseiras de solo, rocha ou vegetação a partir das encostas e canais de drenagem. A
maior parte das corridas iniciam-se a partir de escorregamentos rasos, principalmente em
encostas íngremes com abundância de solos residuais e/ ou coluvionares.
Anderson e Sitar (1995) realizaram ensaios triaxiais especiais, com trajetórias de tensões que
simulam as condições de campo na iniciação das corridas de detritos. Os resultados
comprovam o lento processo de ruptura sob condição drenada, com posterior mobilização do
material rompido de maneira bastante rápida, sob condições não drenadas.
As corridas de detritos podem atingir altas velocidades durante seu escoamento. Em diversos
casos citados na literatura internacional, a velocidade de escoamento ultrapassa os 70 km/h
sendo também relatados valores da ordem de 100 km/h. A alta velocidade do fluxo confere às
corridas de detritos um alto poder de erosão e arraste de materiais sólidos. São comuns nas
cicatrizes de corridas de detritos a presença de sulcos em forma de “U”.
Outra característica marcante do fenômeno é a capacidade de atingir grandes distâncias,
mesmo em terrenos de baixa declividade. Diversos autores relatam que a mobilidade de uma
corrida de detritos depende da quantidade de argila presente na matriz da corrida; devido à
redução da permeabilidade com a presença de argila, a pressão de água aumenta, fornecendo
maior mobilidade à massa. Gramani (2001) salienta a importância da determinação da
distância possível de ser percorrida por uma corrida de detritos. A mobilidade é um fator
importante para a ocupação segura de áreas de risco e prevenção de acidentes envolvendo este
tipo de fenômeno.
As seguintes condições são favoráveis, (consideradas fundamentais por muitos autores) para a
deflagração de corridas de detritos:
•
Abundante fonte de partículas e detritos de solos e/ou rocha inconsolidados;
•
Encostas íngremes (acima de 25°);
•
Fonte abundante de água atingindo os materiais suscetíveis a escorregamentos;
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•
Vegetação esparsa.
Segundo Gramani (2001), as diversas corridas de detritos de grandes proporções, descritas na
literatura, ocorreram em regiões montanhosas por mobilização de escorregamentos
translacionais rasos, durante eventos pluviais atípicos. Durante estes eventos, a grande
quantidade de água supera a capacidade de absorção da encosta, alterando drasticamente os
processos de percolação e provocando a ruptura de diversos taludes, simultaneamente. Os
materiais mobilizados nestas rupturas rasas podem ficar retidos nas drenagens, bloqueando-as
temporariamente. Durante uma tempestade, a abundância de água que escoa pela drenagem
faz com que o material depositado na drenagem atinja rapidamente seu estado líquido, fluindo
drenagem abaixo em forma de onda, com grande energia. O alto poder erosivo do fluxo
agrega ainda material sólido das margens do canal de drenagem, devido à ocorrência de
rupturas nas mesmas, aumentando a concentração do fluxo.
Segundo IPT (1987), apud Gramani (2001), as corridas de detritos podem ser divididas em
dois grupos, de acordo com a maneira que o movimento se inicia sendo então corridas de
origem primária e secundária. As corridas de origem primária são originadas pela
transformação de escorregamentos iniciados nas encostas da bacia do canal de drenagem
através da dilatância ou liquefação espontânea do material. As de origem secundárias iniciam-
se na própria drenagem a partir da ruptura de barragens naturais ou instabilização dos
materiais depositados frente à passagem de uma quantidade crítica de água sobre os
sedimentos.
A seguir serão analisados os condicionantes referentes à formação de fluxos ou corridas de
detritos de origem primária, no que diz respeito à infiltração e percolação das águas da chuva
na encosta.
2.5.2 Principais Condicionantes de Fluxos de Detritos
De acordo com Gramani (2001) as corridas de detritos geralmente são formadas nas
cabeceiras das drenagens primárias ou secundárias, associadas à concentração de material
mobilizado mais água, em quantidades críticas para sua iniciação no canal. O autor divide os
fatores que condicionam sua ocorrência entre fatores internos, relativos à encosta, canal de
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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drenagem e bacia de captação; e os fatores externos, que são forças externas atuando sobre o
local onde ocorre o fluxo, como tempestades, terremotos, degelo e ação antrópica.
2.5.2.1
Fatores Internos
a) Condicionantes das encostas
Os principais condicionantes referentes às encostas são: (i) inclinação (inclinação crítica na
faixa de 30°) e (ii) disponibilidade de material passível de mobilização (solos coluvionares ou
camada de solo residual).
Nas encostas, geralmente o material presente na calha fluvial é proveniente de
escorregamentos das encostas adjacentes, podendo também ocorrer a concentração do
material no leito de maneira mais lenta, através do rastejo das camadas de solo para as linhas
de drenagem.
Uma boa parcela da concentração de sedimentos é composta por material rochoso proveniente
das regiões próximas à cabeceira da drenagem, visto que nesses locais geralmente a camada
de solo é muito pouco espessa. Em pontos mais a jusante, a contribuição de solos é mais
efetiva, adicionando-se aos detritos grosseiros e compondo a massa das corridas.
Alguns fatores relacionados às características das encostas facilitam a ocorrência das corridas,
tais como: a) ausência de vegetação, expondo o solo às condições climáticas, facilitando os
processos erosivos; b) estruturas primárias (falhas, fraturas e juntas) que desestabilizam
localmente a encosta; c) contatos entre diferentes camadas de solos, (com permeabilidades
distintas possibilitando a geração de poro-pressão positiva e fluxo paralelo ao talude) e
d) solos com baixa resistência ao cisalhamento.
b) Condicionantes das drenagens
Os canais de drenagem são o principal meio de movimentação das corridas. Dentre as feições
típicas dos canais de drenagem, os que mais favorecem a deflagração de corridas são os vales
encaixados, devido ao seu grande raio hidráulico.
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As diferentes formas geométricas apresentadas pelas linhas de drenagem são controladas por
fatores geomorfológicos e geológicos. A geomorfologia condiciona o formato das drenagens
com vales encaixados, estrangulamento de canais (onde ocorre o barramento natural) e altas
declividades. A geologia contribui na formação de corpos coluvionares e aluvionares,
depositados ao longo das drenagens.
Pode-se considerar que as drenagens constituem fonte abundante de material sólido e
representam estrutura de acumulação e barramento das partículas em movimento. Drenagens
com elevadas declividades e raios hidráulicos favorecem o desenvolvimento das corridas de
detritos.
c) Condicionantes da bacia de captação
Os elementos da bacia hidrográfica controlam a concentração de água das vertentes para a
linha de drenagem. As principais características físicas de uma bacia são: (i) área, (ii) formato,
(iii) sistema de drenagem e (iv) formas de relevo. Cada um destes fatores contribui para a
distribuição de água pela superfície do terreno, tempo de concentração das águas e magnitude
da vazão.
A forma da bacia depende diretamente da constituição geológica do terreno e controla o
tempo de concentração da água. Bacias que permitem curtos tempos de concentração com
picos de vazão elevados favorecem a ocorrência de corridas de detritos. Através da densidade
de canais tem-se uma indicação da eficiência da bacia em drenar a água superficial, variando
inversamente com a extensão do escoamento superficial.
O relevo controla a velocidade do escoamento superficial, através da declividade do terreno.
A suscetibilidade à erosão e a magnitude das enchentes varia com a velocidade com que
ocorre o escoamento sobre o terreno. O relevo também tem papel em fatores meteorológicos,
controlando a precipitação e a evaporação dentro das áreas da bacia.
Assim, as bacias mais suscetíveis à deflagração de corridas de detritos são as de dimensões
pequenas, por possuírem menor tempo de concentração e vazão maior e geralmente
apresentam altas declividades. Estas ainda tendem se localizar em barreiras geográficas,
apresentando maiores precipitações devido ao efeito orográfico.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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2.5.2.2
Fatores Externos
Dentre os fatores externos que condicionam a ocorrência de corridas de detritos, podemos
citar, a nível global: (i) precipitações pluviométricas, (ii) degelo, (iii) sismicidade, (iv)
vulcanismo, (v) ação antrópica. Para este estudo, é de interesse apenas o primeiro e o último
destes fatores, já que os demais apresentam pouca ou nenhuma importância na região de
estudo. Maiores detalhes dos fatores de importância são apresentados a seguir.
a) Precipitações pluviais
As chuvas são os eventos que mobilizam a maior parte dos fenômenos de instabilidade de
taludes. Os efeitos na consistência dos solos, forças de percolação e os excessos de
poro-pressão são os fatores desestabilizadores provocados pelas águas das chuvas em um
talude.
As águas provindas das chuvas e tempestades proporcionam a instabilização por
escorregamentos e mobilização dos materiais, muitas vezes seguidas de erosão intensa das
encostas. Por vezes mobilizam grandes volumes gerando catástrofes, com a formação de
corridas de detritos ou de lama. Na maioria dos casos descritos na literatura geotécnica, a fase
final dessas mobilizações é caracterizada por enchentes severas, demonstrando o papel das
águas pluviais para a deflagração destes fenômenos.
Há controvérsias na literatura geotécnica quanto ao tipo de chuva que favorece o
desenvolvimento das corridas de detritos: longa duração e pequena intensidade contra curta
duração e grande intensidade. Diversos estudos foram realizados para que se conheça um
índice pluviométrico crítico para a deflagração desse tipo de fenômeno. Nestes estudos,
freqüentemente são ressaltados três fatores nas características das chuvas: quantidade, duração
e intensidade. Estes três fatores são importantes tanto na tempestade, que vem a mobilizar a
corrida como na chuva anterior a esta tempestade.
No estudo dos escorregamentos que dão origem às corridas de detritos há necessidade de
se levar em consideração as chuvas ocorridas anteriormente à tempestade. Estas chuvas,
de menor intensidade, são responsáveis pelo processo de perda de sucção e saturação do
solo. Wolle e Carvalho (1989) mostram que a ação combinada de chuva precedente e
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chuva intensa de curta ou média duração são responsáveis pelos fenômenos estudados na
Serra do Mar.
O solo na condição não saturada tem sua condutividade hidráulica reduzida, uma vez que há
vazios ocupados por ar, reduzindo ou tornando tortuosos os canais a serem percorridos pela
água. Além disso, ainda há o efeito da sucção do solo, que ajuda a impedir a infiltração de
água no interior do solo. Chuvas de menor intensidade fazem com que o grau de saturação
aumente, diminuindo a sucção e conseqüentemente aumentando a condutividade hidráulica do
solo. Desta maneira, a capacidade de infiltração da água da chuva no solo se torna muito
maior.
Wolle (1988) apud Gramani (2001), estudando os mecanismos de escorregamentos na Serra
do Mar (SP) relata que as chuvas que caem sobre encostas afetam diretamente sua
estabilidade através da elevação do nível freático e geração de forças de percolação;
preenchimento temporário de fendas, trincas e demais estruturas em solos saprolíticos e
rochas (fraturas, juntas) com geração de pressões hidrostáticas e formação de frentes de
saturação sem a formação de nível da água (em solos não saturados), diminuindo a resistência
dos materiais pela redução da sucção. Ele ainda afirma que na região estudada, chuvas de no
mínimo 180 mm diários podem deflagrar escorregamentos significativos, desde que
anteriormente tenham ocorrido chuvas regulares.
O fato de haver precipitações anteriores “preparando” o solo para após ou durante um evento
de maior intensidade de chuva subseqüente ocorrer uma corrida de detritos foi defendido por
diversos autores. Muitos também foram os estudos para se determinar um evento chuvoso
crítico, para que eventos com intensidade e duração maiores que tais sejam potenciais
condicionantes da formação de corridas de detritos.
A determinação e as tentativas de se estimar curvas deflagradoras de corridas de
detritos apresentam uma série de problemas e dificuldades. Dentre as dificuldades duas se
destacam: a) a chuva registrada em geral não é medida justamente na área do movimento e
b) para cada região do mundo têm-se características particulares que dificultam o traçado
de curvas limites com a mesma forma representativa de diferentes regiões. Dentre
os problemas também ressalta-se a forma de apresentação dos dados de chuvas, que
são extremamente variáveis nas fontes encontradas, isto é, por vezes se apresenta dados
de intensidade em mm/h, mm/min, mm/dia; o tempo acumulado das chuvas também
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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varia muito (2, 4, 7, ... dias e outros que nem mencionam o tempo de chuva acumulada)
e estes dados plotados em diferentes tipos de gráficos. Tudo isso dificulta muito a elaboração
de uma coleção de resultados para a confecção de uma situação limite única para qualquer
encosta.
b) Ação antrópica
Uma significativa parcela dos movimentos de massa é provocada devido à
atividades humanas. Em encostas com suscetibilidade aos processos de corridas de detritos,
a remoção da cobertura vegetal, mudanças na geometria natural do talude, mudanças
nas características hidráulicas naturais ou o uso de explosivos que podem gerar
sismos contribuem significativamente para processo de mobilização de grande quantidade
de solo.
Augusto Filho (1995) apresenta as principais ações antrópicas que podem induzir movimentos
gravitacionais de massa:
•
Remoção da cobertura vegetal;
•
Lançamento e concentração de águas pluviais
•
Vazamentos na rede de abastamento, esgoto e presença de fossas sépticas;
•
Execução de cortes inadequados em encostas;
•
Execução inadequada de aterros;
•
Lançamento de lixo nas encostas;
•
Vibrações produzidas por tráfego pesado, explosões, etc.
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3 DESCRIÇÃO DA ÁREA DE ESTUDO
Neste capítulo são apresentadas as características gerais da área de estudo, a partir de pesquisa
bibliográfica e levantamentos de campo. Inicialmente é apresentada a geologia e a
geomorfologia, descrevendo a formação geológica e as unidades geomorfológicas onde se
encontra a região estudada. Posteriormente são apresentados os aspectos locais, com as
principais características das encostas da região, algumas das quais apresentaram movimentos
de massa do tipo corridas de detritos em dezembro de 2000.
3.1 GEOLOGIA REGIONAL
A Região Nordeste do estado do Rio Grande do Sul encontra-se inserida na Bacia Sedimentar
do Paraná. Esta bacia situa-se na região centro-leste da América do Sul e constitui a maior
bacia intracratônica conhecida, ocupando uma área de 1.600.000 km², sendo cerca de 60%
desta área em território brasileiro, avançando ainda pela Argentina, Uruguai e Paraguai. No
Brasil, todo o estado do Mato Grosso do Sul, a maior parte dos estados do Rio Grande do Sul,
Santa Catarina, Paraná e São Paulo, além de boa parte dos estados de Mato Grosso, Goiás e
Minas Gerais encontram-se em áreas de domínio desta Bacia.
A Figura 3.1 mostra a localização da bacia, a qual apresenta formato que lembra a letra “J”,
com eixo principal na direção NE-SW, que é relacionado à reativação de estruturas tectônicas
mais antigas do embasamento Cristalino (Melfi et al., 1988).
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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Figura 3.1: Mapa de localização da Bacia do Paraná (Melfi et al., 1988)
No desenvolvimento da Bacia do Paraná entre os períodos Siluriano, na era Paleozóica (600
milhões de anos atrás) e período Jurássico, na era Mesosóica (entre 140 e 120 milhões de anos
atrás) destacam-se processos de deposição de sedimentos, de subsidência e de tectonismo.
Estes processos originaram diversas formações sedimentares que foram posteriormente
encobertas em grande parte de sua área por derrames basálticos. Os derrames originaram-se
no período Jurássico e se estenderam até o período Terciário, já na era Cenozóica. O pacote
sucessivo de derrames deu origem a Formação Serra Geral. (Melfi et al., 1988).
As seqüências sedimentares são expostas apenas em pequenas faixas nas bordas da Bacia do
Paraná, com largura máxima de 200 km. As rochas basálticas da Formação Serra Geral
ocupam toda sua porção central, correspondendo à cerca de 75% das exposições rochosas na
Bacia do Paraná.
3.1.1 Formação Serra Geral
A denominação Serra Geral foi introduzido por White (1908) ao estudar os carvões do sudeste
catarinense, na região do rio São Bento, onde incluiu as “Eruptivas da Serra Geral” na “Série
de São Bento”. A Formação Serra Geral se constitui de uma sucessão de corridas de lavas,
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
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com composição predominantemente básica. A seqüência superior destes derrames apresenta
um domínio de rochas efusivas ácidas.
A formação Serra Geral cobre uma área aproximada de 1.200.000 km². A espessura média do
pacote de derrames é de 660 m, sendo que a espessura de cada derrame varia desde poucos
metros até 100 m. A composição química dos diversos derrames apresenta variações, podendo
ser desde caráter básico até caráter ácido. Rochas basálticas representam cerca de 90% em
volume dos derrames, andesitos representam 7% e riodacitos e riolitos 3% (Melfi et al.,
1988).
Segundo Leinz e Amaral (1978), de maneira geral um derrame é constituído por cinco
camadas, como pode ser observado na Figura 3.2. A porção basal é formada por um material
vítreo, conseqüente do rápido resfriamento da lava. A segunda camada apresenta
diaclasamento horizontal, após gradativa mudança da camada basal. A parte central do
derrame apresenta diaclasamento vertical e é a rocha de maior solidez e resistência ao
intemperismo. A parte superior do derrame é constituída de um arranjo de rocha vesicular,
rocha amigdalar, brecha vulcânica e material vítreo.
Figura 3.2: Perfil típico de um derrame basáltico na Formação Serra Geral (Leinz e
Amaral, 1978)
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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As encostas localizadas nas bordas da Formação Serra Geral são encobertas por corpos de
colúvio ou tálus. Estes depósitos apresentam espessura bastante variável, de menos de 1 metro
podendo chegar a 20 m. Depósitos de tálus são encontrados nas bases de camadas do derrame
mais resistentes ao intemperismo (camada de diaclasamento vertical) devido à queda de
blocos, sendo formados por matacões e pedregulhos, sem matriz argilosa. Os corpos
coluvionares são predominantes na base dos vales e encostas, caracterizando-se por
apresentarem matriz argilosa na qual encontram-se imersos pedregulhos e blocos de rocha. A
composição e granulometria dos corpos coluvionares é muito variável e normalmente seu
contato com o material subjacente é marcado pela presença de uma linha de seixos. Em
muitos locais também é comum a ocorrência de colúvios mais recentes estarem depositados
sobre colúvios mais antigos. Azambuja et al. (2000) apresentam as características típicas de
um perfil de alteração e depósitos de encosta da Formação Serra Geral, adaptada de Tugrul
(Figura 3.3).
