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COPPE/UFRJCOPPE/UFRJ
COMPORTAMENTO HIDROMECÂNICO DE COMPÓSITO SOLO-FIBRA
Deize Soares Curcio
Tese de Doutorado apresentada ao Programa de
Pós-graduação em Engenharia Civil, COPPE, da
Universidade Federal do Rio de Janeiro, como
parte dos requisitos necessários à obtenção do
título de Doutor em Engenharia Civil.
Orientadores: Márcio de Souza Soares de Almeida
Maurício Ehrlich
Rio de Janeiro
Novembro de 2008
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COMPORTAMENTO HIDROMECÂNICO DE COMPÓSITO SOLO-FIBRA
Deize Soares Curcio
TESE SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO LUIZ
COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE) DA
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS
REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE DOUTOR EM
CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.
Aprovada por:
________________________________________
Prof. Márcio de Souza Soares de Almeida, Ph.D.
________________________________________
Prof. Maurício Ehrlich, D.Sc.
________________________________________
Prof. Maria Claudia Barbosa, D.Sc.
________________________________________
Prof. Laura Maria Goretti da Motta, D.Sc.
________________________________________
Prof. Romero César Gomes, D.Sc.
________________________________________
Prof. Nilo César Consoli, Ph.D.
RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL
NOVEMBRO DE 2008
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Curcio, Deize Soares
Comportamento Hidromecânico de Compósito Solo-
fibra / Deize Soares Curcio. – Rio de Janeiro:
UFRJ/COPPE, 2008.
XX, 149 p.: il.; 29,7 cm.
Orientadores: Márcio de Souza Soares de Almeida
Maurício Ehrlich
Tese (doutorado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de
Engenharia Civil, 2008.
Referencias Bibliográficas: p. 142-149.
1. Solo reforçado. 2. Fibras de PET. 3.
Comportamento hidráulico e mecânico. I. Almeida,
Márcio de Souza Soares de et al II. Universidade Federal
do Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil.
III. Titulo.
iv
MÃE,
Dedico este trabalho especialmente a você,
pela grandiosidade e riqueza de sua alma.
v
AGRADECIMENTOS
Aos professores Márcio Almeida e Maurício Ehrlich, não só pela orientação,
mas também pelo apoio e pela amizade dedicados ao longo de todo o trabalho.
Aos funcionários e técnicos do Laboratório de Geotecnia, em especial aos
amigos sempre presentes e dispostos a ajudar, Serginho, Hélcio, Carlinhos, Mauro,
Bororó, Glória, Gil, Edu, Salviano, Luís Almeida, Rocha e Alice.
Agradeço também aos funcionários da Secretaria Acadêmica do PEC, em
especial à querida Bete, sem a qual eu perderia todos os períodos de matrícula.
Aos queridos amigos que passaram pelo Mestrado ou pelo Doutorado enquanto
eu lá estava e que continuam em minhas lembranças. Também àqueles que ainda estão
lutando pelos seus títulos, obrigada pela amizade e momentos de descontração.
Agradecimentos especiais ao Silvio, ao Petrônio, ao Maurício, ao Renilson, à Ana Júlia,
à Ana Paula, à Helena, ao Mário Nacinovic.
Agradeço especialmente à minha grande e querida amiga Marcela pela amizade,
pelo apoio, pelo carinho. Iniciamos o curso quase na mesma época e quis o destino que
terminássemos juntas. Merecíamos uma formatura!!! Você será minha eterna amiga!
Ao estagiário William Koeller pela ajuda técnica e amizade.
Aos professores membros da banca examinadora pelas considerações feitas que
muito ajudaram no enriquecimento da tese.
Ao Laboratório de Microscopia Eletrônica do IME, na pessoa do meu eterno
amigo Léo Gomes que ajudou na realização e análise das microscopias eletrônicas.
À Embrapa, na pessoa do querido amigo Sylvio, pelos ensaios de caracterização
físico-química do solo.
Ao Núcleo de Catálise da Escola de Química da UFRJ, ao Instituto de
Macromoléculas da UFRJ, ao Laboratório de Instrumentação Nuclear do PEN (na
pessoa do amigo Edson).
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À Ecofabril e à Bayer pelo fornecimento dos materiais.
Aos meus ex-chefes da SEEL Engenharia e Comissão Regional de Obras da 1ª
Região Militar e também aos atuais chefes que além de grandes incentivadores, nunca
fizeram objeção quando necessitei utilizar o horário de trabalho para me dedicar à
pesquisa.
Agradeço também aos amigos da CRO/1 pela força e pela amizade em todos os
momentos.
Ao meu pai e às minhas irmãs agradeço pelo incentivo, pela torcida carinhosa e
por terem acreditado que eu chegaria ao fim.
À você, meu amor, agradeço sobretudo pela paciência e incentivo,
principalmente nas horas de extremo cansaço.
Aos meus quatro tesouros, que de motivos para desistir, tornaram-se motivos
para seguir em frente. Vocês são minha razão de viver e lutar pelo melhor. Amo vocês!
Finalmente, agradeço a você mãe, que se abdicou de sua família, sua casa, seus
pertences, sua vida, para dedicar-se ao “quarteto fantástico”. Sem você eu jamais
conseguiria conciliar tantas atividades. Você é realmente especial! Não esmorece nunca,
raramente se chateia...quem dera ser eu metade do que és! Que Deus te abençoe e te
conceda tudo o que merece. Te amo!
À Deus pelo melhor presente, a vida, que tem me ensinado a lutar pelo que é meu!
vii
Resumo da Tese apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários
para a obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil.
COMPORTAMENTO HIDROMECÂNICO DE COMPÓSITO SOLO-FIBRA
Deize Soares Curcio
Novembro/2008
Orientadores: Márcio de Souza Soares de Almeida
Maurício Ehrlich
Programa: Engenharia Civil
Este trabalho apresenta um estudo do comportamento hidráulico e mecânico de
amostras de solo compactado reforçado com fibras de PET reciclado. A condutividade
hidráulica foi medida em amostras fissuradas e não fissuradas. A abertura de fissuras foi
realizada através de compressão diametral em ensaio adaptado nesta tese. Os ensaios
foram conduzidos com aplicação de tensões confinantes em níveis semelhantes aos
encontrados em campo. Os resultados mostraram que a adição de fibras favorece o
acréscimo da tensão de tração máxima do solo, retarda a abertura de fissuras e reduz a
magnitude das mesmas, sem alterar as propriedades desejáveis na compactação e sem
influenciar negativamente a condutividade hidráulica do solo quando utilizadas sob
tensão confinante. Além disso, apresenta boa trabalhabilidade na mistura o que torna
viável a utilização do compósito solo-fibra como barreira hidráulica.
viii
Abstract of Thesis presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Doctor in Civil Engineering
HYDRAULIC AND MECHANIC BEHAVIOUR OF SOIL-FIBER COMPOSITE
Deize Soares Curcio
November/2008
Advisors: Márcio de Souza Soares de Almeida
Maurício Ehrlich
Department: Civil Engineering
This works presents a study on the hydraulic and mechanical behavior of
compacted soil samples reinforced with recycled PET fiber. The hydraulic conductivity
was measured in fissured and non-fissured samples. The opening of fissures was done
by diametral compression. The tests were conducted under confined stresses based upon
field levels. The results showed that the addition of fiber favors the increase of the
tensile strength, delays the opening of fissures and reduces their magnitude.