Figura 3.3: Seção tipo de encostas da Formação Serra Geral (adaptada de
Tugrul, 1997)
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Corpos de arenitos eólicos intercalados entre os derrames basálticos da Formação Serra Geral
ocorrem nesta unidade de maneira eventual, com espessuras que variam desde alguns
centímetros até algumas dezenas de metros. Estes arenitos recebem a denominação de arenitos
intertrapianos e são decorrentes da contínua atividade eólica durante o vulcanismo. Diques,
sills, e corpos irregulares de diabásio têm ocorrência generalizada na Formação Serra Geral
(IBGE, 1986).
3.1.2 Geomorfologia Regional
Existem duas sistematizações para a compartimentação geomorfológica do estado do Rio
Grande do Sul. A mais simples divide o estado em quatro províncias geomorfológicas:
i) Escudo; ii) Depressão Periférica; iii) Planície Costeira e iv) Planalto. Uma
compartimentação mais completa, apresentada no Projeto RADAMBRASIL (IBGE, 1986)
divide-se hierarquicamente em 4 níveis e é apresentada na Tabela 3.1.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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Tabela 3.1: Compartimentação geomorfológica do estado do Rio Grande do Sul
(IBGE, 1986)
PROVINCIAS
GEOLÓGICAS
DOMÍNIOS
MORFOESTRUTURAIS
REGIÕES
GEOMORFOLÓGICAS
UNIDADES
GEOMORFOLÓGICAS
Planície Costeira Externa
Planície Marinha
Planície Lagunar
Costeira
Depósitos Sedimentares
Planície Costeira Interna
Planície Alúvio-Coluvionar
Planalto dos Campos Gerais
Planalto Dissecado
Rio Iguaçu-Rio Uruguai
Serra Geral
Planalto das Araucárias
Patamares da Serra Geral
Planalto das Missões
Planalto de Santo Ângelo
Planalto da Campanha
Planalto de Uruguaiana
Depressão Rio Jacuí
Paraná
Bacias e Coberturas
Sedimentares
Depressão Central Gaúcha
Depressão Rio Ibicuí-Rio Negro
Planaltos Residuais
Canguçu-Caçapava do Sul
Mantiqueira
Embasamento em Estilos
Complexos
Planalto Sul-Rio-
Grandense
Planalto Rebaixado Marginal
Conforme a compartimentação geomorfológica proposta pelo projeto RADAMBRASIL, a
unidade geomorfológica ocorrente na área de pesquisa corresponde à Serra Geral. A unidade
geomorfológica Serra Geral é constituída pelas escarpas dos terminais da unidade Planalto
dos Campos Gerais em suas margens leste e sul. Desenvolve-se principalmente sobre rochas
efusivas básicas e é subdivida em dois compartimentos: Aparados da Serra e Área Serrana.
Esta divisão ocorre quando a Formação Serra Geral inflete da direção norte-sul para a direção
leste-oeste, ao norte de cidade de Osório (RS) nas proximidades do lago das Malvas. O
compartimento correspondente aos Aparados da Serra apresenta um relevo mais abrupto, com
desníveis atingindo 1000 metros. Os vales fluviais apresentam grande aprofundamento,
adaptados aos sulcos estruturais da área.
O compartimento correspondente à Área Serrana representa a área de estudo. É constituída
por um relevo escarpado mais rebaixado e festonado devido principalmente à erosão
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provocada pela presença de rios de grande porte. As formas de relevo estão representadas por
profunda e intensa dissecação com marcante controle estrutural, freqüentes ocorrências de
sulcos estruturais de diversas orientações com cursos fluviais a eles adaptados.
3.2 ASPECTOS LOCAIS E RUPTURAS ANTERIORES
A área de estudo se localiza no município de São Vendelino (RS), distante 80 quilômetros de
Porto Alegre (RS), em direção a cidade de Caxias do Sul (RS), na região Nordeste do estado.
O talude estudado encontra-se distante cerca de 7 km do centro da cidade de São Vendelino,
na margem da rodovia RS122 em direção a cidade de Farroupilha (RS). O acesso ao talude se
dá através de uma estrada vicinal não pavimentada.
A Figura 3.4 apresenta o mapa do estado do Rio Grande do Sul, com destaque para a região
Nordeste do estado onde se encontra a cidade de São Vendelino. A Figura 3.5 apresenta o
detalhe da Região Nordeste do estado, sendo destacado o município de São Vendelino. A
Figura 3.6 apresenta uma imagem aérea da região destacada na Figura 3.5. Nela são indicadas
a cidade de São Vendelino, a RS122 e a área de estudo. A Figura 3.6 apresenta a ampliação
do quadrículo em vermelho presente na Figura 3.6, que representa a área de estudo. A área de
estudo, indicada no quadrículo vermelho da Figura 3.6 encontra-se ampliada na Figura 3.7,
onde estão indicadas as cicatrizes decorrentes dos movimentos de massa ocorridos na região
em dezembro de 2000.
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Figura 3.4: Mapa do Rio Grande do Sul. Região
Nordeste em destaque
km
kmkm
Figura 3.5: Região Nordeste do Estado do Rio Grande do Sul
(mapa rodoviário – DAER-RS). São Vendelino em destaque
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Figura 3.6: Imagem aérea da região
Figura 3.7: Imagem aérea da área de estudo
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O trecho da rodovia RS122 entre São Vendelino e Farroupilha vence um desnível aproximado
de 600 m. Os taludes das encostas apresentam inclinação média relativamente alta o que
dificulta a estabilidade dos solos residuais. Geralmente os taludes apresentam uma camada
muito pouco espessa (geralmente menor do que 2 m) de um solo coluvionar muito
heterogêneo, com uma matriz silto-argilosa proveniente do solo residual e pedregulhos,
matacões e blocos de rocha de origem basáltica.
As drenagens da região apresentam-se geralmente encaixadas nas áreas de lineamentos
estruturais e estão representados nos vales e cursos fluviais por segmentos retilíneos e
rupturas de declive marcadas por ressaltos, escarpas e quedas d’água.
A bacia hidrológica principal da região é formada pelo Arroio Ouro Verde com 26
microbacias de tributários que cruzam ortogonalmente a rodovia RS122. Geralmente as
microbacias apresentam formas alongadas com rios retilíneos a levemente curvos que
apresentam grande declividade. A geometria apresentada pelas drenagens geram curtos
tempos de concentração das águas pluviais na bacia, fazendo com que o Arroio Ouro Verde
apresente um hidrograma com um pico de cheia bastante expressivo. Esta geometria de
drenagens também proporciona um alto poder de erodibilidade de materiais. Em condições de
alta pluviosidade, a energia da água provoca erosão do leito dos talvegues.
Azambuja et al. (2001) descreveram o evento ocorrido no local em dezembro de 2000. Os
autores comentam que a área foi submetida a uma chuva sem precedentes, devido a uma
nuvem gigantesca com formação facilitada pelas montanhas da região. A tempestade durou
duas horas, entre 17 e 19 horas, no dia da véspera de natal (24/12/2000). A precipitação
medida no posto pluviométrico junto à cidade de São Vendelino (cerca de 4,5 km do local
estudado) foi de 148 mm. Ao todo, foram contabilizados 47 escorregamentos importantes de
taludes, entre os quais 10 fluxos de detritos. Seis rodovias vicinais foram interrompidas e a
principal rodovia que liga a região de Caxias do Sul à região Metropolitana de Porto Alegre
(RS122) foi interrompida completamente em 10 pontos. Infelizmente, o episódio contabilizou
ainda três vítimas fatais.
O morador da região atingida pelas corridas de detritos e proprietário das terras onde se situa
o talude estudado, senhor Aloísio Neis fez um relato sobre o evento. Segundo o morador,
aquele foi um típico dia de forte calor no verão, com as características que antecedem as
chamadas “chuvas de verão”. (chuvas de curta duração e grande intensidade). No início da
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chuva o morador encontrava-se em casa (casa azul vista na Figura 3.8 a). Segundo seu relato,
após algum tempo de chuva, ele ouviu fortes ruídos vindos das encostas, lembrando o ruído
de um avião voando próximo à propriedade, e sons intercalados de mato sendo quebrado.
Durante a enxurrada o senhor Aloísio saiu para tentar evitar danos da enxurrada em sua
propriedade, desviando alguns pequenos cursos da água que se formaram. Segundo ele, a
ruptura que deu origem à cicatriz que foi estudada, foi por ele presenciada e teve origem na
parte superior com forte ruído. Depois disto uma massa liquefeita desceu a encosta passando
próximo a ele e da residência “com a velocidade de um carro” segundo suas palavras (não
conseguiu ser mais preciso). Também relatou que no talvegue que cruza a rodovia, abaixo de
sua residência, formou-se uma forte corredeira, com velocidade alta e corrente em forma de
pulsos de materiais sólidos (descritos como ondas de terra, blocos de rocha e troncos de
árvores suspensos). Conhecedor do local há mais de 30 anos, o senhor Aloísio nunca viu ou
soube de evento similar.
Segundo Bressani (2005) o dado pluviométrico medido é representativo para os eventos que
ocorreram no local estudado, pois não houve chuva anterior no dia e a medida foi realizada
logo após o término da tempestade com o pluviômetro instalado na mesma região morfológica
e próxima ao local das instabilizações.
As fotos reproduzidas na Figura 3.8 mostram os aspectos dos eventos ocorridos na região
devido às corridas de detritos. A foto reproduzida na Figura 3.8 a) é uma vista aérea da local
estudado, vendo-se claramente a casa azul próximo da qual foram feitos os estudos (ver
adiante). As fotos representadas nas Figuras 3.8 b) e 3.8 c) mostram uma ruptura planar em
talude convexo, um tipo de ruptura que foi comum durante aquele evento, e os detritos sobre a
pista. A foto 3.8 d) mostra detritos depositados próximos de área construída.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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Figura 3.8: Fotos do evento de dezembro de 2000. a) vista aérea da encosta estudada,
b) e c) ruptura planar e trecho interditado da RS122, d) detritos depositados
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Na Figura 3.9 apresenta-se a topografia do talude estudado com indicações dos pontos e
direções de onde foram realizadas as fotos referentes à Figura 3.11. A linha vermelha indicada
na Figura 3.9 mostra o eixo da cicatriz formada pela corrida de detritos deflagrada no talude
em dezembro de 2000 e estudada neste trabalho. A Figura 3.10 apresenta o perfil longitudinal
do talude, a partir do levantamento realizado coincidente com o eixo da cicatriz.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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Figura 3.9: Topografia da encosta em estudo
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Datum elev
295 m
Ponto de amostragem
Cota 365 m
Ponto de amostragem
Cota 360 m
Ponto de amostragem
Cota 351 m
Cruzamento da cicatriz com
estrada vicinal
Figura 3.10: Perfil topográfico longitudinal da cicatriz de ruptura
A inclinação média do talude estudado é de 24,7° e o mesmo apresenta camada de solo
coluvionar de aproximadamente 2 metros. Em alguns pontos a encosta apresenta uma
inclinação maior, chegando a atingir 36° de inclinação. Silveira (2006) apresenta resultados
dos parâmetros de resistência do solo desta encosta onde obteve
φ
’ de 26,7° e 29,3° a partir de
ensaios triaxiais e de cisalhamento direto, respectivamente. Em relação à estabilidade, têm-se
o fundamental papel da coesão do solo. O intercepto coesivo para as envoltórias de ruptura
obtidas por Silveira (2006), com ensaios triaxiais é de 14,9 e de 9,3 kPa para ensaios de
cisalhamento direto.
Na Figura 3.11 são apresentadas fotos de detalhe do talude estudado. Na Figura 3.11 a) é
apresentada uma vista inferior da encosta estudada, a partir da RS122, tendo em primeiro
plano a mesma casa mostrada na Figura 3.8 a. A Figura 3.11 b) mostra uma vista da cicatriz
da ruptura ocorrida no talude a partir da estrada vicinal. A Figura 3.11 c) mostra um trecho da
cicatriz em que ocorreu a exposição da rocha pela remoção completa do solo superior (no
entorno da cota 340 m). A Figura 3.11 d) mostra uma vista da cota 358m em direção à
rodovia RS122.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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Figura 3.11: Fotos da cicatriz da ruptura no talude estudado
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4 MÉTODOS EXPERIMENTAIS
São apresentadas neste capítulo as técnicas utilizadas para a amostragem dos solos ensaiados
e as técnicas experimentais para a execução dos ensaios. Para cada tipo de ensaio são
descritos detalhadamente o procedimento e os equipamentos utilizados para a realização dos
mesmos. Os ensaios realizados nesta dissertação compreendem: i) ensaios de caracterização;
ii) ensaios de condutividade hidráulica e iii) ensaio para a determinação da faixa de variação
da relação entre sucção versus teor de umidade volumétrico do solo estudado com a técnica
do papel filtro.
Em campo, foram realizados procedimentos de amostragem e execução de três tipos de
ensaios de condutividade hidráulica (Permeâmetro de Guelph, Piezômetro e Infiltrômetro de
Anel Duplo). Os ensaios de laboratório foram realizados em amostras deformadas e
indeformadas coletadas em campo, no Laboratório de Geotecnologia da Universidade Federal
do Rio Grande do Sul (LAGEO/UFRGS).
4.1. AMOSTRAGEM
Foram realizadas coletas de amostras de solo em três pontos da encosta em estudo, realizadas
em profundidades entre 20 e 80 cm. Estas foram realizadas através da remoção da camada
superficial de solo evitando-se que material orgânico e raízes fossem coletados junto com as
amostras. As amostras coletadas foram identificadas em função das cotas nas quais elas foram
extraídas: (i) cota 351m, (ii) cota 360 m e (iii) cota 365 m. Juntamente aos pontos onde foram
coletadas amostras indeformadas, foram coletadas amostras deformadas para a realização de
ensaios de caracterização geotécnica.
4.1.1 Coleta de Amostras Deformadas
O ponto onde foi realizada a coleta de amostras deformadas na cota 351 m é apresentado na
Figura 4.1 a). No local foi escavada uma bancada na qual tentou-se retirar amostras
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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indeformadas. A grande quantidade de pedregulhos e blocos de rocha contidas no material
não permitiu a amostragem indeformada. A escolha deste local para a amostragem foi
definida devido a sua proximidade ao material mobilizado na corrida de detritos de
dezembro/2000, sendo portanto materiais com as mesmas características dos materiais
mobilizados no evento.
O ponto de amostragem deformada da cota 360 m (Figura 4.1 b) corresponde ao ponto que
aparenta ser a crista da ruptura. Acima deste ponto o talude se apresenta intacto, já abaixo
deste ponto há evidências de mobilização de material, com movimento relacionado ao evento
citado. Na cota 365 m (Figura 4.1 c) foi realizada amostragem deformada para caracterizar as
amostras indeformadas extraídas deste ponto, uma vez que a amostragem indeformada em
formato de blocos na cota 360 m não foi possível, pelas mesmas restrições encontradas na
cota 351 m.
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Figura 4.1: Pontos de amostragem: a) Cota 351 m, b) Cota 360 m,
c) Cota 365 m
4.1.2 Coleta de Amostras Indeformadas
Os locais de coleta de amostras indeformadas correspondem aos locais citados na Seção
anterior, das cotas 360 m e 365 m. As amostras foram extraídas de pontos onde a camada de
matriz de solo apresentava baixa concentração de raízes e pedras, condicionando a extração
das amostras sem quebras ou amolgamento.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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Para a determinação da faixa de relação entre sucção e teor de umidade volumétrico, as
amostras foram moldadas no campo, no interior de anéis biselados com 5 cm de diâmetro e 2
cm de altura. A amostra não é rasada em campo para ajudar na manutenção do teor de
umidade natural e integridade da amostra. Após extraídas, as amostras eram embrulhadas com
filme plástico de PVC e colocadas no interior de um saco plástico com solo na umidade
natural de campo, o qual era fechado para evitar a perda de umidade. As amostras para a
determinação da relação sucção versus teor de umidade volumétrico do solo foram extraídas
na cota 360 m.
Para a realização de ensaios de condutividade hidráulica em laboratório, foram coletados
blocos de solo indeformado de dimensões reduzidas. A dimensão dos blocos é de
aproximadamente 20 cm x 15 cm x 15 cm. Optou-se por retirar blocos destas dimensões
devido à extrema dificuldade encontrada em se extrair blocos maiores e à precariedade das
condições de acesso ao ponto de amostragem, o que dificultaria o transporte do bloco. Os
blocos de amostras indeformadas foram extraídos na cota 365 m.
4.2. ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO
A caracterização geotécnica dos solos estudados compreendeu a determinação do peso
específico real dos grãos, dos limites de Atterberg e da granulometria. Foram caracterizadas
as amostras deformadas coletadas nas cotas 351 m, 360 m e 365 m. Nas amostras
indeformadas, coletadas nas cotas 360 m e 365 m foram determinados também os índices
físicos das mesmas. Os ensaios de caracterização foram realizados após a preparação das
amostras seguindo as recomendações da Norma Brasileira NBR 6457 (ABNT, 1986).
4.2.1 Peso Específico Real dos Grãos e Limites de Atterberg
Os ensaios para a determinação do peso específico real dos grãos seguiram as recomendações
da Norma Brasileira NBR 6508 (ABNT, 1984). Os ensaios foram realizados com preparação
das amostras via secagem prévia do material, seguida de destorroamento com almofariz e mão
de gral e passagem na peneira de 4,8 mm de abertura.
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Os ensaios para a determinação dos limites de liquidez e plasticidade dos solos, foram
realizados seguindo os procedimentos descritos nas normas NBR 6459 (ABNT, 1984) e
NBR 7180 (ABNT, 1984) respectivamente. A preparação das amostras foi realizada com
secagem prévia ao ar e o peneiramento do solo na peneira de abertura 0,42 mm.
4.2.2 Análise Granulométrica
Os ensaios de análise granulométrica dos solos foram realizados seguindo os procedimentos
da norma brasileira NBR 7181 (ABNT, 1984). As amostras foram preparadas via secagem
prévia ao ar, seguida de destorroamento com almofariz e mão de gral e peneiramento grosso.
Após o peneiramento grosso se procedia a preparação da amostra para sedimentação,
selecionando-se em torno de 60 g de solo passante na peneira #10 (2 mm de abertura da
malha). A amostra era imersa em solução de agente defloculante (hexametafosfato de sódio),
deixando-a imersa por no mínimo 12 horas para posteriormente realizar a dispersão e iniciar a
fase de sedimentação. Após a sedimentação, o material era lavado na peneira #200 (0,075 mm
de abertura), seco em estufa e posteriormente se realizava o peneiramento fino. Durante o
processo de lavagem do material retido na peneira #200, não houve contato manual com o
solo, conforme Rigo (2005) este processo evita a quebra de grãos, a qual provoca uma
descontinuidade na curva granulométrica entre a fração silte e areia fina.
Adicionalmente, foi realizado um procedimento padrão no LAGEO/UFRGS, no qual o ensaio
é executado com as amostras dispersas apenas em água destilada, sem a utilização do agente
defloculante. Os demais procedimentos do ensaio são os mesmos (preparação das amostras,
peneiramento grosso, sedimentação e peneiramento fino).
Estes procedimentos permitem a determinação da composição granulométrica convencional
do solo e a composição granulométrica que o solo deve apresentar no campo. Geralmente
solos coluvionares apresentam na fração areia e silte partículas finas agregadas, o que gera um
comportamento diferenciado do solo, mais permeável e com características mecânicas mais
friccionais devido à redução de sua plasticidade. Os demais procedimentos do ensaio foram
realizados seguindo as especificações da norma NBR 7181 (ABNT, 1984).
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
79
4.2.3 Índices Físicos
Os índices físicos do solo foram calculados para cada corpo de prova moldado a partir das
amostras indeformadas utilizadas para os ensaios da relação sucção versus teor de umidade
volumétrico e condutividade hidráulica. A partir das dimensões e peso dos corpos de prova,
seu teor de umidade (w) e do peso específico real dos grãos (
γ
s
) foram calculados os índices
físicos: peso específico aparente úmido (
γ
t
), peso específico aparente seco (
γ
d
), grau de
saturação (Sr) e índice de vazios (e).
4.2.4 Determinação da Faixa de Variação da Relação Sucção versus Teor de
Umidade Volumétrico (S x
θ
):
Devido a grande heterogeneidade do solo, não foi possível obter corpos de prova com índices
físicos semelhantes, para que esta faixa de variação pudesse se chamada de curva
característica. Os índices de vazios iniciais dos corpos de prova variaram entre 1,19 e 1,71. A
determinação da faixa de variação da relação entre sucção e teor de umidade volumétrico do
solo estudado foi realizada a partir do método do papel filtro. A técnica consiste em colocar
um pedaço de papel filtro em contato com a amostra de solo durante um certo tempo,
necessário para haver equilíbrio de sucção matricial em ambos materiais (solo e papel filtro).
Embora o procedimento desta técnica seja normalizado (ASTM D5298, ASTM 1994), este
método não possui um procedimento padrão universal que seja de consenso entre os
pesquisadores da área. Para esta dissertação foi utilizado o procedimento do método do papel
filtro padrão do LAGEO/UFRGS, que é baseado no procedimento proposto por Marinho
(1995). O procedimento proposto por Marinho (1995) é mais aceito no meio geotécnico
devido à sua simplicidade e menor quantidade de amostras necessárias para a obtenção da
curva característica, quando comparado ao procedimento normalizado.
A sucção de equilíbrio entre o solo e o papel filtro é obtida indiretamente, a partir da
determinação do teor de umidade do papel filtro e sua curva de calibração. A curva de
calibração correlaciona o teor de umidade com a sucção do papel filtro. Determinando-se o
teor de umidade do papel filtro, obtém-se a sucção do solo, uma vez que a sucção do solo e do
papel filtro é a mesma.
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O processo de calibração do papel filtro é realizado colocando-o em contato com materiais ou
soluções de sucção conhecida, até que se atinja o equilíbrio. Após atingido o equilíbrio
determina-se o teor de umidade do papel filtro, correlacionando-o com a sucção, já conhecida.
Existem vários métodos que podem ser utilizados para gerar sucção com propósito de
calibração, dependendo do nível se sucção desejado. Os métodos mais comuns utilizam placa
de sucção, placa de pressão, membrana de pressão, dissecador de vácuo ou amostras de solo
com sucção “conhecida” (Feuerharmel, 2006).
A calibração do papel filtro utilizada para as determinações de sucção do solo nesta
dissertação foi proposta por Chandler et al. (1992). Esta calibração foi determinada para papel
filtro Whatman n°42 para determinar a sucção matricial do solo. As Equações 4.1 e 4.2 são
utilizadas para o cálculo da sucção a partir do teor de umidade do papel filtro, segundo esta
calibração.
)*log48,205,6(
10)(
p
w
kPaS
−
= para w
p
> 47%
[4.1]
)*0622,084,4(
10)(
p
w
kPaS
−
= para w
p
≤ 47%
[4.2]
Onde:
S – sucção;
w
p
– umidade do papel filtro.
Para a execução deste método são necessários basicamente os seguintes materiais:
• anéis plásticos ou metálicos para a moldagem dos corpos de prova indeformados em
seu interior;
• papel filtro Whatman n°42 em pedaços de aproximadamente 1 cm², manuseado
sempre com pinça metálica (durante a preparação e pesagem);
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
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• balança com precisão de 0,0001 g, para determinação do teor de umidade dos papéis
filtro;
• balança com precisão de 0,01 g, para pesagem das amostras e determinação de seu
teor de umidade;
• estufa para secagem do papel filtro e solo (teor de umidade inicial e final);
• papel alumínio, filme plástico de PVC e sacos plásticos para um fechamento
hermético do corpo de prova, que são ainda guardados em uma caixa plástica;
• recipientes de vidro, para pesagem dos papéis filtro;
• cápsulas metálicas para a secagem dos papéis filtro na estufa;
• conta-gotas, para o umedecimento progressivo das amostras.
Procedimento de ensaio
Conforme Feuerharmel (2003), o método do papel filtro é de simples execução, porém
algumas precauções devem ser tomadas para evitar erros nas medidas de sucção obtidas a
partir do método. O seguinte procedimento foi desenvolvido pela autora após experiência de
tentativa e erro na execução do método.
i)
Preparação das amostras: As amostras, coletadas em campo conforme descrito na
Seção 4.1.2, têm seus topo e base rasadas, resultando em uma forma cilíndrica com
as dimensões internas do anel. Com o solo removido durante a moldagem do corpo
de prova é realizada a determinação de seu teor de umidade inicial. Na parte inferior
do anel são fixadas duas camadas de filme plástico de PVC, fixados com fita isolante
nas laterais do anel. Esse procedimento é adotado para evitar a perda de material
durante o manuseio do anel e também para segurar o corpo de prova, caso este venha
a soltar-se do anel, devido a contração que freqüentemente ocorre quando o mesmo é
submetido a um nível elevado de sucção (secagem). Foram utilizadas 8 amostras para
a determinação da faixa de variação da relação S x
θ
do solo em estudo.
ii)
Determinação dos índices físicos das amostras: teor de umidade, grau de saturação,
índice de vazios, pesos específicos.
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iii)
Determinação da sucção na umidade de campo: são colocados dois pedaços de papel
filtro, na condição seca ao ar, em contato com o solo do anel. Toma-se o cuidado
para não haver sobreposição entre os papéis filtro. Cada anel é então embrulhado
com papel alumínio e filme plástico de PVC e é então colocado em um saco plástico.
Todos os corpos de prova, em seus respectivos sacos plásticos são colocados no
interior de uma caixa plástica, mantida em uma sala com temperatura constante. Com
este fechamento e armazenamento se espera que a equalização da sucção entre o solo
e o papel filtro não sofra influência do meio externo. A temperatura da sala onde
eram armazenados os corpos de prova foi mantida em 20°C com variação máxima de
2°C.
O tempo de equalização da sucção adotado foi de 7 dias para o teor de umidade de
campo. Passado este tempo, cada corpo de prova é desembrulhado individualmente e
seus papéis filtro são colocados rapidamente nos recipientes de vidro. Conforme a
norma ASTM D5298 (ASTM 1994), o tempo entre a abertura do corpo de prova e o
fechamento do recipiente de vidro deve ser entre 3 e 5 segundos.
No recipiente de vidro é determinado o peso úmido do papel filtro e então o papel é
colocado em uma cápsula de alumínio para secagem em estufa. Após seco se coloca
o papel filtro novamente no interior de um recipiente de vidro e determina-se seu
peso seco. A balança utilizada para a determinação do peso úmido e seco dos papeis
filtro tem resolução de 0,0001 g. A utilização de cápsulas de alumínio para secagem
na estufa é adotada para que os recipientes de vidro sejam pesados à temperatura
ambiente uma vez que a temperatura elevada na qual eles sairiam da estufa interfere
na precisão da balança e, aguardando-se até eles esfriarem, o papel filtro em seu
interior absorve umidade do ar, mesmo quando o recipiente permanece fechado.
Através dos pesos do papel filtro úmido, papel filtro seco e do recipiente de vidro, é
calculado o teor de umidade do papel filtro. Através da curva de calibração do papel
filtro, se obtém a sucção do papel filtro, que é considerada a mesma sucção existente
na amostra. Este valor de sucção e teor de umidade (ou grau de saturação)
corresponde a um ponto no gráfico.
iv)
Determinação do ponto seguinte da trajetória de umedecimento ou de secagem: o
peso da amostra é controlado em uma balança com resolução de 0,01 g. A umidade
inicial é conhecida (a qual já se determinou a sucção no ponto anterior), e a umidade
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
83
que se deseja atingir era determinada de acordo com as faixas de grau de saturação a
serem atingidas para determinação da sucção. Durante a trajetória de secagem do
corpo de prova, as amostras eram deixadas abertas, permitindo-se a evaporação.
Durante a trajetória de umedecimento, as amostras eram umedecidas com água
desaerada com auxílio de um conta gotas. Para garantir que a água penetre na
amostra, se aguardava no mínimo uma hora após a aplicação da água desaerada para
então se colocar o papel filtro em contato com a amostra. Quando as amostras
atingiam o peso correspondente ao próximo ponto de umedecimento ou de secagem,
a amostra era fechada e eram seguidos os procedimentos descritos no Item iii).
Para a obtenção da faixa de variação da relação S x
θ
, dos oito corpos de prova moldados dois
corpos de prova seguiram a trajetória de umedecimento e seis corpos de prova seguiram a
trajetória de secagem. O teor de umidade inicial dos corpos de prova apresentava variação
devido a pequenas diferenças na profundidade onde foram amostrados.
4.3. ENSAIOS DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA
4.3.1 Ensaios de Laboratório
Os ensaios de laboratório para a determinação do coeficiente de condutividade hidráulica do
solo em estudo foram realizados em dois equipamentos distintos. Ambos equipamentos são
permeâmetros de parede flexível, sendo um uma prensa para ensaios triaxiais, adaptado para
executar o ensaio de condutividade hidráulica e outro um permeâmetro de parede flexível que
utiliza coluna de mercúrio para aplicar o gradiente hidráulico.
Neste tipo de ensaio, o corpo de prova cilíndrico é confinado no interior de uma câmara, onde
é submetido a uma tensão de confinamento. No interior da câmara, o corpo de prova é
instalado sobre o pedestal do equipamento, com uma pedra porosa e papel filtro instalados na
base e no topo do mesmo. Em torno do corpo de prova é colocada uma membrana de látex de
0,03 mm de espessura, 50 mm de diâmetro e 170 mm de comprimento, presa ao cabeçote e à
base da câmara por anéis de vedação.
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
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Após a instalação do corpo de prova, a câmara é preenchida com água destilada e desaerada e
é aplicada a tensão confinante. A tensão de confinamento deve ser suficientemente grande a
fim de comprimir a membrana contra o corpo de prova, impedindo o fluxo de água lateral
entre o solo e a membrana, que acarretaria erros nas leituras de vazão. Daniel (1994)
recomenda 30 kPa como o valor mínimo da tensão confinante para não haver problemas com
fluxo lateral.
Foram seguidos os procedimentos e recomendações da norma ASTM D5084 (ASTM, 1990).
O diâmetro do corpo de prova ensaiado era de aproximadamente 5 cm e a altura era adotada
conforme o equipamento utilizado (10 cm para os corpos de prova ensaiados no permeâmetro
adaptado ao equipamento triaxial e 5 cm para os corpos de prova ensaiados no permeâmetro
com coluna de mercúrio).
Para uma distribuição do gradiente hidráulico de forma gradual em toda a extensão (altura) do
corpo de prova, não é recomendado utilizar uma relação entre a altura e o diâmetro do corpo
de prova (H
s
/D
s
) grande. Daniel (1994) recomenda que a relação H
s
/D
s
seja em torno de 1. Os
ensaios realizados utilizaram relação H
s
/D
s
entre 1 e 2. Os corpos de prova que utilizaram esta
relação próximo de 2 eram posteriormente rompidos no equipamento triaxial e utilizados para
análise de resistência ao cisalhamento.
A modalidade de ensaio utilizada foi a de carga constante. Segundo Daniel (1994) esta
modalidade tem uma maior simplicidade na interpretação dos resultados e ao manter a
poro-pressão constante no interior do corpo de prova, a tensão efetiva também permanece
constante, não havendo conseqüente variação do índice de vazios durante a fase de
percolação.
4.3.1.1.
Permeâmetro de Parede Flexível – Ensaio Triaxial
Foi utilizado o equipamento “Triaxial Shear Test System LT 1000 SET” fabricado na
Alemanha pela Wille GeoTechnik GmbH e Co. KG. O sistema de aplicação de pressões deste
equipamento é composto por um compressor, dois controladores de pressão e uma bureta
graduada. Através dos controladores de pressão é aplicada a pressão desejada na base do
corpo de prova (contra pressão) e no interior da câmara (tensão confinante).
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
85
Um reservatório elevado funciona como desaerador e abastece de água desaerada o
equipamento. Este reservatório elevado serviu para a aplicação da carga hidráulica para os
ensaios executados durante a fase de percolação. Estes ensaios foram realizados sem a
aplicação de contra pressão. O reservatório era conectado na base do corpo de prova e o topo
do corpo de prova ficava aberto à pressão atmosférica. A carga hidráulica do ensaio era igual
à elevação do nível de água no interior do reservatório em relação ao topo do corpo de prova.
Foram realizadas algumas adaptações no equipamento para viabilizar a execução dos ensaios
de condutividade hidráulica após a fase de saturação do corpo de prova por contra pressão.
Foi incluído um aplicador de pressão conectado ao topo do corpo de prova, o que permitia
aplicar diferentes valores de contra pressão no topo e na base do corpo de prova.
Após as adaptações, as linhas de aplicação de pressão ficaram dispostas da seguinte forma: a
linha de tensão confinante parte do compressor, passa no controlador de pressão e por uma
interface ar-água (bladder) sendo transferida para a câmara. As linhas de contra pressão, tanto
da base como do topo, saiam do compressor, passavam pelos controladores e então iam para
as buretas, conectadas à base e ao cabeçote (top cap) da câmara triaxial. A tensão confinante e
a contra pressão no topo e na base do corpo de prova eram controladas manualmente através
dos aplicadores de pressão e manômetros.
As buretas conectadas nas linhas de contra pressão eram utilizadas para a medição da vazão
durante a percolação no ensaio, realizado após a saturação do corpo de prova por contra
pressão. A bureta conectada à base do corpo de prova correspondia à vazão que entra no
corpo de prova e a bureta conectada ao topo corresponde à vazão que saía.
O equipamento triaxial utilizado para a execução dos ensaios é mostrado na Figura 4.2. São
destacados o reservatório desaerador, o painel de aplicação de pressões e a bureta graduada.
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86
Figura 4.2: Equipamento triaxial utilizado para os ensaios
Procedimento de ensaio
Conforme mencionado anteriormente, no equipamento triaxial foram realizados ensaios
durante duas fases do ensaio triaxial: durante a fase de percolação e após a fase de saturação
por contra pressão. Um mesmo corpo de prova podia ser ensaiado em ambas as fases.
Para o ensaio na fase de percolação, o procedimento utilizado foi:
i)
Instalação do corpo de prova no interior da câmara triaxial, confinado entre pedras
porosas e envolvido por uma membrana de látex presa à base e ao topcap através de
anéis de vedação.
ii)
Aplicação da tensão confinante de 30 kPa.
iii)
Percolação de água pelo interior do corpo de prova até que seja passado, no mínimo,
o correspondente a duas vezes o seu volume. Durante esta fase, também se esperou
que as deformações devidas ao adensamento se estabilizassem.
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
87
iv)
Medidas de vazão para cálculos de k. Foram realizadas diversas medidas para cada
corpo de prova. A perda de carga do ensaio foi resultante da diferença entre a altura
de água no reservatório desaerador e o nível do topo do corpo de prova. O gradiente
hidráulico resultou da divisão da perda de carga pelo comprimento da amostra
(i=
∆
h/L).
É importante salientar que para estes ensaios não foi realizada a saturação por contra
pressão, portanto os corpos de prova não se encontravam completamente saturados. Para o
ensaio realizado após saturação por contra pressão o procedimento utilizado foi:
i)
Instalação do corpo de prova, aplicação da tensão confinante e percolação como
descrito anteriormente.
ii)
Saturação por contra pressão. Consistiu na aplicação de incrementos de 50 kPa na
tensão confinante e contra pressão no topo e na base do corpo de prova. A tensão
confinante efetiva foi mantida constante em 30 kPa durante a saturação. Para
confirmar a saturação foram realizadas medidas do parâmetro B. Os valores obtidos
de parâmetro B para os ensaios realizados foram entre 0,85 e 0,90.
iii)
Aplicação do gradiente hidráulico. Foi utilizado um gradiente de 10 kPa entre a base
e o topo do corpo de prova.
iv)
Verificação da condição de fluxo permanente. Através das buretas, na base de
entrada e no topo de saída, foram verificados se o volume de água que entrava no
corpo de prova era o mesmo volume que saía.
v)
Medição da vazão. Com a bureta conectada à base do corpo de prova cheia e a bureta
conectada ao topo quase vazia, eram realizadas as medidas de tempo a cada 2 cm³ de
água percolado, até que a bureta conectada à base se esvaziasse.
Cálculo dos ensaios
Ambos ensaios de condutividade hidráulica foram tratados como ensaios de modalidade carga
constante. A variação no nível de água do reservatório foi desprezada devido à necessidade de
um grande volume infiltrado para haver variação significativa em seu nível. O coeficiente de
condutividade hidráulica foi calculado utilizando a lei de Darcy para o fluxo de água em solos
(Equação 4.3).
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L
H
A
q
iA
q
k
∂
∂
==
*
*
[4.3]
Onde:
k – coeficiente de condutividade hidráulica;
q – vazão;
A – área média da seção transversal do corpo de prova;
i – gradiente hidráulico.
4.3.1.2.
Permeâmetro de Parede Flexível com Coluna de Mercúrio
O equipamento de condutividade hidráulica com coluna de mercúrio, utilizado para a
realização dos ensaios foi descrito por Bjerrum e Huder (1957). Este equipamento consiste em
uma câmara triaxial, controladores de tensão confinante e contra pressão e um painel para o
controle do ensaio na fase de medições de vazão (Figura 4.3).
A linha de tensão confinante parte do compressor, passando pelo regulador, que controla a
pressão no valor desejado seguindo, para uma interface ar-água (bladder) de onde segue para
a câmara. A linha de contra pressão tem uma forma semelhante: compressor – aplicador de
pressão – bladder e a pressão é aplicada no topo do corpo de prova. As pressões são
monitoradas por um transdutor de pressão conectado a um voltímetro. Através de ajustes nas
válvulas o mesmo transdutor de pressão pode medir a tensão confinante, contra-pressão no
topo e contra-pressão na base do corpo de prova.