Nevertheless, the properties desirable for compaction are not altered, and there isn’t
negative influence on the hydraulic conductivity of the soil under confined stresses. The
soil-fiber composite has a good mixture workability which makes its possible use as a
hydraulic barrier.
ix
ÍNDICE
CAPÍTULO - 1 INTRODUÇÃO ................................................................................... 1
1.1 RELEVÂNCIA E JUSTIFICATIVA DO TRABALHO ................................................... 1
1.2 OBJETIVOS ......................................................................................................... 4
CAPÍTULO 2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ........................................................... 6
2.1 SISTEMAS DE BARREIRAS ................................................................................... 6
2.2 MECANISMOS DE FLUXO EM SOLOS SATURADOS .............................................. 9
2.2.1 Lei de Darcy ................................................................................................. 9
2.2.2 Condutividade hidráulica – aspectos teóricos ........................................... 10
2.2.3 Fatores que influenciam a condutividade hidráulica ................................. 12
2.2.4 Fluxo em barreiras de solo compactado .................................................... 24
2.2.5 Medida da condutividade hidráulica .......................................................... 29
2.2.6 Tipos de permeâmetros ............................................................................... 34
2.3 SOLOS REFORÇADOS COM MATERIAIS FIBROSOS ............................................ 36
2.3.1 Aspectos gerais ........................................................................................... 36
2.3.2 Tipos de fibras ............................................................................................ 40
2.3.3 Estudos de Solos Reforçados com Fibras Poliméricas .............................. 43
2.3.4 Estudos de Solos Reforçados com Outros Materiais Fibrosos .................. 74
2.3.5 Comentários finais ...................................................................................... 77
CAPÍTULO 3 - PROGRAMA EXPERIMENTAL ................................................... 79
3.1 INTRODUÇÃO ................................................................................................... 79
3.2. MATERIAIS ...................................................................................................... 80
3.2.1 Solo ............................................................................................................. 80
3.2.2 Fibra ........................................................................................................... 81
3.3 MÉTODOS ........................................................................................................ 82
3.3.1 Preparo da amostra .................................................................................... 82
3.3.2 Caracterização física do solo ..................................................................... 82
3.3.3 Caracterização físico-química do solo ....................................................... 83
3.3.4 Análise mineralógica do solo ..................................................................... 84
x
3.3.5 Caracterização das fibras .......................................................................... 84
3.3.6 Ensaios de compactação ............................................................................ 85
3.3.7 Ensaios de adensamento ............................................................................. 85
3.3.8 Tomografia computadorizada .................................................................... 86
3.3.9 Ensaios preliminares de condutividade hidráulica .................................... 87
3.3.10 Ensaios preliminares de compressão diametral ..................................... 88
3.3.11 Ensaios hidromecânicos ......................................................................... 92
CAPÍTULO 4 - RESULTADOS E ANÁLISE DOS ENSAIOS DE
CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS ................................................................ 97
4.1 CARACTERIZAÇÃO DO SOLO .................................................................. 97
4.1.1 Análise granulométrica .............................................................................. 97
4.1.2 Limites de Atterberg e Massa Específica ................................................... 98
4.1.3 Densidade real dos grãos ........................................................................... 98
4.1.4 Caracterização físico-química ................................................................... 98
4.1.5 Análise mineralógica ................................................................................ 100
4.1.6 Caracterização geotécnica ....................................................................... 101
4.2 CARACTERIZAÇÃO DAS FIBRAS ...................................................................... 101
4.3 ENSAIOS DE COMPACTAÇÃO .......................................................................... 103
4.4 ENSAIOS DE ADENSAMENTO .......................................................................... 105
4.5 TOMOGRAFIA COMPUTADORIZADA ................................................................ 108
CAPÍTULO 5 - RESULTADOS E ANÁLISE DOS ENSAIOS HIDRÁULICOS E
MECÂNICOS ............................................................................................................. 112
5.1 ENSAIOS PRELIMINARES DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA ............................ 112
5.2 ENSAIOS PRELIMINARES DE COMPRESSÃO DIAMETRAL .................................. 115
5.2.1 Análise da influência da membrana de látex ........................................... 116
5.2.2 Análise da influência da tensão confinante .............................................. 118
5.3 ENSAIOS HIDROMECÂNICOS ........................................................................... 123
5.3.1 Ensaios complementares .......................................................................... 133
CAPÍTULO 6 - CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
...................................................................................................................................... 137
6.1 CONSIDERAÇÕES GERAIS ................................................................................ 137
6.2 CARACTERIZAÇÃO DAS AMOSTRAS ................................................................ 138
xi
6.3 COMPORTAMENTO MECÂNICO DAS AMOSTRAS .............................................. 138
6.4 COMPORTAMENTO HIDRO-MECÂNICO DAS AMOSTRAS ................................... 139
6.5 SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS ........................................... 141
BIBLIOGRAFIA ........................................................................................................ 142
xii
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1: Estrutura de uma camada de caulinita (a) atômica; (b) simbólica (Santos,
1989) ............................................................................................................................... 14
Figura 2.2: Estrutura simbólica de minerais com camadas 2:1 (a) esmectita com duas
camadas de moléculas de água; (b) ilita (Santos, 1989) ................................................. 15
Figura 2.3: Relação entre índices de vazios e coeficientes de permeabilidade (Lambe,
1969) ............................................................................................................................... 16
Figura 2.4: Curva condutividade hidráulica x teor de umidade e curva de compactação
de uma argila (Lambe, 1962) .......................................................................................... 20
Figura 2.5: Fluxo em barreira de solo compactado – região com presença de macroporos
(Benson e Daniel, 1994-a) .............................................................................................. 24
Figura 2.6: Fluxo em barreira de solo compactado – região de fluxo contínuo (Benson e
Daniel, 1994-a) ............................................................................................................... 24
Figura 2.7: Seção vertical aleatória de uma barreira – modelo uni-dimensional (Benson
e Daniel, 1994-a) ............................................................................................................ 25
Figura 2.8: Representação de barreira de solo compactado – modelo tri-dimensional dos