O painel para a execução do ensaio é constituído de uma mangueira flexível transparente com
suas extremidades conectadas ao topo e a base do corpo de prova. No interior desta mangueira
é colocada uma coluna de mercúrio, que impõe o gradiente hidráulico à amostra. A mangueira
flexível é sustentada por um sistema de roldanas, que possibilita a movimentação na direção
vertical da coluna de mercúrio, elevando-a para que em sua queda sejam realizadas as
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
89
medidas de condutividade hidráulica. No painel onde é fixada a mangueira há uma régua,
onde se controla o movimento da coluna de mercúrio no interior da mangueira. A vazão é
obtida com a extensão percorrida pela coluna de mercúrio em um determinado intervalo de
tempo, uma vez que a área interna da mangueira é conhecida.
O comprimento da coluna de mercúrio pode ser ajustado de acordo com o gradiente
hidráulico desejado, de acordo com a Equação 4.4.
wcp
HgwHg
h
L
i
γ
γ
γ
*
*)(
−
=
[4.4]
Onde:
γ
Hg
– peso específico do mercúrio (136 N/cm³);
γ
w
– peso específico da água (10 N/cm³);
L
Hg
– comprimento da coluna de mercúrio;
h
cp
– altura do corpo de prova.
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90
Figura 4.3: Permeâmetro com coluna de mercúrio: a) câmara triaxial e
voltímetro; b) painel de medida de vazão; c) Painel de aplicação de pressões
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
91
Procedimento de ensaio
i) Verificação da saturação do sistema (painel de controle do ensaio e conexões da
câmara triaxial) e eliminação das bolhas de ar existentes.
ii)
Instalação do corpo de prova no interior da câmara triaxial, confinado entre discos de
tela, envolvido por uma membrana de látex presa à base e ao topcap por anéis de
vedação.
iii)
Preenchimento da câmara triaxial e aplicação da tensão confinante de 30 kPa.
v)
Percolação de água pelo interior do corpo de prova no sentido ascendente, até que
seja passado o correspondente a 3 vezes seu volume.
vi)
Saturação por contra pressão. É realizada através da aplicação de incrementos
simultâneos de 50 kPa na tensão confinante e contra pressão. A tensão confinante
efetiva foi mantida constante em 30 kPa durante a saturação. A contra pressão é
aplicada no topo e é aguardada sua estabilização na base do corpo de prova. Para
confirmar a saturação foram realizadas medidas do parâmetro B. Os valores obtidos
de parâmetro B para os ensaios realizados foram de 0,85 ou superiores.
vi)
Conexão da base e do topo do corpo de prova ao painel de controle do ensaio para
realizar as medidas de vazão.
vii)
Medições de vazão. É determinado o tempo de queda da coluna de mercúrio para
cada 10 cm na régua fixada no painel. O fluxo nesta fase também é ascendente.
Cálculo dos ensaios
itA
Ha
k
cp
m
**
*
∆
∆
=
[4.5]
Onde:
a
m
– área da seção transversal interna da mangueira flexível;
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92
∆
H – deslocamento da coluna de mercúrio no intervalo
∆
t;
A
cp
– área do corpo de prova;
∆
t – variação no tempo;
i – gradiente hidráulico (Equação 4.4).
4.3.2 Ensaios de Campo
Para a determinação da condutividade hidráulica de solos naturais, os ensaios de campo são
recomendáveis em muitas situações. A principal diferença destes com os ensaios de
laboratório é o fator escala. Os ensaios de campo envolvem um volume maior de solo, o que
propicia uma medida mais representativa da condutividade hidráulica da camada de solo.
Aspectos ligados à macroestrutura do solo, que influencia na condutividade hidráulica do
maciço são englobados mais facilmente nos ensaios de campo do que nos ensaios de
laboratório.
Ensaios de campo necessitam cuidados especiais ao serem executados e interpretados. A
qualidade dos resultados depende fortemente da adequada execução do ensaio, as medidas
devem ser realizadas de forma precisa, e todos os detalhes devem ser anotados com clareza.
Como o cálculo dos ensaios não é realizado no campo, a falta de um dado ou erro em algum
detalhe pode provocar a perda completa do ensaio. As condições de contorno são variáveis e é
necessária uma solução teórica compatível com a geometria do ensaio no que diz respeito à
carga hidráulica, forma e área transversal de fluxo.
4.3.2.3.
Permeâmetro de Guelph
Foi utilizado o Permeâmetro de Guelph do LAGEO/UFRGS. O modelo deste permeâmetro é
2800KI fabricado pela empresa americana Soilmoisture Equipment Corp. Foram realizadas
algumas modificações no equipamento para melhorar sua estanqueidade nos tubos de ar e
água (Bortoli, 1999). Os tubos de ar e água originais eram de acrílico e possuíam conexões de
borracha com encaixe por pressão. O tubo de ar e suas extensões passaram a ser de bronze
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
93
com conexões de rosca soldadas em suas extremidades. O tubo de água e suas extensões
foram substituídos por tubos de alumínio com conexões de rosca em bronze coladas. Apenas a
extremidade do tubo de água que se encaixa no corpo do permeâmetro permaneceu com
encaixe por pressão.
Para melhorar o controle do ensaio quando a profundidade do ensaio é pequena, uma extensão
do tubo de ar foi encurtada de 100 cm para 50 cm e foi montada uma nova parte superior do
tubo de água que se encaixa no corpo do permeâmetro, também com 50 cm. Esta modificação
implica em uma redução de 50 cm da altura do corpo do permeâmetro quando instalado,
possibilitando uma posição mais confortável para a execução das leituras e o controle da
estanqueidade da rolha de borracha no topo do permeâmetro. A Figura 4.4 apresenta o
equipamento instalado no talude, pronto para a execução do ensaio na cota 350 m.
Figura 4.4: Permeâmetro de Guelph instalado, ensaio cota 350 m
Procedimento de ensaio
i) Execução do furo de sondagem. A escavação do furo é realizada com a utilização de
um trado tipo concha, com 6 cm de diâmetro. Devido à grande quantidade de pedras
e matacões na camada de solo coluvionar, muitas vezes encontrava-se obstruções e
era necessário executar outro furo, até que se atingisse a profundidade desejada para
a execução do ensaio. No caso de o furo atingir a profundidade desejada, porém
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observa-se a presença de alguma pedra ao se manusear o trado, o furo não era
aproveitado e se executava outro furo para a realização do ensaio. Atingindo-se a
profundidade desejada e não havendo pedras nas paredes ou no fundo do furo, o
mesmo era regularizado com a utilização de um trado especial que remove os
resíduos de escavação depositados no fundo e regulariza a forma do furo. Com o
auxilio de uma lanterna se fazia uma verificação visual do furo, confirmando-se a
regularidade de sua parte inferior.
ii)
Montagem do equipamento. Nas conexões rosqueadas foi utilizado teflon para
garantir a estanqueidade do sistema e evitar erros nas medições de vazão e aplicação
da carga hidráulica de ensaio. Depois de montado o sistema de tubos de água e ar,
eles eram encaixados e rosqueados ao corpo do permeâmetro, e colocava-se o
equipamento na posição de ensaio, tomando-se o cuidado para que o mesmo ficasse
no prumo. As sapatas do equipamento eram apoiadas em estacas cravadas em
posições que davam firmeza ao sistema.
iii)
Preenchimento do permeâmetro com água. Com a extremidade inferior do tubo de
água fechada (pela ponta de borracha do tubo de ar), o permeâmetro era preenchido
com água desaerada. A abertura de abastecimento de água era selada com a rolha de
borracha também envolvida com teflon para garantir a estanqueidade e evitar a perda
do vácuo parcial no interior o permeâmetro.
iv)
Aplicação do vácuo parcial no interior dos reservatórios. Era realizada com a bomba
manual de vácuo através de um tubo de neoprene conectado ao topo do equipamento.
Após aplicado o vácuo, o tubo de neoprene era selado através de um anel que
mantém o tubo dobrado e estanque.
v)
Aplicação da carga hidráulica #1 e verificação da estanqueidade do sistema. O tubo
de ar é levantado, aos poucos para evitar turbulência, até a carga hidráulica desejada,
geralmente 5 cm. Durante algum tempo se observa se não há formação de bolhas
atípicas no reservatório externo do permeâmetro, este fato indica infiltração de ar nas
conexões do tubo de água. É observada também a manutenção do nível de água no
topo do permeâmetro (estanqueidade da rolha de borracha).
vi)
Medidas de vazão para a carga hidráulica #1. Em intervalos específicos de tempo
definidos para cada ensaio, anota-se o nível do reservatório. Se a queda do nível do
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
95
reservatório externo é muito lenta, então se utiliza apenas o reservatório interno. As
medidas eram realizadas até se verificar a condição de fluxo no regime permanente.
vii) Aplicação da carga hidráulica #2 e medidas de vazão. O tubo de ar era levantado até
a carga hidráulica desejada, geralmente 10 cm. As medidas de vazão eram realizadas
também da mesma maneira.
viii)
Aplicação da carga hidráulica #3, como descrito acima, sendo a carga hidráulica
geralmente de 15 cm.
Em todos os ensaios realizados, o volume de água no interior dos reservatórios foi suficiente
para a execução do ensaio nas três cargas hidráulicas.
No caso de haver selecionado apenas o uso do reservatório interno para a execução dos
ensaios na primeira carga hidráulica, este pode não ter o volume de água necessário para as
três cargas hidráulicas. Neste caso, o reservatório interno era preenchido conectando-o ao
reservatório externo depois de terminadas as leituras em uma determinada carga hidráulica. O
acionamento da válvula que conecta os reservatórios era realizado com cuidado, para evitar
turbulência em excesso no interior dos reservatórios. A nova carga hidráulica era aplicada e
verificava-se se era necessária ou não a utilização apenas do reservatório interno.
Interpretação do ensaio
Foi utilizada para cálculo dos resultados as formulações apresentadas no manual do
equipamento, baseado na interpretação proposta por Reynolds (1985). Esta formulação é
utilizada para a combinação de duas cargas hidráulicas, sendo montado um sistema de
equações lineares, a partir do qual são obtidos o coeficiente de condutividade hidráulica na
condição de saturação em campo (k
fs
) e o potencial matricial de fluxo (
φ
m
). O sistema de
equações lineares é mostrado nas Equações 4.6 e 4.7.
iimifsfii
QCHkaCH .)...2().....2(
22
=++
φπππ
[4.6]
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96
iiiimiifsfiiii
QCHkaCH .)...2().....2(
22
=++
φπππ
[4.7]
Onde:
H
i/ii
– carga hidráulica;
C
i/ii
– fator de forma para a carga hidráulica, obtida a partir do ábaco da Figura 4.5;
a
f
– raio do furo de sondagem (3 cm para todos os ensaios);
Q
i/ii
– vazão estabilizada.
Figura 4.5: Ábaco para obtenção do Fator de forma “C”. Adaptado de
Soilmoisture Equipment Corp. (1991)
Os parâmetros k
fs
e
φ
m
foram obtidos para as três combinações de carga hidráulica em cada
ensaio. Como os resultados obtidos para o potencial matricial de fluxo não foram consistentes,
sendo muitas vezes valores negativos, foi realizada uma nova interpretação dos resultados que
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
97
considerou o solo, no início do ensaio, com um baixo nível de sucção. Nesta interpretação, a
parcela referente ao potencial matricial de fluxo foi desconsiderada e k
fs
foi calculado a partir
da Equação 4.8. Acredita-se que o fato dos valores de
φ
m
serem inconsistentes seja devido à
heterogeneidade do solo, que propiciou medidas de vazão desproporcionais entre as duas
cargas hidráulicas utilizadas para análise.
()
2
2
***2
*
f
fs
aH
CQ
k
ππ
+
=
[4.8]
4.3.2.4.
Piezômetros
Foram instalados em campo 3 piezômetros construídos com tubos de PVC. Estes possuíam
25 mm de diâmetro nominal. Na extremidade do tubo destinada a ser a ponteira do
piezômetro era colocada uma tampa plástica e o no tubo eram abertas as ranhuras. O trecho
ranhurado tinha aproximadamente 20 cm de comprimento e as ranhuras possuíam 1 mm de
largura e 15 mm de comprimento. Os piezômetros foram instalados em perfurações com
60 mm de diâmetro abertos com trado tipo concha. As perfurações seguiram o mesmo
procedimento descrito na Seção 4.3.2.1.
No fundo dos furos, era executada uma camada de regularização com extensão que variou
entre 5 e 7 cm. Sobre a camada de regularização era apoiado o tubo de água do piezômetro e
em volta deste era executado o filtro. O comprimento do filtro de areia dos piezômetros
instalados variou entre 25 cm e 30 cm. Foi utilizada areia classificada com diâmetro dos grãos
entre 1 e 2 mm, para a execução do filtro e camada de regularização do fundo.
No espaço no interior do furo entre o filtro e a superfície do terreno foi executado um selo.
Este impede que se formem vetores de fluxo ascendentes nas proximidades do furo. O selo foi
executado com pelotas de bentonita preparadas em laboratório. Após a cura da bentonita, o
tubo de água era serrado cerca de 15 cm acima da superfície do terreno e era colado no tubo
de água uma luva rosqueável. Na rosca exposta do tubo de água, permanecia uma tampa
plástica para evitar a entrada de pequenos animais ou objetos no interior do tubo de água.
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Para a execução dos ensaios, a tampa era retirada e então acoplado um sistema de medição de
vazão e aplicação da carga hidráulica. Este sistema é constituído de um tubo de PVC com
40 mm de diâmetro nominal conectada em paralelo com uma bureta graduada. A carga
hidráulica era aplicada preenchendo-se o tubo de 40 mm e as medidas de carga hidráulica
eram realizadas observando-se a altura de coluna de água através da bureta graduada.
A vazão era determinada através do tempo da variação do nível de água entre duas cargas
hidráulicas definidas, para ensaios na modalidade carga variável. Para ensaios realizados na
modalidade carga constante, a vazão era medida com um copo de Becker de 1000 cm³ e um
cronômetro. A Figura 4.6 apresenta detalhes do piezômetro de sua instalação e utilização.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
99
Figura 4.6: Piezômetro. a) tubo de água sendo introduzido no furo; b)
tubo de água instalado; c) execução das leituras e d) reservatório de água
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100
Procedimento de ensaio
O procedimento adotado para a realização dos ensaios com piezômetros pode ser dividido em
fase de instalação do piezômetro e fase de execução de leituras.
Fase de instalação do piezômetro:
i)
Execução do furo. A escavação do furo é realizada da mesma maneira como descrito
no item 4.3.1.3.
ii)
Execução da camada de regularização, colocação do tubo de água, execução do
filtro de areia.
iii)
Execução do selo de bentonita. As pelotas de bentonita eram introduzidas uma a uma
no interior do furo, evitando-se formação de um espaço vazio entre o tubo e as
paredes do furo. O selo era executado preenchendo o furo com pelotas de bentonita
até a superfície do terreno. Para a expansão da bentonita era acrescentada água
durante alguns minutos.
iv)
Após algum tempo de cura da bentonita no selo, o tubo de água era serrado (cerca de
15 cm acima da superfície do terreno) e recebia uma luva roscada. O piezômetro
ficava com uma tampa até ser utilizado para a execução dos ensaios.
Para a execução das leituras e aplicação de água no interior dos tubos foram utilizados um
reservatório, situado nas cotas elevadas do talude e algumas mangueiras, que traziam água
diretamente do reservatório para o interior do tubo, como apresentado na Figura 4.6 d). Para a
execução das leituras foi utilizado o seguinte procedimento.
i)
Instalação do sistema de aplicação de carga hidráulica no tubo de água do
piezômetro.
ii)
Introdução de água no interior do tubo do piezômetro, sem realização de medidas de
vazão ou controle de carga hidráulica. Este processo leva alguns minutos e tem
função de saturar a porção de solo adjacente ao piezômetro.
iii)
Execução de leituras. a) Para ensaios com carga hidráulica constante, se ajustava
uma vazão que mantivesse o nível de água constante no interior do tubo de água do
piezômetro. A vazão era controlada através a abertura de uma torneira junto a ponta
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
101
da mangueira que introduz água no tubo do piezômetro. Aguardava-se alguns
minutos para certificar que o fluxo atingiu o estado permanente. Caso houvesse
variação na carga hidráulica do piezômetro, a vazão era ajustada para retomar a carga
hidráulica desejada. Atingindo o estado permanente, se fazia a medição da vazão da
mangueira com copo de Becker e cronômetro; b) Para ensaios com carga hidráulica
variável, se preenchia o tubo do sistema de medidas e media-se o tempo necessário
para a carga hidráulica variar entre dois determinados níveis, marcados na bureta
graduada.
Interpretação do ensaio
Hvorslev (1951) apresentou uma solução para a determinação do coeficiente de condutividade
hidráulica a partir de ensaios com piezômetros. A utilização da equação pressupõe que o solo
ensaiado seja homogêneo e isotrópico e encontra-se abaixo do nível freático. A equação
requer basicamente a relação entre a carga hidráulica aplicada no furo e a medida da vazão
estabilizada durante o ensaio.
Para ensaios com carga hidráulica (H) constante, Hvorslev (1951) propôs a seguinte equação
para a determinação de k
fs
:
HF
Q
k
fs
*
=
[4.9]
Onde:
Q - vazão estabilizada
F – fator de forma
Para ensaios com carga variável, sendo que a carga hidráulica varie de H
1
até H
2
a equação
proposta por Hvorslev (1951) é a seguinte:
__________________________________________________________________________________________
Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
102
)(*
ln*
12
2
1
2
ttF
H
H
d
k
fs
−
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
=
[4.10]
Onde:
Q – vazão estabilizada
d – diâmetro do tubo
F – fator de forma
O fator de forma também exerce influência sobre o resultado do ensaio. Este fator é função da
geometria do piezômetro e do tipo de ensaio (carga constante ou variável). A equação 4.11 é
utilizada para a determinação do fator F.
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
++
=
2
1
**2
f
f
f
f
f
D
L
D
L
L
F
π
[4.11]
Onde:
L
f
– comprimento do filtro de areia;
D
f
– diâmetro do filtro de areia.
Daniel (1989) sugeriu uma aproximação para o caso de solos não saturados. Neste caso,
considera-se a carga hidráulica (H) como a diferença entre o nível de água no interior do
piezômetro e a metade da altura do filtro granular. Neste caso, a sucção do solo não é
considerada na determinação do gradiente hidráulico.
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
103
4.3.2.5.
Infiltrômetro de anel duplo
O equipamento para a execução destes ensaios foi construído especificamente para esta
pesquisa. Com este ensaio foram analisadas a taxa de infiltração da camada superficial de solo
e a influência na taxa de infiltração da camada orgânica (“serrapilheira”) formada por folhas e
galhos em decomposição e a vegetação rasteira. Através deste ensaio também foi possível
determinar o coeficiente de condutividade hidráulica da camada superior do solo. Foram
construídos dois anéis, com diâmetros de 60 cm e 30 cm.
O anel externo (60 cm) foi construído com parte de um tonel metálico, este foi cortado com
uma altura de 40 cm e afiado em sua parte inferior para facilitar a penetração no solo. Foram
também instaladas duas hastes para facilitar seu transporte e a retirada do solo, após a
execução do ensaio.
O anel interno (30 cm) foi construído com uma chapa de 2 mm de espessura, a qual foi
calandrada e soldada de modo a tomar forma cilíndrica. Uma das extremidades do anel foi
afiada e na solda foi tomado o cuidado para que a mesma fosse estanque. Neste anel também
foram instaladas duas hastes para transportar e facilitar a retirada do solo. Ambos anéis
receberam tratamento de superfície com zinco para evitar corrosão.
A sucção na porção de solo envolvida na infiltração provocada pelo ensaio era medida através
de dois tensiômetros. Um tensiômetro com medidas através de coluna de mercúrio, modelo
Gage cat. #2600 da Soilmoisture Equip. Corp., foi instalado no interior do anel interno a uma
profundidade de aproximadamente 15 cm. Um tensiômetro com medidas através de
manômetro, modelo Irrometer 36” da Soil Moisture Indicator foi instalado a uma
profundidade de 25 cm, próximo ao anel externo, no exterior do mesmo.
A taxa de infiltração foi determinada através da variação do nível de água no interior do anel
interno em função do tempo. O nível de água no anel foi medido através de uma bóia,
conectada a uma régua que transpassa na posição vertical um suporte, que também servia
como referência para as medidas. A Figura 4.7 apresenta detalhes do equipamento e o mesmo
instalado durante a execução do ensaio.
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104
Figura 4.7: a) Infiltrômetro de anel duplo instalado; b) preenchimento
dos anéis com água; c) remoção da “serrapilheira” e d) ”serrapilheira”
removida
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
105
Procedimento de ensaio
i) Seleção de um local que permita a cravação dos anéis. O local não pode ter uma
inclinação elevada, sendo preferencialmente um patamar. Não haver presença de
raízes e pedras que impeçam a cravação dos anéis e influenciem na infiltração de
água. Não pode ter havido no local significativo amolgamento do solo devido ao
pisoteamento nem ter havido mudança nas suas características naturais na superfície
(folhas, galhos e matéria orgânica).
ii)
Cravação dos anéis. Com o auxílio de uma marreta, se cravava inicialmente o anel
interno, com batidas diretamente sobre o anel. Procurava-se distribuir as batidas em
torno do anel para a cravação ser de maneira uniforme em toda a circunferência do
anel. Posteriormente se cravava o anel externo, seguindo os mesmos cuidados. A
profundidade de cravação de ambos anéis foi cerca de 15 cm.
iii)
Instalação dos tensiômetros. Com a utilização de um tubo de aço, com 19 mm de
diâmetro externo, se abria um furo até a profundidade desejada para a instalação do
tensiômetro. Depois de aberto o furo, era colocado um pouco de solo solto no interior
do furo para que servisse de regularização, para então colocar o tensiômetro no
interior deste furo.
iv)
Colocação do sistema de leituras e bóia. Com a bóia apoiada no solo, anotava-se a
referência.
v)
Preenchimento dos anéis com água. Preenchia-se ambos anéis simultaneamente com
a utilização de recipientes com capacidade de 20 litros até atingir um nível de água
de aproximadamente 15 cm.
vi)
Execução de leituras do nível de água a cada trinta segundos, até que o anel interno
fique sem água.
vii)
Caso a taxa de infiltração não tenha estabilizado (variação do nível de água constante
com o tempo), preenche-se novamente os anéis e se repete o processo.
Após determinar a taxa de infiltração estabilizada do solo, foi feita a remoção da serrapilheira.
(Figura 4.7 c) e 4.7 d). Em seguida foram repetidos os passos v), vi) e vii) para a
determinação da taxa de infiltração estabilizada nesta condição.
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106
Interpretação do ensaio
As condições adotadas na interpretação do ensaio são: (i) solo homogêneo; (ii) isotrópico; (iii)
temperatura da água do anel interno constante (iv) fluxo abaixo do anel interno
unidimensional (na direção vertical).
A taxa de infiltração estabilizada (I) é determinada a partir da curva taxa de infiltração
instantânea versus tempo e corresponde ao valor da taxa de infiltração quando o gráfico tende
a tornar-se horizontal (sem variação significativa na taxa de infiltração instantânea). A partir
da obtenção de I, pode-se calcular o coeficiente de condutividade hidráulica (Equação 4.12).
f
ff
L
)LH(
I
i
I
k
ψ++
==
[4.12]
Onde:
k – coeficiente de condutividade hidráulica;
I – taxa de infiltração estabilizada;
i – gradiente hidráulico;
H – altura da coluna de água no anel;
L
f
– profundidade da frente de umedecimento;
ψ
f
– sucção na frente de umedecimento.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
107
5 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS
Este capítulo apresenta os resultados dos ensaios realizados em campo e em laboratório.
Conforme são apresentados, os resultados são analisados e discutidos. Inicialmente são
apresentados os resultados dos ensaios de caracterização e seqüencialmente os resultados dos
ensaios de condutividade hidráulica de laboratório e de campo.
5.1 ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO
Os ensaios de caracterização realizados compreendem a determinação do peso específico real
dos grãos (
γ
s
), limites de Atterberg, índices físicos e análise granulométrica. Adicionalmente,
para avaliar o comportamento do solo na condição não saturada e para aplicações numéricas
em análise de fluxo em meio não saturado, foi determinada a envoltória de variação da sucção
versus teor de umidade do solo, a partir de amostras indeformadas coletadas em campo na
cota 360 m.
A classificação táctil-visual dos solos é apresentada na Tabela 5.1.
Tabela 5.1: Classificação táctil-visual das amostras de solo
Amostra
(cota)
Classificação Táctil Visual
351 m Silte Argiloso com pouca areia fina, muitos pedregulhos e matacões. Presença de
raízes. Cor marrom claro. Baixo teor de umidade natural.
360 m Silte Argiloso com pouca areia fina e pedregulho. Cor marrom escuro. Presença de
raízes e matéria orgânica em decomposição. Solo ligeiramente úmido.
365 m Silte Argiloso com pouca areia fina e pedregulho. Cor marrom avermelhado.
Presença de raízes e matéria orgânica em decomposição. Solo ligeiramente úmido.
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
108
5.1.1 Índices Físicos e Limites de Atterberg.
Os valores de peso específico aparente seco (
γ
d
), peso específico aparente úmido (
γ
t
), teor de
umidade (w), grau de saturação (Sr) e índice de vazios (e) apresentados na Tabela 5.2,
correspondem aos valores médios obtidos a partir dos corpos de prova utilizados para
determinação da condutividade hidráulica em laboratório (cota 365 m) e determinação da
relação teor de umidade versus sucção (cota 360 m). A Tabela 5.2 apresenta ainda o limite de
liquidez (LL) e o índice de plasticidade (IP) destes solos.
Tabela 5.2: Índices físicos e limites de Atterberg dos solos estudados
Amostra
(cota)
γ
s
(kN/m³)
γ
d
∗
(kN/m³)
γ
t
∗
(kN/m³)
w∗
(%)
Sr∗
(%)
e∗
LL IP
351 m 29,5 / / 32,5 / / 60 18
360 m 28,9 11,9 15,0 26,6 53,7 1,44 56 16
365 m 29,0 13,0 16,5 26,9 63,3 1,23 54 20
*Valores médios
Os valores de índice de plasticidade de ambos os solos caracterizam os solos como plásticos
(IP>15). Os altos valores de índice de vazios e sua ampla faixa de variação (1,19 – 1,71 para
a cota 360 e 1,04 – 1,50 para a cota 365) são características típicas de depósitos coluvionares.
Esta variabilidade é refletida principalmente nos ensaios com papel filtro, sendo verificada
certa dispersão nos resultados devido às diferenças físicas entre os corpos de prova. A
Figura 5.1 apresenta a carta de plasticidade para os solos estudados, a qual é utilizada para
classificação de solos pelo Sistema Unificado. Os solos das três locações estudadas são
classificados como silte de alta compressibilidade (MH).
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
109
Índice de Plasticidade (%)
Limite de Liquidez (%)
0
20
40
60
20
0
20 40 60 80 100
CL
CH
MH ou OH
ML ou OL
L
i
n
h
a
A
Linha B
Cota 351 m
Cota 360 m
Cota 365 m
Figura 5.1: Carta de Casagrande para os solos estudados (C=argila, M=silte, O=solo orgânico, L=baixa
compressibilidade, H=alta compressibilidade).
5.1.2 Análise Granulométrica
A Tabela 5.3 apresenta um resumo dos resultados obtidos com as análises granulométricas
realizadas. São apresentados os resultados dos ensaios de granulometria obtidos a partir dos
procedimentos com e sem a utilização de agente defloculante.
Tabela 5.3: Resumo dos resultados obtidos nas análises
granulométricas
Amostra Método
Argila
(<2,0 µm)
Silte
(2 µm -
0,06 mm)
Areia
Fina
(0,06 mm
- 0,2 mm)
Areia
Média
(0,2 mm -
0,6 mm)
Areia
Grossa
(0,6 mm -
2,0 mm)
Pedregulho
(2,0 mm -
76 mm)
C/D* 41 41 11 4 1 2 cota
351 m
S/D** 22 63 8 4 1 2
C/D* 40 45 7 4 2 2 cota
360 m
S/D** 33 49 10 4 2 2
C/D* 35 48 9 5 2 1 cota
365 m
S/D** 30 52 10 5 2 1
*C/D = com o uso de agende defloculante; **S/D = sem o uso de agente defloculante
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110
As curvas de distribuição granulométrica dos solos ensaiados estão apresentadas nas Figuras
5.2 a 5.4. Cada Figura apresenta as curvas granulométricas obtidas através dos procedimentos
com e sem a utilização de agente defloculante, de uma amostra.
DISTRIBUIÇÃO GRANULOMÉTRICA
Cota 351 m
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0.001 0.01 0.1 1 10 100
Diâmetro dos grãos (mm)
Percentagem retida (%)
Sem defloculante
Com defloculante
areia média
areia grossa
ar
g
ila
silte
areia fina
pedregulho
Figura 5.2: Curvas granulométricas para a amostra da cota 351 m
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
111
DISTRIBUIÇÃO GRANULOMÉTRICA
Cota 360 m
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0.001 0.01 0.1 1 10 100
Diâmetro dos grãos (mm)
Percentagem retida (%)
Sem defloculante
Com defloculante
areia média areia grossaargila silte areia fina pedregulho
Figura 5.3: Curvas granulométricas para a amostra da cota 360 m
DISTRIBUIÇÃO GRANULOMÉTRICA
Cota 365 m
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0.001 0.01 0.1 1 10 100
Diâmetro dos grãos (mm)
Percentagem retida (%)
Sem defloculante
Com defloculante
areia média areia grossaargila silte areia fina pedregulho
Figura 5.4: Curvas granulométricas para a amostra da cota 365 m
__________________________________________________________________________________________
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112
No resultado do ensaio realizado com o solo da cota 351 m é possível verificar uma forte
influência do agente defloculante. O resultado indica uma diferença de aproximadamente 20
pontos percentuais na fração argila em relação ao ensaio realizado com o uso de defloculante.
Este fato indica que em campo o solo tem um comportamento silto-argiloso, onde 63% do
material é composto da fração silte, predominando grãos com diâmetro entre 0,004 mm e 0,02
mm, trecho no qual a curva de distribuição granulométrica possui maior inclinação. Na
mesma amostra, o ensaio realizado com o uso de defloculante acusou uma fração argila de
41% e a mesma proporção de silte (41%).
No resultado do ensaio realizado com o solo da cota 360 m é possível verificar uma menor
influência do uso de defloculante, a qual implicou em uma diferença de 7 pontos percentuais
na fração argila, em relação ao ensaio realizado sem o uso de agente defloculante. Ambas as
curvas granulométricas possuem formas semelhantes, apenas defasadas devido à fração argila
floculada, no ensaio sem o uso de defloculante.
O resultado do ensaio com o solo da cota 365 apresentou bastante semelhança entre os
procedimentos com e sem o uso de defloculante. A diferença está no fato de o ensaio com o
uso de defloculante acusar uma diferença de 5 pontos percentuais (p.p.) a mais na fração
argila em relação ao ensaio sem o uso de defloculante. Destes 5 p.p., 4 p.p. encontram-se
agregados na fração silte e 1 p.p. encontra-se agregado na fração areia fina e areia média.
Ambas amostras, quando comparadas nos ensaios com o uso de defloculante apresentam uma
curva bastante semelhante, com diferenças sensíveis apenas nas frações silte e areia fina de
3,5 pontos percentuais. Porém fazendo a mesma comparação nos ensaios sem o uso de
defloculante é encontrada uma diferença significativa entre as frações argila e silte. A amostra
da cota 351 m tem uma grande inclinação na curva granulométrica no trecho entre 0,005 mm
e 0,03 mm, o que demonstra uma grande proporção de grãos compreendidos neste intervalo
(cerca de 53% do total da amostra). É evidenciado um comportamento em campo da amostra
da cota 351 m diferenciado das demais, conforme observado nas diferentes curvas de
distribuição granulométrica obtidas sem o uso de agente defloculante.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
113
5.1.3 Curva Característica
Não foi possível determinar a curva característica do solo estudado devido a sua
heterogeneidade, inviabilizado a moldagem de corpos de prova com as mesmas características
e índices de vazios. Portanto foi determinada uma faixa de variação da relação Sucção (S) x
teor de umidade volumétrico (
θ
) para o solo da cota 360 m. A forma de apresentação (em
termos de
θ
) foi escolhida por ser a forma na qual se fornece dados ao programa de análises
de fluxo (ver Capítulo 6).
O procedimento adotado foi proposto por Feuerharmel (2003), adaptado de Marinho (1995) e
encontra-se descrito em detalhes na Seção 4.2.4. As relações sucção-teor de umidade
volumétrico foi determinada a partir de oito corpos de prova, moldados em campo no interior
de anéis com dimensões de 5 cm de diâmetro e 2 cm de altura. Destes oito corpos de prova,
seis corpos de prova seguiram trajetória de secagem (Anéis 1, 2, 8, 10, 11 e 12) e dois corpos
de prova seguiram a trajetória de umedecimento (Anéis 9 e 13). Os índices físicos iniciais dos
corpos de prova são apresentados na Tabela 5.4. A faixa de variação S x
θ
encontra-se
apresentada na Figura 5.5, são diferenciados em cores as sucções obtidas na umidade de
campo e as trajetórias de umedecimento e secagem.
Tabela 5.4: Índices físicos iniciais das amostras para determinação da
faixa de variação da relação sucção versus teor de umidade volumétrico
Amostra
e
w (%)
θ
(%)
Sr (%) Trajetória
Anel 1 1,58 30,1 33,7 54,9 Secagem
Anel 2 1,53 35,0 40,0 66,2 Secagem
Anel 8 1,37 22,2 27,1 46,8 Secagem
Anel 9 1,50 27,3 31,8 52,6 Umedecimento
Anel 10 1,71 23,9 27,5 40,4 Secagem
Anel 11 1,40 20,5 24,8 42,5 Secagem
Anel 12 1,28 27,5 34,9 62,2 Secagem
Anel 13 1,19 26,3 34,7 63,8 Umedecimento
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114
10
15
20
25
30
35
40
45
1 10 100 1000 10000 100000
Sucção (kPa)
Umidade Volumétrica (%)
Anel 1 umid. campo Anel 2 umid. campo Anel 13 umid. campo Anel 10 umid. campo Anel 12 umid. campo Anel 11 umid. campo Anel 9 umid. campo Anel 8 umid. campo
Anel 1 secagem Anel 2 secagem Anel 13 umedecimento Anel 10 secagem Anel 12 secagem Anel 11 secagem Anel 9 umedecimento Anel 8 secagem
Limiar da faixa de variação x S
θ
Linha de tendência da variação x S
θ
Figura 5.5: Faixa de variação de sucção versus teor de umidade volumétrico obtida para o solo da cota 360 m
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
115
Traçando-se uma curva de tendência da variação da sucção com a umidade, observa-se o
formato semelhante a uma “sela”, podendo ser dividida em três trechos distintos. Inicialmente
o solo apresenta um valor de entrada de ar, inferior a 7 kPa, o qual não foi possível determinar
com precisão através do método papel filtro. Depois deste ponto há um trecho de
dessaturação. Neste primeiro trecho, o valor do teor de umidade volumétrico tem uma queda
de seu valor de saturação (θ
sat
=59%) até 35%, sob baixo nível de sucção (até 30 kPa). O
segundo trecho da curva corresponde a um patamar horizontal no gráfico, onde pequenas
variações no teor de umidade da amostra produzem uma grande variação no valor da sucção
(entre valores de sucção de 30 kPa e 1500 kPa). O terceiro trecho da curva inicia em um
segundo valor de entrada de ar que está compreendido entre 1000 kPa e 2000 kPa. Neste
terceiro trecho, variações na sucção provocam sensíveis variações no teor de umidade.
Curvas características em forma de sela já foram descritas na literatura para solos da região
Sul. Bortoli (1999), ao determinar a curva característica de um solo coluvionar de arenito da
Formação Botucatu, situado em São Sebastião do Caí (RS), obteve uma forma de curva
característica ainda não encontrada na literatura. A esta forma atribuiu o nome de “sela”,
devido a sua aparência. Bastos (1999) encontrou a mesma forma de curva característica em
um solo laterítico, oriundo da unidade geológica Granito Independência de Alvorada (RS).
Feuerharmel (2003), encontrou esta forma na curva característica de dois solos coluvionares
no município de Timbé do Sul (SC), sendo um oriundo de rochas básicas, da Formação Serra
Geral e outro oriundo de arenito da formação Botucatu.
Solos com curva característica em formato de “sela” têm a entrada de água comandada pela
macroestrutura, para baixas sucções e para sucções elevadas a entrada de água é comandada
pela microestrutura destes solos. Feuerharmel (2003) descreveu um modelo para explicar tal
comportamento. Conforme a autora no primeiro trecho da curva característica a
macroestrutura comanda a dessaturação, ou seja, os grumos e agregados de partículas finas no
estado natural do solo se comportam como grãos de maior diâmetro, com poros também
maiores. Tais poros conferem ao solo um comportamento semelhante ao de uma areia em
relação à retenção de água. O trecho horizontal da curva é devido à ausência de poros com
tamanhos intermediários, sendo que a microestrutura possui uma grande capacidade de
retenção de água em relação à macroestrutura. O último trecho da curva ocorre quando a
sucção atinge valores capazes de vencer as forças capilares que mantém a água entre as
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
116
partículas finas, no interior dos grumos. Atingido o segundo valor de entrada de ar,
incrementos na sucção provocam uma progressiva dessaturação da microestrutura do solo.