macroporos (Benson e Daniel, 1994-a) .......................................................................... 27
Figura 2.9: Representação do comportamento hidráulico da zona entre camadas (Benson
e Daniel, 1994-a) ............................................................................................................ 27
Figura 2.10: Esquema do ensaio de carga constante – fluxo descendente (Head, 1982) 31
Figura 2.11: Esquema do ensaio de carga constante – fluxo ascendente (Head, 1982) . 32
Figura 2.12: Esquema do ensaio de carga variável (Head, 1982) .................................. 33
Figura 2.13: Representação das zonas ativa e resistente e ponto de máxima tração nos
reforços de solos (Ehrlich, 1999) .................................................................................... 37
xiii
Figura 2.14: (a) Distribuição de tensões de cisalhamento na interface fibra-matriz; (b)
tensões axiais na fibra (Michalowski e Zhao, 1996) ...................................................... 37
Figura 2.15: Representação do mecanismo (a) Mobilização de tensões em uma massa de
solo reforçado (b) Sistemas com diferentes valores de rigidez relativa (Si2 >Si1)
(Ehrlich, 1999) ................................................................................................................ 38
Figura 2.16: Efeito das adição de fibras no peso específico aparente seco e na umidade
ótima de um solo (Al-Wahab e El-Kedrah, 1995) .......................................................... 45
Figura 2.17: Efeito dos ciclos de contração/expansão e da adição de fibras na resistência
à compressão não confinada (Al-Wahab e El-Kedrah, 1995) ........................................ 46
Figura 2.18: Relação entre a permebilidade e a tensão confinante para amostra de solo-
cimento fissurada com 0,2% de fibras (Allan e Kukacka, 1995) ................................... 47
Figura 2.19: Curvas tensão-deformação da matriz cimentada reforçada e não reforçada
para tensão confinante de 60kPa (Prietto et al, 1999) .................................................... 48
Figura 2.20: Resistência à compressão diametral da mistura solo-cal e do fibrossolocal,
para 4% de cal, 0,25% de fibra e períodos de cura de 3, 7 e 28 dias (Lima et al, 1999) 49
Figura 2.21: Resistência à compressão simples da mistura solo-cal e do fibrossolocal,
para 4% de cal, 0,25% de fibra e períodos de cura de 3, 7 e 28 dias (Lima et al, 1999) 50
Figura 2.22: Redução das fissuras x Teor de fibras (Miller e Rifai, 2000) .................... 51
Figura 2.23: Condutividade hidráulica x Teor de fibras (Miller e Rifai, 2000) ............. 52
Figura 2.24: Ensaio de compressão triaxial drenado das amostras sem fibras
(Casagrande et al, 2002a) ............................................................................................... 53
Figura 2.25: Ensaio de compressão triaxial drenado das amostras com 0,5% de fibras
(Casagrande et al, 2002a) ............................................................................................... 54
Figura 2.26: Comportamento tensão desvio – deformação axial – deformação
volumétrica para diferentes teores de fibras (dados das fibras: l – 24mm, φ – 0,023mm;
tensão confinante – 60kPa) (Casagrande e Consoli, 2002b) .......................................... 55
xiv
Figura 2.27: Comportamento tensão desvio – deformação axial – deformação
volumétrica (0,5% de fibras, tensão confinante de 60kPa) – amostras com diferentes
comprimentos de fibras (Casagrande e Consoli, 2002b) ................................................ 56
Figura 2.28: Comportamento tensão desvio – deformação axial – deformação
volumétrica (0,5% de fibras de 24mm, sob tensão confinante de 60kPa) – amostras com
diferentes diâmetros de fibras (Casagrande e Consoli, 2002b) ...................................... 57
Figura 2.29: Curvas tensão x deformação axial e deformação volumétrica x deformação
axial. (a) matriz cimentada (7% de cimento); (b) matriz cimentada reforçada com 0,5%
de fibra tipo I (12mm de comprimento) (Specht et al, 2002) ......................................... 58
Figura 2.30: Curvas tensão x deformação axial e deformação volumétrica x deformação
axial de uma matriz cimentada reforçada com 0,5% de fibra tipo II (12mm de
comprimento) (Specht et al, 2002) ................................................................................. 59
Figura 2.31: Curvas tensão cisalhante x deslocamento horizontal para amostras
reforçadas e não-reforçadas. (a) teor de fibras 0,10%; (b) teor de fibras 1% (Yetimoglu e
Salbas, 2003) .................................................................................................................. 60
Figura 2.32: Curva tensão x deslocamento horizontal obtidas de ensaios de cisalhamento
em anel em amostras reforçadas e não-reforçadas, com fibras de diferentes espessuras
(Consoli et al, 2005a) ..................................................................................................... 61
Figura 2.33: Curva tensão x deslocamento horizontal obtidas de ensaios de cisalhamento
em anel em amostras reforçadas e não-reforçadas, com diferentes densidades relativas
(Consoli et al, 2005a) ..................................................................................................... 62
Figura 2.34: Dados do ensaio de compressão isotrópica para amostras reforçadas e não-
reforçadas (Consoli et al, 2005b) .................................................................................... 63
Figura 2.35: Comprimento final das fibras após ensaio de compressão isotrópica
(Consoli et al, 2005b) ..................................................................................................... 64
Figura 2.36: Efeito do comprimento das fibras na resistência à compressão não-
confinada da argila misturada com fibras em diferentes teores e comprimentos (Kumar
et al, 2005) ...................................................................................................................... 65
xv
Figura 2.37: Efeito da adição de areia na resistência à compressão não confinada da
argila (Kumar et al, 2005) ............................................................................................... 66
Figura 2.38: Efeito do comprimento das fibras na resistência à compressão não
confinada da argila misturada com 10% de areia e diferentes teores de fibras (Kumar et
al, 2005) .......................................................................................................................... 66
Figura 2.39: Comparação entre os ensaios em amostras reforçadas e não-reforçadas com
fibras de diferentes comprimentos sob tensão normal de 200 kPa (Consoli et al, 2007) 67
Figura 2.40: Curvas tensão versus deformação: (a) amostras não-cimentadas reforçadas
com fibras em diferentes teores; (b) amostras não reforçadas cimentadas com diferentes
teores de cimento após 28 dias de cura; (c) amostras cimentadas com 5% de cimento
reforçadas com diferentes teores de fibras após 28 dias de cura (Tang et al, 2007) ...... 69
Figura 2.41: Curvas tensão e deformação volumétrica versus distorção para areia em
ensaios triaxiais (a) compressão axial e (b) descarregamento lateral (Casagrande et al,
2008) ............................................................................................................................... 71
Figura2.42: Curvas tensão e deformação volumétrica versus distorção para areia-fibra
em ensaios triaxiais (a) compressão axial, (b) descarregamento lateral e (c) p’ constante
(Casagrande et al, 2008) ................................................................................................. 73
Figura 2.43: Efeito do teor de umidade na contribuição das fibras para a resistência à
compressão não confinada (fibras de polipropileno – 2% e 20mm de comprimento)
(Maher e Ho, 1994) ........................................................................................................ 74
Figura 2.44: Efeito do teor de fibras na resistência à tração dos materiais compósitos em
diferentes teores de umidade (Maher e Ho, 1994) ......................................................... 75
Figura 2.45: Efeito do teor de fibras na condutividade hidráulica do material compósito
(Maher e Ho, 1994) ........................................................................................................ 76
Figura 3.1: Área de coleta das amostras de solo ............................................................. 80
Figura 3.2: Esquema do ensaio de tração por compressão diametral ............................. 90