5.2 ENSAIOS DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA
Nesta Seção são apresentados os resultados dos ensaios de condutividade hidráulica
realizados em laboratório e em campo. No final da Seção há uma discussão comparando os
resultados obtidos a partir dos diferentes tipos de ensaios.
5.2.1 Ensaios de Laboratório
Em laboratório foram realizados ensaios com três diferentes procedimentos, duas executadas
em um equipamento triaxial e um executado em um permeâmetro de parede flexível com
coluna de mercúrio. Foram utilizados corpos de prova moldados a partir de amostras
indeformadas coletadas na cota 365 m.
No equipamento triaxial, duas das amostras puderam ser ensaiadas sob dois procedimentos
diferentes, durante a fase de percolação e após a saturação por contra pressão do corpo de
prova. A mesma amostra era posteriormente cisalhada para determinação dos parâmetros de
resistência. As amostras, portanto, eram ensaiadas sob uma única tensão confinante. No
permeâmetro de parede flexível com coluna de mercúrio, cada corpo de prova era moldado
exclusivamente para o ensaio e era submetido a diferentes tensões confinantes, sendo possível
analisar a influência da mesma.
Todos os resultados apresentados sofreram correções referentes à temperatura, que influencia
a viscosidade da água. Os ensaios realizados em laboratório foram corrigidos em relação à
perda de carga no sistema (mangueiras e discos porosos). A correção para o sistema foi
proposta por Sammingan et al. (2003) e é apresentada na Equação 5.1.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
117
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+−
=
b
b
t
t
s
s
k
H
k
H
k
H
H
k
[5.1]
Onde:
k
s
– coeficiente de condutividade hidráulica corrigido;
H
s
– altura da amostra;
H – altura total da amostra mais discos porosos e papel filtro;
k – coeficiente de condutividade hidráulica medido (sem correção);
H
t
e H
b
– espessura do disco poroso do topo e da base, respectivamente;
k
t
e k
b
– coeficiente de condutividade hidráulica do disco poroso do topo e da base,
respectivamente.
Para a aplicação da correção proposta, foi determinado um único valor de condutividade
hidráulica para o sistema, considerando que a perda de carga em todo o sistema ocorra apenas
nos discos porosos. Assim a parcela entre parênteses da equação proposta pelo autor foi
substituída pela altura de ambos discos porosos e papéis filtro e dividida pelo k medido do
sistema.
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
=
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
sistema
bt
b
b
t
t
k
HH
k
H
k
H
[5.2]
A condutividade hidráulica do sistema foi determinada considerando-se as dimensões das
duas pedras porosas e papéis filtro. As pedras porosas e papéis filtro foram montados na
câmara triaxial, envoltos por membrana de látex e saturados por contra-pressão. Utilizou-se o
mesmo procedimento descrito na Seção 4.3.1.1 para as leituras da condutividade hidráulica do
sistema.
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118
O valor da condutividade hidráulica do sistema, considerando a soma das alturas dos dois
discos porosos (0,84 cm), obtido a partir destas considerações é de 3,71x10
-4
cm/s.
5.2.1.1 Fase de Percolação – Ensaio Triaxial
A fase de percolação do ensaio triaxial consiste em aumentar o grau de saturação da amostra
através da imposição de um fluxo ascendente de água desaerada. Para a realização das
determinações do coeficiente de condutividade hidráulica dos corpos de prova durante a fase
de percolação de ensaios triaxiais foram utilizados o equipamento e procedimento descritos na
Seção 4.3.1.1.
O gradiente hidráulico era aplicado devido à diferença de carga de elevação existente entre o
nível do reservatório e o topo do corpo de prova. O topo do corpo de prova era conectado à
atmosfera através das conexões da câmara triaxial, de onde partia uma mangueira. Esta
mangueira tinha sua extremidade fixada no mesmo nível do topo do corpo de prova, fazendo
com que a água pingasse no interior de uma bureta graduada.
Para a determinação da condutividade hidráulica, foram medidos os volumes percolados para
determinados intervalos de tempo. As medidas iniciam após a passagem de, no mínimo, o
volume de água correspondente a duas vezes o volume do corpo de prova. Perdas por
evaporação foram desconsideradas devido à pequena influência na taxa de percolação obtida.
Foram realizadas medidas de vazão em 3 corpos de prova amostrados na cota 365 m, todos
eles sob tensões confinantes efetivas de 30 kPa. Como na base há uma contra pressão de
aproximadamente 10 kPa, a tensão confinante total aplicada era de 40 kPa. A Tabela 5.5
apresenta as dimensões e índices físicos iniciais dos corpos de prova utilizados para a
execução destes ensaios. As amostras foram denominadas de acordo com a tensão confinante
utilizada para a fase de cisalhamento no ensaio triaxial, (P75, P40 e P50).
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
119
Tabela 5.5: Dados iniciais dos corpos de prova para ensaios durante a
fase de percolação no equipamento triaxial
amostra
γ
t
(kN/m³)
γ
d
(kN/m³)
e Sr
(%)
w
(%)
H
s
(cm)
D
s
(cm)
P75 17,15 12,79 1,26 78,3 34,2 10,06 5,04
P40 15,97 12,50 1,31 61,0 27,7 10,01 5,11
P50 15,04 11,56 1,50 57,9 30,1 10,00 4,98
A Tabela 5.6 apresenta os resultados obtidos para o coeficiente de condutividade hidráulica,
nos três corpos de prova. São apresentados os valores obtidos do coeficiente de condutividade
hidráulica de acordo com as leituras realizadas e o volume percolado acumulado em cada
medição, a partir do início das leituras. Todos os ensaios tiveram as leituras iniciadas após a
percolação de 400 cm³ (duas vezes o volume do corpo de prova).
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
120
Tabela 5.6: Coeficientes de condutividade hidráulica obtidos durante a
fase de percolação no equipamento triaxial
Amostra Medição
#
∆
t
(min)
t
acum
(min)
∆
V
(cm³)
V
acum
(cm³)
k
(x10
-4
cm/s)
1 2 2 5 5
1,7
2 5,5 7,5 14 19
1,8
3 45 52,5 187 206
2,9
P75
4 9 61,5 51 257
4,1
1 15 15 71 71
3,3
2 25 40 202 273
6,6
3 50 90 490 763
7,5
4 10 100 109 872
8,5
5 25 125 308 1180
9,8
P40
6 5 130 69 1249
11,0
1 20 20 120 120
4,1
2 15 35 128 248
6,0
P50
3 10 45 90 338
6,4
Os resultados para os três diferentes corpos de prova apresentam valores coerentes, com
variações entre 1,7 x10
-4
cm/s e 1,1 x10
-3
cm/s. Porém, em todos os corpos de prova o
coeficiente de condutividade hidráulica apresentou uma progressiva majoração conforme
aumentava o volume percolado acumulado. Este fato é provavelmente devido à redução da
sucção, decorrente do aumento do grau de saturação durante a contínua percolação de água no
interior da amostra.
Os valores obtidos não podem ser considerados como o coeficiente de condutividade
hidráulica saturada (k
sat
), uma vez que não foi realizada a saturação através da aplicação de
contra-pressão e o processo de percolação não é suficiente para uma saturação completa da
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
121
amostra. Porém estes valores podem ser representativos das condições de saturação de campo,
as quais são atingidas através da infiltração de água no solo e elevação do nível freático.
5.2.1.2 Amostra Saturada por Contra-Pressão – Ensaio Triaxial
Para a realização dos ensaios com a amostra saturada, foram utilizados o mesmo equipamento
e dois dos três corpos de prova utilizados para os ensaios durante a fase de percolação (P40 e
P50). Os corpos de prova passaram por processo de incremento de poro pressão, para
dissolução das bolhas de ar presentes no interior dos mesmos.
Para avaliar a saturação dos corpos de prova foram medidos o Parâmetro B (Equação 5.3). Foi
admitido que quando o parâmetro B era igual ou superior a 0,85 o corpo de prova
encontrava-se próximo da saturação. Nestes ensaios, ambos corpos de prova foram ensaiados
com 550 kPa de contra pressão aplicada. Após atingir o parâmetro B aceitável, era aplicado
um novo incremento de pressões, adicionando 50 kPa na contra pressão e 20 kPa mais a
tensão de confinamento efetiva na tensão confinante. Aguardava-se o adensamento do corpo
de prova para então realizar as medidas de vazão.
Para a aplicação do gradiente hidráulico foi utilizado um aplicador de pressão adicional,
viabilizando a aplicação de contra-pressão no topo do corpo de prova. A diferença entre a
contra pressão na base e no topo do corpo de prova gerava o gradiente hidráulico para que
ocorresse o fluxo. A vazão era controlada pelas buretas graduadas conectadas as linhas de
contra-pressão. A condição de fluxo permanente era verificada através da equalização entre a
vazão nas duas buretas. Os índices físicos iniciais e dimensões da amostra são apresentados na
Tabela 5.5. Os valores do coeficiente de condutividade hidráulica na condição saturada (k
sat
)
obtidos a partir dos ensaios são apresentados na Tabela 5.7.
__________________________________________________________________________________________
Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
122
Tabela 5.7: Coeficientes de condutividade hidráulica obtidos após a
fase de saturação no equipamento triaxial
Amostra Medição
#
k
sat
(cm/s)
1 5,7 x10
-4
2 6,3 x10
-4
3 4,0 x10
-4
4 2,8 x10
-4
P40
5 2,6 x10
-4
1 5,4x10
-3
2 1,8 x10
-3
3 5,1 x10
-3
4 1,7x10
-3
5 1,8 x10
-3
6 1,6x10
-3
P50
7 1,1 x10
-3
Os resultados apresentaram uma significativa dispersão com variações de até 5 vezes no valor
do k
sat
para o mesmo corpo de prova. Esta variação pode ter sido decorrente de pequenas
variações na contra pressão, em ambos aplicadores. Estes possuíam manômetros com
resolução de 10 kPa, sendo que em um deles era mantida uma contra-pressão de 550 kPa e no
outro 540 kPa. Variações pequenas em um destes aplicadores geram uma grande diferença no
gradiente hidráulico. A ausência de um sistema de aplicação e controle de pressões com maior
precisão impediram um controle mais rigoroso dos ensaios.
Os resultados apresentados indicam um valor de k
sat
maior no corpo de prova P50, porém esta
diferença não foi verificada nos ensaios na fase de percolação, onde os corpos de prova P40 e
P50 apresentaram uma condutividade hidráulica semelhante em tempos de percolação
acumulados iguais. A causa de tal tendência pode ser explicada devido a alguma diferença
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
123
entre os corpos de prova em relação ao adensamento, devido à heterogeneidade do colúvio de
onde foram amostrados.
5.2.1.3 Permeâmetro de Parede Flexível com Coluna de Mercúrio
Para a realização dos ensaios foi utilizado o equipamento descrito na Seção 4.3.1.2 (ver
também procedimento). Foram realizados ensaios em corpos de prova moldados de acordo
com a recomendação de Daniel (1994). A recomendação do referido autor diz respeito à
relação entre diâmetro e altura próximo da unidade para obter distribuição mais linear da
variação da poro-pressão no corpo de prova.
O gradiente hidráulico é aplicado em função de um comprimento de mercúrio no interior da
mangueira flexível, no painel de medida de vazão. A diferença de densidade entre o mercúrio
e a água, gera uma diferença de pressão entre as extremidades da mangueira que estão
conectadas no topo e na base do corpo de prova.
As medidas de vazão para a determinação do coeficiente de condutividade hidráulica são
realizadas com base na queda da coluna de mercúrio através da mangueira flexível, que é
fixada em uma régua graduada. Através da correlação do diâmetro da mangueira com a
velocidade de queda da coluna é determinada a vazão e então obtido o k
sat
.
Foram realizados ensaios em três corpos de prova, sob diferentes tensões confinantes. Os
corpos de prova foram denominados de CHg-1, CHg-2 e CHg-3. CHg designa o tipo de
ensaio, em coluna de mercúrio e o número significa a ordem na qual os corpo de prova foram
ensaiados.
O equipamento permitia ensaiar o mesmo corpo de prova sob diferentes níveis de tensão
confinante. Para a amostra CHg-1, foi realizado ensaio em um nível de tensão confinante (75
kPa), na amostra CHg-2 foram realizados ensaios sob dois níveis de tensão confinante (50 e
80 kPa) e na amostra CHg-3, foram realizados ensaios sob quatro níveis de tensão confinante
(40, 70, 100 e 200 kPa). Os índices físicos e dimensões iniciais dos corpos de prova são
apresentados na Tabela 5.8.
__________________________________________________________________________________________
Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
124
Tabela 5.8: Dados iniciais dos corpos de prova para ensaios no
permeâmetro de parede flexível com coluna de mercúrio
amostra
γ
t
(kN/m³)
γ
d
(kN/m³)
e Sr
(%)
w
(%)
H
s
(cm)
D
s
(cm)
CHg-1 16,58 13,73 1,11 54,2 20,7 5,22 5,00
CHg-2 17,44 14,17 1,04 64,0 23,0 5,21 5,13
CHg-3 16,88 13,44 1,15 64,4 25,6 5,55 5,16
As Tabela 5.9, 5.10 e 5.11 apresentam os valores de k
sat
obtidos nos ensaios realizados nos
corpos de prova CHg-1, CHg-2 e CHg-3 respectivamente. São apresentados também os
valores de gradiente hidráulico (i) utilizados e os valores de k
sat
para cada queda da coluna de
80 cm (volume percolado de aproximadamente 3 cm³).
Tabela 5.9: Resultados de k
sat
para o corpo de prova CHg-1
Tensão confinante
(kPa)
i
Medição
#
k
sat
(cm/s)
1 3,1x10
-4
2 3,2x10
-4
3 3,3x10
-4
4 3,2x10
-4
75
9,53
5 3,2x10
-4
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
125
Tabela 5.10: Resultados de k
sat
para o corpo de prova CHg-2
Tensão confinante
(kPa)
i
Medição
#
k
sat
(cm/s)
1 2,5x10
-4
2 2,5 x10
-4
3 2,4 x10
-4
4 2,3 x10
-4
50
9,30
5 2,3 x10
-4
1 1,8x10
-4
2 1,7x10
-4
3 1,7x10
-4
4 1,7x10
-4
80
9,30
5 1,6x10
-4
__________________________________________________________________________________________
Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
126
Tabela 5.11: Resultados de k
sat
para o corpo de prova CHg-3
Tensão confinante
(kPa)
i
Medição
#
k
sat
(cm/s)
1 3,2x10
-4
2 3,0x10
-4
3 2,8x10
-4
4 2,7x10
-4
40
9,41
5 2,6x10
-4
1 1,7x10
-4
2 1,6x10
-4
3 1,6x10
-4
4 1,6x10
-4
70
9,41
5 1,5x10
-4
1 9,1x10
-5
2 8,9x10
-5
3 8,7x10
-5
4 8,7x10
-5
100
9,41
5 8,6x10
-5
1 2,8x10
-5
2 2,4x10
-5
3 2,2x10
-5
4 2,1x10
-5
5 2,0x10
-5
200
9,41
6 1,9x10
-5
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
127
A Figura 5.6 apresenta o gráfico da variação do coeficiente de condutividade hidráulica com a
tensão confinante para os ensaios realizados no permeâmetro de parede flexível com coluna
de mercúrio. Para cada tensão confinante, o valor da condutividade hidráulica foi adotado
como sendo a média dos valores obtidos durante as seqüências de leituras.
0.00E+00
5.00E-05
1.00E-04
1.50E-04
2.00E-04
2.50E-04
3.00E-04
3.50E-04
0 50 100 150 200 250
Tensão de confinamento (kPa)
Condutividade Hidráulica (cm/s)
CHg-1
CHg-2
CHg-3
Figura 5.6: Coeficiente de condutividade hidráulica versus tensão de
confinamento
Avaliando os resultados dos diferentes corpos de prova observa-se que os mesmos são
coerentes para os mesmos níveis de tensão confinante. Porém verifica-se que o resultado
obtido para o ensaio CHg-1 foi discrepante, apresentando um valor de condutividade
hidráulica praticamente duas vezes maior do que o esperado pela tendência da linha com os
resultados dos ensaios com as outras duas amostras. Através da análise dos índices de vazios
das amostras não é possível justificar tal diferença assim como não foram identificadas
visualmente particularidades neste corpo de prova. Verifica-se também uma forte influência
da tensão confinante na condutividade hidráulica. O aumento da tensão efetiva provavelmente
afeta a estrutura do solo, fechando ou diminuindo os poros maiores por onde ocorre o fluxo.
Os altos índices de vazios iniciais das amostras e o formato da curva de tendência para a
relação teor de umidade versus sucção reforçam esta a hipótese. O solo ensaiado apresenta
condutividade hidráulica em ordem de grandeza característica de solo arenoso típico, embora
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128
apresente em sua composição granulométrica predominantemente materiais finos. O aumento
da tensão confinante afeta principalmente a macroestrutura do solo, comprimindo os grumos e
torrões existentes contra si, fechando os vazios entre os mesmos.
Os ensaios com os corpos de prova CHg-2 e CHg-3 indicam também uma redução do valor de
k
sat
com o tempo. As causas para esta ocorrência não foram avaliadas em laboratório, em
ensaios de maior duração. Esta redução na condutividade hidráulica foi também encontrada
por Bortoli (1999) que atribuiu tal redução à aplicação da tensão confinante no corpo de
prova, a qual fechava progressivamente as fissuras. Outras variações da condutividade
hidráulica com o tempo foram descritas por Maciel Filho (1991) e estas foram atribuídas aos
elevados gradientes hidráulicos que geraram carreamento de partículas finas e um rearranjo
das partículas, porém neste caso, o autor mantinha o gradiente hidráulico e fluxo constante
durante toda a duração do ensaio, que era de mais de 45 dias.
Através dos resultados dos ensaios realizados no equipamento triaxial, com os corpos de
prova saturados por contra pressão e dos ensaios realizados no permeâmetro com coluna de
mercúrio é possível verificar a forte influência do índice de vazios nas obtenções do
coeficiente de condutividade hidráulica.
Nos ensaios com os referidos corpos de prova, ensaiados no equipamento triaxial, verifica-se
uma clara tendência da condutividade hidráulica ser maior no P-50 do que no P-40, o quais
possuem índices de vazios de 1,31 e 1,50, respectivamente.