Figura 3.3: Esquema dos ensaios hidromecânicos ......................................................... 94
xvi
Figura 4-2: Imagens do solo obtidas em MEV ............................................................... 99
Figura 4-3: Difratograma de raio-x do solo .................................................................. 100
Figura 4.4: Imagem das fibras obtida em microscópio stereo – aumento 14x ............. 102
Figura 4-5: Imagens das fibras obtidas em MEV ......................................................... 103
Figura 4-6: Curvas de compactação do solo e das misturas solo-fibras ....................... 104
Figura 4.7: Curvas índice de vazios x logarítimo da tensão vertical aplicada ............. 106
Figura 4.8: Condutividade hidráulica em função do índice de vazios para amostra sem
fibras e com 1,5% de fibras .......................................................................................... 107
Figura 4.9: Imagens das amostras 01 e 02 por tomografia ........................................... 109
Figura 4.10: Curva coeficiente de atenuação versus frequência da amostra 01 ........... 110
Figura 4.11: Curva coeficiente de atenuação versus frequência da amostra 02 ........... 110
Figura 5.1: Condutividade hidráulica média versus teor de fibras ............................... 113
Figura 5.3: Condutividade hidráulica versus índice de vazios ..................................... 115
Figura 5.4: Curvas tensão de tração versus deformação vertical – amostras sem fibras
...................................................................................................................................... 116
Figura 5.5: Curvas tensão de tração versus deformação vertical – amostras com 1% de
fibras ............................................................................................................................. 117
Figura 5.6: Curvas tensãode tração versus deformação vertical para as amostras com
fibras e com 1% de fibras ............................................................................................. 118
Figura 5.7: Curvas tensão desvio versus deformação vertical para amostras sem fibras –
σ
c
: 0, 50, 100 e 200kPa ................................................................................................. 119
Figura 5.8: Curvas tensão desvio versus deformação vertical para amostras com 1% de
fibras – σ
c
: 0, 50, 100 e 200kPa .................................................................................... 120
xvii
Figura 5.9: Curvas tensão de tração versus deformação vertical sem aplicação de tensão
confinante ..................................................................................................................... 121
Figura 5.10: Curvas tensão desvio versus deformação vertical - σ
c
: 50kPa ................ 121
Figura 5.11: Curvas tensão desvio versus deformação vertical - σ
c
: 100kPa .............. 122
Figura 5.12: Curvas tensão desvio versus deformação vertical - σ
c
: 200kPa .............. 122
Figura 5.13: Imagens das amostras após a abertura de fissuras por compressão diametral
(a) amostra sem fibras (SF0); (b) amostra com 1% de fibras (CF0) ............................ 123
Figura 5.14: Curva tensão desvio versus deformação vertical – 1º grupo de ensaios .. 125
Figura 5.15: Curva tensão desvio versus deformação vertical – 2º grupo de ensaios .. 126
Figura 5.16: Condutividade hidráulica versus teor de fibras das amostras antes do ensaio
de compressão diametral – amostras sem fissuras ........................................................ 127
Figura 5.17: Condutividade hidráulica versus teor de fibras das amostras após o ensaio
de compressão diametral – amostras com fissuras ....................................................... 127
Figura 5.18: Ciclo de leituras de condutividade hidráulica para amostras sem fibras . 129
Figura 5.19: Ciclo de leituras de condutividade hidráulica para amostras com 0,5% de
fibras ............................................................................................................................. 129
Figura 5.21: Ciclo de leituras de condutividade hidráulica para amostras com 1,5% de
fibras ............................................................................................................................. 130
Figura 5.22: Condutividade hidráulica versus tensão confinante para todas as amostras –
antes do ensaio de compressão diametral ..................................................................... 131
Figura 5.23: Condutividade hidráulica versus teor de fibras de corpos-de-prova
trincados – após ensaio de compressão diametral ........................................................ 131
Figura 5.24: Curvas deformação vertical versus condutividade hidráulica para todos os
ensaios realizados – σ
c
100kPa – 1º grupo de ensaios ................................................. 132
xviii
Figura 5.25: Curvas deformação vertical versus condutividade hidráulica para todos os
ensaios realizados – σ
c
100kPa – 2º grupo de ensaios ................................................. 132
Figura 5.26: Curvas tensão desvio versus deformação vertical dos ensaios
hidromecânicos complementares .................................................................................. 134
Figura 5.27: Curvas condutividade hidráulica x deformação vertical dos ensaios
hidromecânicos complementares .................................................................................. 135
xix
LISTA DE TABELAS
Tabela 2-1: Valores recomendados para gradiente hidráulico máximo em função de k 22
Tabela 2-2: Classificação dos solos em função da condutividade hidráulica ................. 23
Tabela 2.3: Propriedades físicas e mecânicas das fibras naturais ................................... 41
Tabela 2.4: Propriedades físicas e mecânicas das fibras minerais ................................. 42
Tabela 2.5: Propriedades mecânicas das fibras poliméricas ........................................... 43
Tabela 3.1: Principais propriedades das fibras de PET .................................................. 81
Tabela 4-1: Índices físicos do solo ................................................................................. 98
Tabela 4.2: Propriedades físico-químicas do solo .......................................................... 98
Tabela 4.3: Propriedades das fibras de PET ................................................................. 101
Tabela 4-4: Ensaios de compactação ............................................................................ 104
Tabela 4.5: Índices físicos das amostras para ensaios de adensamento ....................... 105
Tabela 4.6: Valores de condutividade hidráulica em função da tensão vertical aplicada
...................................................................................................................................... 107
Tabela 4.7: Índices físicos da amostras para tomografia .............................................. 108
Tabela 4.8: Coeficientes de atenuação ......................................................................... 108
Tabela 5.1: Resultados dos ensaios preliminares de condutividade hidráulica ............ 112
Tabela 5.2: Condições de moldagem para ensaios de avaliação da influência da
membrana ..................................................................................................................... 116
Tabela 5.3: Condições de moldagem para os ensaios de avaliação da tensão confinante
...................................................................................................................................... 119
Tabela 5.4: Condições de moldagem para os ensaios hidromecânicos ........................ 124
xx
Tabela 5.5: Resultados de condutividade hidráulica .................................................... 125
Tabela 5.6: Condições dos ensaios hidromecânicos complementares ......................... 133
Tabela 5.7: Condutividade hidráulica – ensaios complementares ................................ 134
1
CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO
1.1 RELEVÂNCIA E JUSTIFICATIVA DO TRABALHO
A preocupação com a proteção ao meio ambiente tem se tornado uma das principais
inquietações da indústria e da sociedade contemporâneas. É crescente o
desenvolvimento tecnológico visando a produção e o consumo, com a conseqüente
geração de resíduos diversos em grandes quantidades. Ao mesmo tempo em que cresce
o volume de resíduos gerados, cresce a preocupação com a destinação final dos
mesmos, de maneira adequada e regulamentar, visando a minimização dos impactos
causados ao meio ambiente.
Em aterros de disposição de resíduos geralmente são utilizadas barreiras físicas
para limitação do escape de gases e líquidos. Em geral, estas barreiras são construídas
de solo fino (geralmente de natureza argilosa), compactados, intercalados ou não com
outros tipos de materiais, como os geossintéticos.
As barreiras hidráulicas – estruturas projetadas para minimizar o movimento de
líquidos entre as camadas de solo subjacentes e águas superficiais e subterrâneas – além
de aterros de disposição de resíduos, podem ser componentes de canais, pequenos lagos
e barragens, proteção de vertedouros ao redor de tanques, entre outros elementos da
engenharia. O líquido a ser contido tanto pode ser água “limpa” (sem contaminantes),
quando proveniente de canais, lagos ou barragens, quanto água contaminada e
elementos químicos, quando provenientes de aterros de resíduos domésticos e
industriais, rejeitos de mineração, lagoas de estação de tratamento de esgoto, entre
outras fontes.
Neste contexto, o objetivo principal das barreiras é limitar o escape do
contaminante. Nas situações em que a barreira está em contato com água contaminada
por longo período de tempo, um outro aspecto é limitar a migração química pelo
2
processo de difusão, pelo qual o contaminante migra de um ponto de alta concentração
para outro de concentração mais baixa.
Uma das principais características a se considerar no projeto de barreiras
hidráulicas é a condutividade hidráulica. O material mais comum usado para a
construção de barreiras ambientais é o solo de granulometria fina, compactado para
melhoria do desempenho. Geralmente, os solos mais plásticos são os que apresentam
menor condutividade hidráulica. Entretanto, estes solos sofrem grande influência das
variações de umidade e temperatura, devido aos processos de contração e dilatação
gerados, ocasionando o surgimento de fissuras. Fissuras de tração também surgem em
função de recalques diferenciais. A existência de fissuras, sejam de retração ou de
tração, implica na perda da capacidade de suporte e conseqüente aumento da
condutividade hidráulica da barreira.
Muitos são os esforços na tentativa de resolver este problema. Alguns
pesquisadores têm considerado o uso de aditivos para aumentar a resistência mecânica e
à fissuração de solos. Vários pesquisadores (Prietto et al, 1999, Lima et al, 1999,
Caproni Júnior et al, 1999, Leung e Vepulanandan, 1995 e Omidi et al, 1996 apud
Miller e Rifai, 2000, Specht et al, 2002, Ribeiro e Lollo, 2002) estudaram o efeito da
inclusão de aditivos (tais como cimento e cal) na retração volumétrica e condutividade
hidráulica de solos argilosos. Os resultados indicaram a redução da retração mas, em
alguns casos, verificou-se também o aumento da condutividade hidráulica. A
plasticidade do solo também reduziu, aumentando o potencial do solo argiloso
compactado para fissuração devido às forças de cisalhamento.
Segundo Consoli et al (2001), a estabilização por processos físico-químicos pode
melhorar a capacidade de suporte do solo; porém, no caso de altos teores de cimento, a
rigidez da mistura aliada às condições inadequadas de cura podem causar a formação de
fissuras de retração, o que implica em perda da capacidade de suporte e grandes
deformações do solo subjacente.
Os materiais cimentíceos exibem uma ductilidade relativamente baixa e, por essa
razão, são suscetíveis à formação de fissuras de retração, contração térmica, reações
deletérias com o ambiente ou sobrecargas estruturais. Neste caso, quando as condições
de serviço predispõem os materiais cimentíceos à fissuração, o desempenho hidráulico
estará relacionado às propriedades das fissuras. A resistência à fissuração dos materiais
cimentíceos pode ser melhorada através de práticas como a minimização do fator
água/cimento. Uma cura úmida adequada melhora a resistência à fissuração por
3
retração, apesar de ser uma técnica de difícil execução dependendo das condições
locais. A adição de materiais como sílica e escória granulada de alto forno pode
melhorar as propriedades físicas e mecânicas e a durabilidade em ambientes agressivos.
Entretanto, estes materiais não são eficientes para aumentar a resistência à fissuração ou
reduzir a abertura de fissuras.
Desta forma, o uso de materiais fibrosos tem sido considerado de grande
importância, pois têm o potencial de melhorar o desempenho do solo como barreira
hidráulica sem alterar suas propriedades físicas. A adição de fibras ao solo pode resultar
em um material mais resistente e mais dúctil, minimizando os problemas citados
anteriormente. As fibras atuam como elementos de reforço, o que pode reduzir o
surgimento de fissuras e impedir a propagação das mesmas, melhorando as propriedades
mecânicas, principalmente no estado pós-fissuração, evitando também que o solo
subjacente sofra grandes deformações.
A utilização de fibras naturais como reforço de outros materiais é muito antiga.
Entretanto, a utilização de materiais não convencionais tem ganhado destaque
atualmente, ao mesmo tempo em que muitos pesquisadores, preocupados com a questão
ambiental, juntam esforços para dar um destino final aos milhões de toneladas de
resíduos gerados pelo homem. As embalagens plásticas descartadas, por exemplo, além
da poluição química, causam poluição visual pois ocupam um grande volume em
relação ao seu peso nas áreas de descarte. Além disso, por geralmente não serem
biodegradáveis, podem durar centenas de anos quando não são adequadamente
descartadas. Por essa razão, são os refugos mais criticados por grupos ambientais e
autoridades responsáveis pela destinação do lixo urbano como fonte de poluição. Entre
os tipos de plásticos mais encontrados no lixo urbano está o PET – polietileno
tereftalato – resina industrial muito utilizada na fabricação de garrafas e embalagens
para água, refrigerantes, produtos de higiene e limpeza, entre vários outros.