No permeâmetro com coluna de mercúrio, é possível verificar esta influência através dos
ensaios realizados no mesmo corpo de prova, sob diferentes tensões de confinamento. O
aumento desta tensão provoca a redução do índice de vazios, através do fechamento dos
espaços vazios entre os grumos de material fino. Estes vazios que são progressivamente
fechados com o aumento da tensão confinantes são responsáveis pela elevada condutividade
hidráulica encontrada nos solos.
5.2.2 Ensaios de Campo
Os ensaios de campo para a determinação da condutividade hidráulica compreendem os
ensaios com Permeâmetro de Guelph, Piezômetros e Infiltrômetro de Anel Duplo. Ao todo
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
129
foram realizados quatro ensaios com o Permeâmetro de Guelph, foram instalados três
piezômetros para realizar medições e foi executado um ensaio com o Infiltrômetro de Anel
Duplo.
5.2.2.1 Permeâmetro de Guelph
O procedimento utilizado para a realização dos ensaios com Permeâmetro de Guelph
encontra-se descrito na Seção 4.3.2.1. Neste procedimento, ressalta-se a utilização de três
cargas hidráulicas para uma maior confiabilidade nos resultados obtidos. Desta maneira foi
possível determinar a condutividade hidráulica a partir de três diferentes combinações de
cargas hidráulicas e ainda através do cálculo direto a partir da vazão estabilizada em cada
carga hidráulica, desconsiderando-se o potencial matricial de fluxo (
φ
m
).
A Tabela 5.12 apresenta as cotas onde foram realizados os ensaios com as respectivas
propriedades de cada ensaio (profundidade, teor de umidade no fundo do furo e cargas
hidráulicas utilizadas). Cada ensaio é identificado de acordo com a cota na qual foi executado.
Tabela 5.12: Dados característicos dos ensaios com permeâmetro de
Guelph
Cargas Hidráulicas (cm)
Cota ensaio
(m)
Profundidade
(cm)
Teor de
umidade inicial
(%)
H1 H2 H3
347 70 47 5 10 17
350 85 49 5 10 15
361 100 44 5 12 20
361,5 55 45 5 10 15
As Figuras 5.7 a 5.10 apresentam a variação da vazão com o tempo para os ensaios realizados.
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130
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Tempo (min)
Vazão (cm³/min)
H = 5 cm
H = 10 cm
H = 17 cm
Figura 5.7: Variação da vazão com o tempo – Permeâmetro de Guelph
cota 347 m
0
10
20
30
40
50
60
70
0 5 10 15 20 25
Tempo (min)
Vazão (cm³/min)
H = 5 cm
H = 10 cm
H = 15 cm
Figura 5.8: Variação da vazão com o tempo – Permeâmetro de Guelph
cota 350 m
__________________________________________________________________________________________
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131
0
1
2
3
4
5
6
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Tempo (min)
Vazão (cm³/min)
H = 5 cm
H = 12 cm
H = 20 cm
Figura 5.9: Variação da vazão com o tempo – Permeâmetro de Guelph
cota 361 m
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
024681012
Tempo (min)
Vazão (cm³/min)
H = 5 cm
H = 10 cm
H = 15 cm
Figura 5.10: Variação da vazão com o tempo – Permeâmetro de
Guelph cota 361,5 m
A partir dos gráficos apresentados podemos perceber uma grande variação na vazão em
função do tempo no início das leituras para cada carga hidráulica. Este fato é devido ao
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132
preenchimento do furo com água do reservatório. A partir do valor máximo da vazão, esta tem
uma redução e conforme o solo vai se tornando saturado, a vazão aumenta, até se atingir a
condição de saturação em campo, onde a vazão atinge um valor estável. A estabilização da
vazão apenas não foi atingida no ensaio da cota 361,5 m para a carga hidráulica de 15 cm.
Nesta carga hidráulica a alta vazão fez com que o reservatório do permeâmetro se esvaziasse,
impedindo o prosseguimento das leituras.
A partir da vazão estabilizada se procedem os cálculos para a determinação do coeficiente de
condutividade hidráulica na condição saturada de campo (k
fs
) e do potencial matricial de fluxo
(
φ
m
). A Tabela 5.13 apresenta os valores de vazão estabilizada para cada carga hidráulica e as
Tabelas 5.14 e 5.15 apresentam os valores calculados de k
fs
e
φ
m
para as três combinações de
cargas hidráulicas nos quatro ensaios realizados.
Tabela 5.13: Vazões estabilizadas para as cargas hidráulicas nos
ensaios com Permeâmetro de Guelph
Ensaio cota 347 m cota 350 m cota 361 m cota 361,5 m
Carga
hidráulica
(cm)
5
10
17
5
10
15
5
12
20
5
10
15
Q
est
(cm³/s)
0,204 0,428 1,480 0,292 0,350 0,993 0,010 0,036 0,080 0,030 4,81 12,51
Tabela 5.14: k
fs
e
φ
m
para os ensaios com Permeâmetro de Guelph nas
cotas 347 m e 350 m
Ensaio cota 347 m cota 350 m
Combinação
de cargas
hidráulicas
H1 e H2
H1 e H3
H2 e H3
H1 e H2
H1 e H3
H2 e H3
k
fs
(cm/s)
7,5x10
-4
2,4x10
-3
1,6x10
-3
-3,9x10
-5
1,9x10
-3
9,6x10
-4
φ
m
(m
-1
)
9,1x10
-4
-1,48 x10
-2
-4,07x10
-3
7,7x10
-3
-1,3x10
-2
1,9x10
-3
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
133
Tabela 5.15: k
fs
e
φ
m
para os ensaios com Permeâmetro de Guelph nas
cotas 361 m e 361,5 m
Ensaio cota 361 m cota 361,5 m
Combinação
de cargas
hidráulicas
H1 e H2
H1 e H3
H2 e H3
H1 e H2
H1 e H3
H2 e H3
k
fs
(cm/s)
5,3x10
-5
6,7x10
-5
6,1x10
-5
2,0x10
-2
2,3x10
-2
2,210
-2
φ
m
(m
-1
)
1,7x10
-5
-1,6x10
-4
-2,7x10
-
-1,15x10
-1
-1,4x10
-1
-1,2x10
-1
Nos resultados apresentados nas Tabelas 5.14 e 5.15 houve a obtenção de alguns valores
negativos do potencial matricial de fluxo em diversas combinações de cargas hidráulicas e
também em um dos resultados de coeficiente de condutividade hidráulica. A recomendação
do manual do equipamento quando ocorre este fato é repetir-se o ensaio. Devido à dificuldade
de conseguir um furo de sondagem aceitável para a execução do ensaio e a grande incidência
de valores negativos de
φ
m
decidiu-se pelo tratamento dos resultados assim como foram
obtidos. Uma provável causa para a alta incidência de valores não coerentes de
φ
m
é a
heterogeneidade encontrada no solo coluvionar, o que resulta em vazões estabilizadas sem
uma proporção adequada ao método de interpretação do ensaio, para as diferentes cargas
hidráulicas no mesmo ensaio.
Como citado na Seção 4.3.1.3, os resultados foram também interpretados desconsiderando-se
a parcela referente ao potencial matricial de fluxo. Para cada carga hidráulica foi calculado o
valor do coeficiente de condutividade hidráulica (k
fs
). Esta interpretação considerou o solo
com um elevado grau de saturação, onde a sucção na frente de saturação é bastante baixa.
Esta interpretação apóia-se no fato de que os valores de teor de umidade encontrados nas
amostras deformadas obtidas do fundo dos furos, cerca de 44% de umidade gravimétrica,
correspondem a um valor de sucção menor do que 10 kPa (trecho não coberto pelo método do
papel filtro). As Tabelas 5.16 e 5.17 apresentam os valores de k
fs
obtidos a partir desta
interpretação.
__________________________________________________________________________________________
Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
134
Tabela 5.16: k
fs
para os ensaios com Permeâmetro de Guelph nas cotas
347 m e 351 m
Ensaio cota 347 m cota 351 m
Carga
hidráulica
H1 H2 H3 H1 H2 H3
k
fs
(cm/s) 8,3x10
-4
7,6x10
-4
1,3x10
-3
1,4x10
-3
7,6x10
-4
1,2x10
-3
Tabela 5.17: k
fs
para os ensaios com Permeâmetro de Guelph nas cotas
361 m e 361,5 m
Ensaio cota 361 m cota 361,5 m
Carga
hidráulica
H1 H2 H3 H1 H2 H3
k
fs
(cm/s) 6,2x10
-5
6,0x10
-5
6,1x10
-5
1,2x10
-4
8,6x10
-3
1,3x10
-2
Os resultados apresentados demonstraram uma grande dispersão entre os diferentes locais de
ensaio, variando entre 6,2x10
-5
cm/s até 1,3x10
-2
cm/s. Houve também uma grande dispersão
no ensaio da cota 361,5 m onde a diferença do k
fs
obtido nas cargas hidráulicas de 5 cm e 15
cm foi de aproximadamente 100 vezes. Estes fatos demonstram a sensibilidade do
equipamento à heterogeneidade do solo.
As interpretações utilizadas para este ensaio consideram o solo como homogêneo e isotrópico,
condições dificilmente encontradas em solos coluvionares. Este fato, aliado ao reduzido
tamanho do furo que está sendo testado, torna os resultados dos ensaios muito sensíveis a
pequenas interferências oriundas de descontinuidades no solo.
5.2.2.2 Piezômetros
Para a execução dos ensaios com piezômetros foram utilizados os equipamentos instalados
em campo, descritos na Seção 4.3.2.2, onde também é descrito o procedimento utilizado para
a realização do ensaio.
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
135
Através das medidas realizadas com os piezômetros instalados, foram determinadas a
condutividade hidráulica do solo nas cotas 347 m e 360 m. Na cota 347 m, foi realizada a
determinação da condutividade hidráulica através de aplicação de carga hidráulica constante e
variável, e na cota 361 m foram realizadas leituras apenas com carga variável.
No piezômetro da cota 350 m não foi possível determinar a condutividade hidráulica pois a
vazão atingida pela mangueira utilizada, embora fosse considerável, era insuficiente para
preencher o piezômetro até uma carga hidráulica que permitisse a realização de leituras. Para
cálculo da condutividade hidráulica (semiquantitativa) considerou-se uma condição de carga
constante no topo do tubo de PVC de 25 mm, ou seja, ligeiramente acima da superfície do
terreno, com a vazão determinada em campo neste ponto (naturalmente a condutividade
hidráulica do solo neste ponto é ainda maior do que o resultado obtido desta forma).
A Tabela 5.18 apresenta os dados característicos dos piezômetros instalados como
profundidade e comprimento do filtro de areia (Lfa) e os valores de condutividade hidráulica
obtidos a partir do ensaio. São apresentados os valores obtidos a partir das modalidades de
ensaio de carga variável (CV) e carga constante (CC). H1 e H2 na tabela significam as cargas
hidráulica inicial e final, respectivamente. Para ensaios com carga constante H1 e H2
assumem o mesmo valor.
Tabela 5.18: Dados característicos e resultados obtidos nos ensaios
realizados com piezômetros
Cota ensaio
(m)
Profundidade
(cm)
Lfa
(cm)
Modalidade
de ensaio
H1
(cm)
H2
(cm)
K
fs
(cm/s)
347 105 35 CV 150,5 122 1,9x10
-2
347 105 35 CC 90 90 1,5x10
-2
350 90 27 CC <90 <90 >2,2x10
-2
361 95 21 CV 127,5 99 6,4x10
-3
Os resultados obtidos demonstram uma certa coerência entre si. Todos os resultados obtidos
foram bastante elevados, provavelmente devido à influência da macroestrutura do solo, pois
__________________________________________________________________________________________
Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
136
os piezômetros englobam um volume de solo consideravelmente maior que os demais ensaios
realizados.
5.2.2.3 Infiltrômetro de Anel Duplo
O equipamento e procedimento utilizado para a realização dos ensaios com infiltrômetro de
Anel Duplo encontram-se apresentados na Seção 4.3.2.3. Foi realizado o ensaio, na cota 365
m, sob duas condições diferentes: i) anel instalado na superfície com infiltração sob condição
natural do terreno; ii) com o anel instalado na mesma posição, infiltração realizada após
remoção da camada orgânica formada por folhas, gramíneas e vegetais em decomposição
(“serrapilheira”).
As medidas de taxa de infiltração instantânea versus tempo, para as duas condições de ensaio
estão apresentadas na Figura 5.11. A partir do trecho final da curva, onde a taxa de infiltração
tende a estabilizar, determina-se o valor da taxa de infiltração estabilizada, a partir da qual é
possível calcular o coeficiente de condutividade hidráulica.
0.00E+00
5.00E-03
1.00E-02
1.50E-02
2.00E-02
2.50E-02
3.00E-02
3.50E-02
4.00E-02
0 100 200 300 400 500 600
Tempo (s)
Taxa de Infiltração (cm/s)
Terreno natural
Remoção da serrapilheira
Figura 5.11: Taxa de infiltração x Tempo. Ensaio de infiltrômetro de
anel duplo
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
137
Para o ensaio na condição do terreno natural obteve-se Ia=7,0x10
-3
cm/s e para o ensaio com a
remoção da “serrapilheira” obteve-se Ia=7,5x10
-4
cm/s.
Devido a dificuldades da localização da profundidade da frente de umedecimento (Lf) durante
o ensaio, após a estabilização da taxa de infiltração, a condutividade hidráulica foi
determinada segundo duas hipóteses, para Lf=20 cm e para Lf=50 cm. A sucção medida
através dos tensiômetros foi de aproximadamente 5 kPa no início do ensaio. Ao final do
ensaio os tensiômetros não apresentavam mais medidas de sucção, evidenciando a saturação
do solo em volta dos mesmos. Durante o ensaio não foi possível monitorar a variação da
sucção em tempo real devido às diferentes tarefas a serem executadas, como preenchimento
dos anéis, leituras do nível de água e anotações. Porém a resposta dos tensiômetros não é
imediata, e a ausência deste monitoramento não afeta a qualidade dos resultados obtidos no
ensaio realizado.
A Tabela 5.19 apresenta os resultados de coeficiente de condutividade hidráulica a partir
destas medições de considerações.
Tabela 5.19: Condutividade hidráulica determinada a partir dos
ensaios com infiltrômetro de anel duplo
Condição Lf (cm) k
fs
(cm/s)
20 1,8x10
-3
Natural
50 3,1x10
-3
20 1,9x10
-4
Remoção da “Serrapilheira”
50 3,3x10
-4
Os resultados obtidos apresentaram pouca influência em relação à profundidade da frente de
saturação estimada. A não determinação ou a determinação não precisa deste parâmetro não
afeta significativamente a precisão dos resultados obtidos.
Para os ensaios com a remoção da “serrapilheira” ocorreu uma diminuição de praticamente
uma ordem de grandeza (10 vezes) na condutividade hidráulica em relação à determinação
para o terreno na condição natural. Este fato provavelmente é decorrente do amolgamento
__________________________________________________________________________________________
Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
138
superficial do solo, provocado pela remoção manual das folhas e vegetação superficiais no
interior do anel.
5.2.3 Apanhado Geral dos Resultados de k a partir dos Diferentes Métodos
de Obtenção
Ensaios com permeâmetro de Guelph determinaram valores de k
fs
com uma ampla faixa de
variação, entre 6,0x10
-5
e 1,3x10
-2
cm/s. Esta variação está associada à heterogeneidade do
solo e descontinuidades presentes no maciço (macroestrutura).
Ensaios com piezômetros obtiveram valores elevados de k
fs
, o que pode ter sido influenciado
pela elevada carga hidráulica necessária para a execução dos ensaios. Estes ensaios obtiveram
valores de k
fs
entre 6,2x10
-3
e 1,9x10
-3
cm/s.
O ensaio com o infiltrômetro de anel duplo proporcionou a medida da taxa de infiltração da
superfície do terreno. Correlacionado a taxa de infiltração com a condutividade hidráulica,
foram obtidos valores limites de 1,8x10
-3
e 3,1x10
-3
cm/s, considerando a profundidade da
frente de saturação de 20 cm e 50 cm respectivamente, uma vez que não foi possível a
determinação desta durante o ensaio.
Ensaios de laboratório apresentaram valores geralmente inferiores dos obtidos em ensaios de
campo, os resultados obtidos variaram entre 2,5x10
-4
e 5,4x10
-3
cm/s.
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
139
6 ESTUDO DO FLUXO DE ÁGUA E ESTABILIDADE DO TALUDE
São apresentadas neste capítulo as simulações numéricas de fluxo de água realizadas no perfil
do talude em estudo e uma avaliação básica da sua estabilidade. Para realizar as análises foi
utilizado o programa de elementos finitos Seep/W da empresa canadense GEO-SLOPE
International, Ltd.
6.1. ANÁLISE DO FLUXO DE ÁGUA NO TALUDE
6.1.1 Modelagem
A partir das características geométricas, geológicas e hidráulicas descritas nos Capítulos 3 e 5,
foi definido um perfil geotécnico simplificado do talude em estudo. Basicamente este perfil
consistiu de uma camada de solo coluvionar com espessura de dois metros sobre a rocha,
considerada impermeável nas análises. Esta espessura de camada foi obtida a partir de
observações diretas da cicatriz do escorregamento e de sondagens a trado realizadas nas
laterais da cicatriz. A encosta estudada enquadra-se como uma encosta com solo sobreposto
ao maciço impermeável, conforme estudo de Vargas et al. figura 2.6 c). Conforme o autor,
esta geometria favorece a geração de poro-pressão no topo ou na base do talude.
O perfil do talude obtido a partir da topografia (Figura 3.9) serviu de base para o desenho da
malha de elementos finitos do perfil de solo. Foi utilizada a mesma escala nas direções
horizontal e vertical.
A relação entre camada de solo utilizada na modelagem e a superfície atual do terreno foi
considerada de acordo com observações realizadas em campo. Na parte superior do trecho do
talude modelado, entre as cotas 369 m (início da malha) e 361 m o terreno não foi afetado
pela ruptura. Assim a camada de solo foi considerada com 2,0 m abaixo da superfície atual.
Sendo feita uma transição entre as cotas 361 m e 353 m, a partir da qual a linha topográfica de
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
140
campo representava a camada exposta de rocha, portanto foi considerado a camada de solo
com 2,0 m acima deste contato.
A espessura da camada de solo foi medida através da diferença de cotas entre o interior da
cicatriz, onde há rocha exposta e a cota da camada de solo adjacente à cicatriz. Sondagens a
trado também foram utilizadas como indicativos da espessura da camada de solo. Vale
ressaltar que essa espessura apresentava algumas variações em sua condição natural, entre
cerca de 1,90 - 2,30 m. Considerando que esta variação não é muito significativa nos
resultados das análises, foi adotada, por simplicidade, uma espessura constante igual a 2,0 m,
seguindo a topografia medida.
A malha de elementos finitos foi desenhada conforme recomendações do manual de usuário
do software, para melhor precisão e rapidez nos cálculos. A grade utilizada para aproximação
(ferramenta snap grid) foi de 20 cm. Foi utilizada preferencialmente malha quadrangular, com
definições a cada quebra de declividade do perfil aproximado do talude. As colunas de
elementos possuíam orientação vertical e as linhas possuíam orientação de acordo com a
declividade do talude no seu respectivo trecho. A malha de elementos finitos obtida a partir
destes procedimentos é apresentada na Figura 6.1.
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
141
Distância (m)
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Cota (m)
46
48
50
52
54
56
58
60
62
64
66
68
70
346
356
358
354
352
350
348
368
366
364
362
360
370
Superfície do terreno
Sondagens à trado
Superfície atual do terreno
(fundo da cicatriz)
Figura 6.1: Malha de elementos finitos utilizada para a análise de fluxo
__________________________________________________________________________________________
Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
142
O coeficiente de condutividade hidráulica na condição saturada, adotado para as análises de
fluxo foi obtido a partir da compilação dos resultados dos ensaios de condutividade hidráulica
realizados em piezômetros de tubo aberto, infiltrômetro de anel duplo e ensaios de
laboratório, apresentados no Capítulo 5. Como discutido anteriormente, os ensaios com
piezômetros tendem a majorar o valor da condutividade hidráulica devido à maior carga
hidráulica necessária para a execução dos mesmos. Por outro lado, os ensaios realizados em
laboratório refletem a condutividade hidráulica da matriz de solo, não considerando
descontinuidades presentes no maciço como trincas, raízes e blocos de rocha. Os ensaios com
infiltrômetros de anel duplo abrangem uma área da superfície de solo considerável, tendo uma
boa representatividade da condutividade hidráulica do maciço. Considerando as condições
particulares de cada ensaio e os resultados obtidos, o valor do coeficiente de condutividade
hidráulica, adotado para as análises de fluxo, da camada de solo coluvionar depositado na
encosta em estudo foi de 3,0 x 10
-3
cm/s. O substrato rochoso, imediatamente abaixo da
camada de solo coluvionar, foi considerado impermeável.
O nível freático inicial adotado nas análises foi considerado no contato entre o solo coluvionar
e o substrato rochoso. Esta condição foi observada em campo em sondagens a trado, onde foi
verificada uma pequena lâmina de água junto a este contato.
As análises realizadas foram do tipo transiente. A curva que representa a relação entre teor de
umidade volumétrico e sucção do solo coluvionar (linha de tendência), apresentada no
Capítulo 5 foi introduzida no software para que o mesmo considerasse a capacidade de
retenção de água do solo. A partir desta curva foi estimada a condutividade hidráulica em
função da sucção (condição não saturada), através de uma ferramenta disponível no próprio
software. Esta ferramenta oferece a possibilidade de utilizar três diferentes modelos:
i) Fredlund e Xing (1994), ii) Green e Corey (1971) e iii) van Genuchten (1980).
É importante ressaltar que a relação entre teor de umidade e sucção do solo coluvionar
estudado foi determinada através do método do papel filtro. Este método não permite medir
tal relação entre 0 kPa e 10 kPa com razoável precisão, onde se encontra o primeiro valor de
entrada de ar deste solo. Para determinar a tendência da relação entre teor de umidade e
sucção na faixa de sucção de 0 a 10 kPa foi utilizado um ajuste do próprio software. O trecho
em questão tem importância significativa nas análises uma vez que o software considera a
poro pressão de maneira linear, tanto quando a mesma for positiva (abaixo do nível freático)
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
143
como negativa (sucção, acima do nível freático). Sendo, portanto toda a porção de solo até
cerca de 1 metro acima do nível freático influenciada por estes níveis de sucção.
A Figura 6.2 a) apresenta o gráfico do teor de umidade volumétrica versus sucção do solo, no
trecho considerado pelo software. A Figura 6.2 b) apresenta a condutividade hidráulica em
função da sucção, definida de acordo com o modelo proposto por Fredlund e Xing (1994), que
foi o modelo utilizado para as análises.
Figura 6.2: a) Curva da relação entre teor de umidade volumétrico e sucção; b) Condutividade
hidráulica em função da sucção
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
144
6.1.2 Análises de fluxo
A partir da malha de elementos finitos, descrita na seção anterior, foi realizada a análise de
fluxo considerando as características de chuva medidas em campo no evento de dezembro de
2000.
Segundo Azambuja et al. (2001), o pluviômetro situado na cidade de São Vendelino registrou
uma chuva de 150 mm em um tempo de aproximadamente duas horas. A chuva considerada
na análise foi constante, com duração de duas horas e intensidade de 75 mm/h. Na análise não
foi considerada uma chuva menos intensa antecedente a esta chuva, pois segundo aqueles
autores, não houve chuva precedente.
A condição de contorno do software para simular a chuva no talude foi através de um fluxo
unitário com o valor da intensidade da chuva observada. O limite lateral superior da malha
(face vertical na cota 369 m) e o contato do solo coluvionar com a rocha foram considerados
impermeáveis.
No controle de análises transientes do software Seep/W, o tempo total da análise é
discretizado em uma série de análises em incrementos de tempo menores. É necessário
determinar os intervalos de tempo entre os cálculos e é possível selecionar os resultados
intermediários a serem salvos. Através desta ferramenta, é possível avaliar as condições do
fluxo e nível de água no talude, entre outros parâmetros, em diferentes intervalos de tempo
durante simulação da precipitação.
A discretização da análise foi realizada com intervalos de tempo de 6 minutos (360 segundos).
Foi verificada a elevação do nível freático no interior do talude a partir de 36 minutos e no
final da análise, aos 120 minutos o talude encontrava-se saturado em toda sua espessura em
praticamente toda a extensão considerada, como apresentado na Figura 6.3. Na figura, os
contornos de cores representam os níveis de poro-pressão. As zonas com coloração azul
representam poro pressão negativa (sucção). A linha branca representa o nível de água, onde a
poro-pressão é nula, sendo que abaixo desta linha, a poro pressão aumenta linearmente até a
base da camada de solo.
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
145
Figura 6.3: Contornos de pressão ao final das 2 horas de precipitação de 75 mm/h
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
146
Através dos dados obtidos na análise, foi determinada a variação do nível freático com o
tempo. A Figura 6.4 apresenta o gráfico da variação do nível de água no interior do talude em
função do tempo. Foi avaliada a variação do NA nas cotas 351 m, 359 m e 366 m. A variação
do NA é representada pelo parâmetro “m” que é a relação da altura do NA no interior da
camada de solo (z
w
) e a espessura da camada de solo (z). Vale ressaltar que Zw é a elevação
do nível de água, medido a partir da base da camada de solo representada no talude infinito
(Figura 6.5).
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
0 20 40 60 80 100 120 140
Tempo (min)
m(
z
w
/z
)
cota 351 m
cota 359 m
cota 366 m
Figura 6.4: Elevação do nível de água no talude em função do tempo,
sob uma precipitação de 75 mm/h, tempo total de 2 horas
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
147
z
z
w
z
z
w
S
u
b
s
t
r
a
t
o
Figura 6.5: Determinação do parâmetro “m”
No gráfico se observa que na cota 359 m a saturação completa do talude ocorre antes do que
na cota 351 m. Na Figura 6.1 pode-se observar que a cota 359 m representa o trecho da malha
com maior declividade. Este é um resultado interessante, já que se esperava que os gradientes
mais altos nessa região levassem a uma maior velocidade de fluxo e, conseqüentemente,
menor altura do nível de água.
6.2. ANÁLISES DE ESTABILIDADE DO TALUDE
A partir dos dados obtidos com as análises de fluxo, da geometria do talude definida na seção
6.1 e com os parâmetros geomecânicos do solo é possível analisar a estabilidade do talude em
função do nível de água em seu interior.
Para as análises de estabilidade, foi utilizado o modelo para taludes infinitos. Este método foi
selecionado devido a sua simplicidade e aplicabilidade, uma vez que o método representa bem
o talude em estudo, onde considera-se a massa de solo deslizando sobre a superfície de
ruptura, no caso o contato entre o solo e o substrato rochoso. A partir da Equação 6.1 é
realizado o cálculo do fator de segurança para taludes infinitos
__________________________________________________________________________________________
Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
148
ββγ
φβγγ
cos.sen..
'.cos.)..('
2
z
tgzmc
FS
wt
−+
=
[6.1]
Onde:
c’ – intercepto coesivo;
γ
t
– peso específico do solo;
m – relação entre a altura do nível de água e espessura de solo (z
w
/z);
γ
w
– peso específico da água;
z – espessura de solo;
φ
’ – ângulo de atrito interno do solo;
β
- inclinação do talude.
Os parâmetros de resistência utilizados para a análise de estabilidade foram obtidos por
Silveira (2006) através de ensaios de cisalhamento direto. O autor realizou também ensaios
triaxiais para estudo da resistência deste solo, porém a envoltória obtida em sua pesquisa até o
momento majora o intercepto coesivo da envoltória de ruptura. Este fato provavelmente seja
devido aos valores de tensão de confinamento utilizados nos ensaios serem relativamente
elevados, uma vez que a tensão de confinamento mínima para estes ensaios, no laboratório
onde foram realizados é de 30 kPa. A Tabela 6.1 apresenta os valores dos parâmetros de
resistência obtidos por Silveira (2006).
Tabela 6.1: Parâmetros de resistência do solo coluvionar em estudo
(Silveira, 2006)
Ensaio
φ
’ (°)
c’ (kPa)
Cisalhamento direto* 29,3 9,3
Triaxial CID e CID-U** 26,7 14,9
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
149
* Ensaios realizados em tensões normais de 25, 35, 50, 75 e 100 kPa, com amostras extraídas
em anéis na cota 360 m.
** Ensaios triaxiais CID realizados com tensões confinantes de 30, 50 e 75 kPa e ensaios
triaxiais CID-U realizados.com tensões confinantes de 40, 50 e 75 kPa. Amostras extraídas
em mini-blocos na cota 365 m.
O peso específico utilizado para o solo foi determinado a partir da média dos pesos
específicos aparentes dos corpos de prova indeformados, utilizados nos ensaios para
determinação da faixa de variação entre sucção e teor de umidade volumétrico e dos ensaios
condutividade hidráulica em laboratório. O valor do peso específico adotado foi de 15,8
kN/m³.
Como inclinação do talude foi utilizada a inclinação média no trecho mais íngreme do talude,
com o valor de 36,0° e a inclinação média de todo o trecho do talude considerado na malha de
elementos finitos utilizada na análise de fluxo, que é de 26,6°. A espessura de solo
considerada foi de 2 metros.
Os resultados do fator de segurança são apresentados na Tabela 6.2. Na tabela a relação m
varia entre de 0 e 1 em estágios de 0,1.
Tabela 6.2: Fator de segurança para diferentes condições de nível de
água no talude (
γ
t
=15,8 kN/m³,
φ
’=28,8° e c’=9,3 kPa)
m
β .
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
36,0° 1,29 1,34 1,29 1,24 1,20 1,15 1,10 1,05 1,00 0,95 0,90
26,6° 1,86 1,79 1,72 1,65 1,57 1,50 1,43 1,36 1,29 1,22 1,14
Como visto na Tabela 6.2, o talude, em seu trecho mais inclinado atinge um fator de
segurança igual a unidade quando o nível freático atinge 80% de sua altura, no caso 1,6
metros. Já ao considerar a inclinação média do talude, o talude estaria próximo ao limite de
estabilidade ao atingir a saturação.
Se o comportamento do talude em relação a sua estabilidade segue realmente este modelo, o
ponto crítico para o início de um movimento é o trecho mais íngreme que além de apresentar
maiores tensões cisalhantes pela maior inclinação, apresenta mais rápida elevação do nível de
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
150
água. Conforme observações de campo, a cicatriz da corrida de detrito no talude tem como
sua limitação superior, a cota mais alta deste trecho de maior inclinação, o que se ajusta bem a
toda modelagem realizada.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
151
7 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Este trabalho de mestrado teve como objetivos estudar uma ruptura de talude ocorrida durante
um evento de chuva torrencial em dezembro de 2000, o qual provocou dezenas de rupturas
semelhantes que originaram uma série de corridas de detritos. Foram coletadas amostras de
solo dos materiais que se mantiveram no local (laterais à cicatriz do movimento) e realizados
ensaios de campo e laboratório.
7.1 CONCLUSÕES
As principais conclusões dos trabalhos realizados são as descritas a seguir:
i) A partir de um levantamento topográfico de detalhe, foi feita uma determinação precisa
da encosta na qual a ruptura ocorreu, tendo a mesma uma inclinação média de 26,6°
atingindo cerca de 36,0° em um segmento. A superfície remanescente da ruptura
(cicatriz) também foi medida diretamente, obtendo-se o perfil real da ruptura.
ii) A espessura do solo pré-existente foi definida a partir dos depósitos de solo que ficaram
preservados, tendo, em média, cerca de 2m de espessura.
iii) O solo local é tipicamente um material coluvionar silto-argiloso (a porcentagem de argila
variou entre 35-41% e a de silte variou entre 41-48%, com uso de defloculante) com
grãos e blocos dispersos. O solo tem comportamento plástico (IP variando entre 16 e 20 e
LL variando entre 54 e 60), com um índice de vazios variando entre 1,0 e 1,7, o que
denota sua variabilidade local.
iv) A curva de umidade x sucção (curva característica) que foi obtida de corpos de prova de
solos indeformado, pelo método do papel filtro, tem o formato de uma sela, e pode ser
dividida em três trechos distintos. Os resultados mostram que o solo apresenta um valor
de entrada de ar inferior a 7 kPa. Depois deste ponto há um trecho de dessaturação até a
umidade volumétrica de 35% e sucção de 30 kPa. O segundo trecho da curva corresponde
a um patamar entre 30 kPa e 1500 kPa. O terceiro trecho da curva inicia entre 1000 kPa e
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
152
2000 kPa, a partir de onde o teor de umidade apresenta considerável variação com a
variação da sucção.
v) Foram realizados ensaios de campo para determinação da condutividade hidráulica
utilizando piezômetros de tubo aberto, infiltrômetro de anel duplo e o permeâmetro de
Guelph. Os resultados dos ensaios com o permeâmetro de Guelph apresentaram uma
ampla faixa de variação (entre 6,0 x 10
-5
e 1,3 x 10
-2
cm/s).
vi) Os ensaios com piezômetros de tubo aberto apresentaram resultados coerentes entre si,
variando entre 6,2 x 10
-3
e 1,9 x 10
-2
cm/s, apresentando ordem de grandeza semelhante
aos maiores valores obtidos com o permeâmetro de Guelph. O principal problema com os
piezômetros de tubo aberto é a maior carga hidráulica utilizada na realização dos ensaios,
fato que pode interferir nos resultados.
vii) O ensaio com infiltrômetro de anel duplo quantificou a condutividade hidráulica da
camada superior de solo, tendo sido obtidos valores de condutividade hidráulica entre
1,8 x 10
-3
e 3,1 x 10
-3
cm/s. Já ensaios com a remoção da serrapilheira apresentaram um
resultado consideravelmente menor, entre 1,9 x 10
-4
e 3,3 x 10
-4
cm/s, o que mostra a
elevada sensibilidade ao pequeno amolgamento provocado pela sua remoção.
viii) Os resultados obtidos mostraram uma variação acentuada provavelmente devido às
características de campo como índice de vazios alto e variável; presença de
descontinuidades, blocos e raízes; solo formado por grumos silto-argilosos que são
passíveis de destruição local e formação de camada menos permeável (smear). Além
disto, a topografia íngreme local e a grande vazão requerida nos piezômetros, restringiu o
número de ensaios e os locais passíveis de execução dos mesmos.
ix) Ensaios de condutividade hidráulica em laboratório em amostras indeformadas coletadas
próximas da cicatriz da ruptura, apresentaram resultados geralmente menores do que os
ensaios de campo. Para a tensão de confinamento entre 30 e 40 kPa, foram obtidos os
valores de condutividade hidráulica compreendidos entre 2,5 x 10
-4
e 5,4 x 10
-3
. Estes
resultados refletem a condutividade hidráulica da matriz silto-argilosa do solo coluvionar
e sua variação é função principalmente da variabilidade no índice de vazios das amostras.
__________________________________________________________________________________________
Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
153
x) Para a simulação de fluxo foi utilizado o programa de elementos finitos Seep/W. Foram
considerados os dados obtidos com a topografia e observações de campo, para estabelecer
o perfil estratigráfico e traçar a malha de elementos finitos para análise.
xi) Considerando os dados de ensaios de campo e laboratório, foi adotada uma condutividade
hidráulica única para a camada de solo de 3,0 x 10
-3
cm/s. A curva característica foi
introduzida para considerar a capacidade de retenção de água do solo e também para
estimar a condutividade hidráulica na condição não saturada, através da ferramenta
disponível no software. Os dados de chuva utilizados reproduziram a tempestade medida
no evento de dezembro/2000, com intensidade constante de 75 mm/h e 2 horas de
duração.
xii) Os dados obtidos do programa mostraram uma progressiva elevação do nível freático
durante o período chuvoso, sendo a elevação mais pronunciada no trecho de maior
inclinação do talude, onde o nível da água atingiu a superfície após cerca de 95 minutos
de chuva. O restante do talude atingiu esta mesma situação após os 120 minutos de
chuva.
xiii) Análises de estabilidade simplificadas através do método do talude infinito, com os
parâmetros de resistência obtidos através de ensaios de cisalhamento direto (Silveira,
2006), verificaram o fator de segurança do talude para diferentes situações de elevação do
nível de água. No trecho mais inclinado do talude, o fator de segurança atinge a unidade
quando o nível freático atinge 80% da camada de solo (1,6 m). Ao considerarmos a
inclinação média do talude, o talude estaria próximo ao limite de estabilidade (FS=1,14)
para níveis de água perto da superfície.
7.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
i) Modificar a técnica de ensaios com permeâmetro de Guelph, aumentando seu diâmetro
e procurando evitar o amolgamento da escavação (tentar outras ferramentas de
escavação).
ii) Ampliar as análises de fluxo de água para outras situações de chuva (tempos e
intensidade).
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Isac Alexandre Martinello. Porto Alegre: PPGEC/UFRGS, 2006.
154
iii) Monitorar as condições reais de campo de chuvas e infiltração/poro-pressões positivas;
se possível, monitorar as sucções com tensiômetros automáticos.
iv) Refinar as análises de estabilidade, considerando outros parâmetros de ensaios e
superfícies de ruptura.
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Estudo das Condicionantes Hidráulicas de uma Ruptura de Talude em São Vendelino (RS)
155
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