O desenvolvimento de técnicas que permitam a reutilização de resíduos
plásticos, além de ser uma forma de combater a crescente produção deste tipo de
material, surge como uma das soluções para melhoria das propriedades dos solos. As
garrafas de PET, por exemplo, podem ser recicladas e reutilizadas na forma de fibras.
No Brasil existem pesquisas voltadas para o uso deste tipo de fibra como reforço de
matrizes de solo cimentadas e não cimentadas (Prietto et al, 1999), assim como o uso de
outros tipos de fibras sintéticas como o polipropileno e o nylon. Os resultados obtidos
4
têm sido considerados positivos e mostram a potencialidade do uso destes tipos de
materiais como reforço de solos.
1.2 OBJETIVOS
O presente trabalho tem como objetivo principal avaliar o uso de fibras curtas de
PET reciclado misturadas ao solo para melhoria das propriedades hidráulicas e
mecânicas de barreiras de solos compactados. Espera-se poder contribuir para o
desenvolvimento do estudo nesta área, viabilizando o uso das fibras como reforço de
solo para aplicação geotécnica, principalmente em barreiras hidráulicas, aliando a busca
por materiais alternativos que possam ser utilizados no controle da poluição ambiental à
redução na geração de resíduos pelo uso de materiais reciclados como matéria prima.
As fibras de PET reciclado foram escolhidas pelos motivos supra citados, além de serem
de fácil obtenção no mercado e pelas propriedades do material que permitem que o
mesmo seja utilizado misturado ao solo sem sofrer degradação. Optou-se neste estudo
pela mistura solo-fibra, sem a adição de cimento. O PET é degradável em ambiente
alcalino e o uso de aditivos de base cimentícea pode alterar as propriedades originais do
solo e prejudicar o comportamento hidráulico. Os teores de fibras foram variados com o
objetivo de avaliar a existência de um teor de fibras capaz de otimizar as propriedades
da mistura em análise. O solo utilizado na pesquisa foi classificado de acordo com o
Sistema Unificado de Classificação de Solos (SUCS) como sendo uma areia argilosa
(SC), típico da região do Rio de Janeiro e de condutividade hidráulica da ordem de
1x10
-7
cm/s.
Foram realizados ensaios de condutividade hidráulica utilizando-se uma célula
triaxial especialmente adaptada para tal, com carga variável, em função da baixa
condutividade hidráulica do material. Os ensaios foram realizados em corpos-de-prova
cilíndricos com fissuras e sem fissuras, a fim de se simular tais condições eventualmente
existentes em campo. A abertura das fissuras na amostra foi realizada através de ensaio
de compressão diametral. Foram aplicadas tensões confinantes variáveis de acordo com
os níveis de tensão existentes em campo, com a finalidade de se avaliar o
comportamento hidráulico do material fissurado sob tensão e a contribuição das fibras
no reforço.
5
O programa experimental desenvolvido teve como objetivos específicos analisar
as seguintes hipóteses formuladas a respeito do comportamento hidráulico e mecânico
dos materiais compósitos:
1) A adição de fibras pode aumentar a condutividade hidráulica do solo;
2) A adição de fibras aumenta a resistência à tração do solo;
3) A adição de fibras reduz (ou previne) a abertura de fissuras de tração;
4) O aumento da tensão confinante reduz a abertura das fissuras;
5) A redução na abertura de fissuras diminui a condutividade hidráulica do compósito
solo-fibra.
Elucidadas estas hipóteses foi então definido um teor de fibras ótimo que fosse
eficiente na redução de fissuras, apresentasse uma boa trabalhabilidade na mistura e
atingisse a máxima densidade seca na compactação, sem alterar significativamente os
valores de condutividade hidráulica, a fim de que o material compósito obtido pudesse
ser utilizado como barreira hidráulica.
6
CAPÍTULO 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 SISTEMAS DE BARREIRAS
Sistemas de barreiras são estruturas projetadas para minimizar o movimento de
líquidos e/ou gases de um local para o outro. Em aterros de disposição de resíduos, são
utilizadas barreiras hidráulicas horizontais para minimizar o movimento de líquidos
(inclusive os gerados pelos resíduos) entre as camadas de solo subjacentes e águas
superficiais e subterrâneas (bottom liners), ou para minimizar a infiltração de água para
dentro do aterro (cover liners).
Muitos sistemas de barreiras têm sido desenvolvidos e utilizados nos últimos
anos. Pode-se citar as barreiras de argila compactada (CCL’s), barreiras construídas de
argila e geomembranas, barreiras naturais de argila (formações geológicas naturais),
barreiras asfálticas, barreiras de argila geossintética (GCL’s), barreiras de solo e
bentonita, barreiras capilares, etc. Cada sistema apresenta vantagens e desvantagens, de
acordo com a aplicação. As barreiras construídas com solos argilosos podem ser
consideradas resistentes a longo prazo com relação a influências químicas e pode ter
alto potencial de retenção. Entretanto, podem sofrer com o surgimento de trincas de
tração e retração. As geomembranas, por sua vez, são completamente impermeáveis a
soluções não polares, mas não se conhece ainda seu tempo de vida útil sob condições
específicas. Portanto, segundo Jessberger (1995), não existe o melhor sistema de
barreiras, já que cada sistema pode ser conveniente dependendo de condições tais como
a geometria do aterro, o tipo de resíduo, a geologia, a hidrologia e o clima da área ao
redor.
De uma maneira geral, um sistema seguro de barreiras para um aterro de
resíduos deve ser suficientemente impermeável e resistente a influências química,
hidráulica e biológica que ocorrem durante e após a fase de operação do aterro. A
condutividade hidráulica de uma camada de solo funcionando como barreira de fundo
em aterro de disposição de resíduos urbanos, não deve ser superior a 1x10
-7
cm/s (EPA–
Environmental Protection Agency - USA, 1992). Alguns tipos de solos de
granulometria fina podem apresentar valores de condutividade hidráulica desta ordem
naturalmente utilizados como barreiras. Quando existente, a barreira geológica
7
representa o sistema mais barato e com melhores características a longo prazo para uma
larga faixa de aplicações. Uma barreira geológica consiste de uma camada de solo
argiloso de baixa condutividade hidráulica, freqüentemente intemperizada e fissurada
nas camadas mais próximas da superfície. Geralmente a camada intemperizada é
escavada até a profundidade onde o material apresente condutividade hidráulica
suficientemente baixa. Quando não existe uma barreira geológica ou esta não pode ser
adaptada às condições do projeto, a barreira de argila compactada é uma alternativa
bastante utilizada.
A qualidade de uma barreira de argila compactada depende de vários fatores
(Rowe, 2000) tais como: a) características do solo utilizado; b) método e teor de
umidade de compactação; c) proteção contra ressecamento após a construção.
A espessura de uma barreira de argila compactada pode variar de 0,3 a 3m ou
mais, dependendo de exigências como: a) necessidade de prover uma resistência
hidráulica adequada; b) necessidade de fornecer adequada atenuação do contaminante;
c) necessidade de minimizar os efeitos da construção ou pós-construção relacionados
aos defeitos tais como pontos de mais alta condutividade hidráulica e ressecamentos; d)
a presença de outros componentes como geomembranas ou barreira dupla.
Segundo a EPA (1992), os solos mais recomendados para a construção de uma
barreira compactada são aqueles que apresentam no mínimo 30% de material fino.
Abaixo deste valor, o uso de alguns tipos de solos exige um controle mais rigoroso da
prática e condições de construção da barreira. Benson et al (1994) e Rowe (2000) citam
valores da ordem de 15 a 20% de material com partículas inferiores a 2µm para
barreiras com controle adequado da compactação.
Solos com índice de plasticidade superior a 10% podem apresentar menores
valores de condutividade hidráulica, pois são formados por partículas menores e menos
agregadas. Entretanto, solos com índices de plasticidade muito altos (> 30%) exibem a
formação de torrões difíceis de serem quebrados durante a compactação e que podem
criar caminhos de fluxo preferenciais, aumentando a condutividade hidráulica. Além
disso são susceptíveis à retração e à fissuração na secagem após a compactação. Isto
pode ser evitado compactando-se o solo a um teor de umidade próximo ou ligeiramente
maior do que o teor de umidade ótimo correspondente à energia de compactação de
Proctor Normal, ou seja, próximo (ou acima) do limite plástico. Isto mostra que não
existe uma relação direta da condutividade hidráulica com o índice de plasticidade do
solo, já que a mesma pode ser influenciada pelo teor de umidade na compactação.
8
Benson et al (1994) mostraram as relações entre a condutividade hidráulica, o índice de
plasticidade, o teor de umidade e a distribuição dos tamanhos de partículas (para alguns
solos), definindo os valores que proporcionam condutividade hidráulica inferior a 1x10
-
7
cm/s. Os dados foram coletados de 67 aterros construídos com os mais variados tipos
de solos e mostram que não existe uma relação independente entre a condutividade
hidráulica e cada uma das propriedades do solo. As propriedades do solo influenciam na
condutividade hidráulica, mas isso também pode variar em função do teor de umidade e
energia de compactação, entre outros fatores (Tritico e Langston, 2000).
Outra característica dos solos altamente plásticos é a grande influência causada
pelos efeitos de variações de temperatura e umidade, com conseqüente surgimento de
fissuras de retração. Fissuras de tração também surgem em barreiras de fundo em
função de sobrecargas atuantes nas camadas sobrejacentes. A ocorrência de fissuras
reduz a eficiência do sistema como barreira hidráulica pois aumenta a condutividade
hidráulica da barreira.
Nos casos em que o solo tem características inadequadas para se obter a
condutividade hidráulica desejada, a adição de outros materiais pode solucionar o
problema. A bentonita é um dos aditivos utilizados para reduzir a condutividade
hidráulica de solos arenosos e siltosos, assim como a cinza de fundo (de carvão mineral)
e o caulim (Heineck, 2002).
Segundo Rowe (2000), a adequabilidade de um dado solo como barreira
hidráulica deve ser avaliada por um programa de ensaios de laboratório apropriado a
fim de: a) estabelecer a variabilidade e o potencial para utilização do material proposto
com relação ao tamanho de grãos e plasticidade; e b) avaliar a condutividade hidráulica
em função das condições de compactação para estabelecer uma zona de compactação
adequada com relação à condutividade hidráulica. Isto pode envolver, no mínimo, a
realização de ensaios de compactação de Proctor normal em diferentes teores de
umidade para estabelecer o teor de umidade ótimo (e a densidade seca máxima).
Ensaios de condutividade hidráulica destas amostras podem estabelecer a faixa de teores
de umidade e densidades secas na qual se obtém um valor satisfatório para a
condutividade hidráulica. Daniel (1998) apud Rowe (2000) recomenda a determinação
do limite aceitável da relação densidade seca / teor de umidade para assegurar uma
resistência ao cisalhamento adequada, e possivelmente limitar a susceptibilidade à
fissuração por ressecamento.
9
2.2 MECANISMOS DE FLUXO EM SOLOS SATURADOS
2.2.1 Lei de Darcy
As propriedades do fluxo de água através das areias foram primeiro investigadas por
Henry Darcy em Dijon, França em 1856. Ele mostrou que sob condições constantes do
fluxo através de colunas de areia de várias espessuras e sob várias cargas hidráulicas, a
variação do fluxo era sempre proporcional ao gradiente hidráulico, ou seja, à variação
na carga hidráulica por espessura unitária de areia. Este princípio, conhecido como lei
de Darcy, tem sido adotado para o fluxo de água em solos. A lei de Darcy representa um
dos princípios fundamentais da mecânica dos solos, e tem grandes aplicações para
problemas práticos.
O princípio adotado por Darcy foi variar o comprimento da amostra, L, e a carga
hidráulica, medindo a vazão Q, através da areia. Darcy encontrou experimentalmente
que a vazão de fluxo é proporcional ao gradiente hidráulico sendo expresso por:
AikA
L
h
kQ ⋅⋅=⋅
∆
⋅=
(2.1)
onde:
Q – vazão de fluxo (cm
3
/s)
k – coeficiente de permeabilidade (cm/s)
∆h – perda de carga ao longo da amostra (cm)
L – comprimento da amostra (cm)
A – área da seção transversal da amostra (cm
2
)
i – gradiente hidráulico
O gradiente hidráulico é a taxa de variação da carga hidráulica total em relação à
distância na direção do fluxo.
A lei de Darcy é válida para a condição de fluxo contínuo laminar. Para a percolação
de líquidos a velocidades muito altas e de gases a velocidades muito baixas ou muito
altas, a lei de Darcy deixa de ser válida, pois o fluxo torna-se turbulento.
10
Estudando o fluxo de água através de tubos, Reynolds encontrou uma velocidade
crítica, v
c
, que expressou em função do chamado nº de Reynolds, R, ou seja,
g
Dv
R
c
⋅
⋅⋅
=
µ
γ
ω
(2.2)
Onde:
D – diâmetro do tubo (cm)
γ
w
– peso específico da água (g/cm
3
)
µ - viscosidade da água (g x s/cm
2
)
g – aceleração da gravidade (cm/s
2
)
Nos solos considera-se D como o diâmetro médio das partículas ou o diâmetro
médio dos poros. Os valores de R para os quais o fluxo em meios porosos torna-se
turbulento podem variar desde 0,1 até 75. Scheidegger (1957) apud Lambe (1969) cita
como principal razão para os meios porosos não apresentarem um nº de Reynolds
crítico e definido o fato do solo não poder ser representado como um conjunto de tubos
retos. De maneira geral o fluxo em solo dá-se de forma laminar.
2.2.2 Condutividade hidráulica – aspectos teóricos
Os solos são constituídos por partículas sólidas com vazios entre elas que, em
geral, são interconectados e são caminhos preferenciais para a passagem da água, ou
seja, os solos são permeáveis à água. O grau de permeabilidade ou condutividade
hidráulica é determinado pela aplicação de uma diferença de carga hidráulica através da
amostra de solo, a qual é totalmente saturada, medindo-se a conseqüente taxa de fluxo
de água.
Lambe (1969) define a condutividade hidráulica como a taxa na qual um fluido
(geralmente água) sob pressão pode difundir através dos vazios de um solo. O
coeficiente de permeabilidade (k) é a velocidade de escoamento média do fluxo de água
em um solo sob a ação de um gradiente hidráulico unitário.
A condutividade hidráulica não é uma propriedade fundamental do solo, sendo
dependente de fatores como:
11
• Distribuição do tamanho de partículas;
• Textura e forma da partícula;
• Composição mineralógica;
• Índice de vazios;
• Grau de saturação;
• Estrutura do solo;
• Natureza do fluido permeante;
• Tipo de fluxo;
• Temperatura.
No caso de solos compactados, fatores como o teor de umidade na moldagem, o
método e a energia de compactação, e o gradiente hidráulico também influenciam na
medida da condutividade hidráulica.
Segundo Lambe (1969), uma equação que reflete a influência do fluido permeante e
das características do solo sobre a permeabilidade foi deduzida por Taylor (1948). Esta
equação considera o fluxo através de meios porosos análogo ao que se produz através de
um sistema de tubos capilares, e tem a seguinte expressão:
C
e
e
Dk
s
×
+
××=
)1(
3
2
µ
γ
Eq. (2.3)
Onde:
k – condutividade hidráulica de Darcy (cm/s)
D
s
– diâmetro efetivo das partículas (cm)
γ - massa específica do fluido (g/cm
3
)
µ - viscosidade do fluido (1,03x10
-4
g x s/cm
2
)
e – índice de vazios
C – fator de forma
12
Uma equação semelhante é a que foi proposta por Kozeny e melhorada por
Carman, conhecida como equação de Kozeny-Carman (Lambe, 1969), expressa por:
)1(
1
3
2
0
e
e
sk
k
+
××
×
=
µ
γ
Eq. (2.4)
Onde:
k
0
– fator que depende da forma dos poros e da relação entre o comprimento da
trajetória real do fluxo e a espessura da camada atravessada;
S – superfície específica das partículas.
Como D
s
é definido como o diâmetro das partículas que têm uma superfície
específica S, a equação de Taylor pode ser considerada uma simplificação da equação
de Kozeny-Carman. Estas equações são de grande ajuda para o estudo sobre as variáveis
que influem na condutividade hidráulica.
2.2.3 Fatores que influenciam a condutividade hidráulica
É difícil analisar isoladamente a influência de qualquer característica do solo, já que
as mesmas estão estreitamente relacionadas. Por exemplo, a estrutura pode depender do
tamanho das partículas, do índice de vazios e da composição.
(1) Distribuição do tamanho de partículas
A condutividade hidráulica de um solo granular é influenciada pela sua distribuição
dos tamanhos de partículas e, especialmente, pelas partículas mais finas. A menor das
partículas, o menor dos vazios entre elas e, portanto, a resistência ao fluxo de água
aumenta (ou seja, a condutividade hidráulica reduz) com o decréscimo do tamanho da
partícula. O diâmetro efetivo dos grãos, D
10
, tem grande significado e é a base da
fórmula de Hazen (apud Lambe, 1969).
As equações propostas por Taylor e Kozeny-Carman (Lambe, 1969) consideram
somente o tamanho das partículas e o índice de vazios, ao passo que as outras
características dos solos são tratadas indiretamente ou ignoradas.
13
A relação entre a condutividade hidráulica e o tamanho das partículas das areias é
muito mais razoável do que no caso das argilas, já que nestas as partículas são mais
aproximadamente equidimensionais e as diferenças de estrutura não são tão distintas.
Em seu estudo sobre as areias, Hazen (apud Lambe, 1969) propôs a seguinte equação
para o cálculo da condutividade hidráulica:
2
10
100 Dk ×=
Eq. (2.5)
onde k é expresso em cm/s e D
10
em cm.
A equação (2.5) não leva em conta as variações do índice de vazios e por isso
não deve ser aplicado a argilas.
Esta relação supõe que a distribuição dos tamanhos de partículas é
suficientemente extensa para evitar que as partículas menores sejam arrastadas pela
força de percolação da água, ou seja, o solo deve possuir estabilidade hidrodinâmica. Os
solos grossos uniformes que contêm finos podem não apresentar tal estabilidade. A
percolação nestes solos pode produzir um arraste dos finos e provocar, portanto, um
aumento da condutividade hidráulica com a percolação.
(2) Textura e forma da partícula
A forma das partículas e a textura do solo influenciam a condutividade hidráulica.
Partículas alongadas ou irregulares criam trajetórias de fluxo mais tortuosas do que
aqueles ao redor de partículas aproximadamente esféricas. Partículas de superfície de
textura áspera apresentam maior resistência por atrito ao fluxo do que partículas de
superfície lisa. Ambos os efeitos tendem a reduzir a velocidade de fluxo de água através
do solo, ou seja, reduzir sua condutividade hidráulica.
(3) Composição mineralógica
Em solos granulares finos a composição mineralógica é um fator adicional pois os
diferentes tipos de minerais conservam diferentes espessuras de água adsorvida e,
consequentemente, o diâmetro efetivo dos poros varia. Por esta razão, o tipo de mineral
pode influenciar a condutividade hidráulica de argilas mais do que o tamanho das
partículas. Nos solos mais grossos, a influência da composição do solo sobre a
14
condutividade hidráulica pode ser de pequena importância (com exceção da mica e da
matéria orgânica).
Na composição química das argilas existem dois tipos de estruturas em folhas
constituídas por tetraedros de sílica e octaedros de alumínio ou magnésio. Estas
estruturas se ligam por meio de átomos de oxigênio que pertencem simultaneamente a
ambas. Os 3 grupos de argilo-minerais mais comuns na natureza são a caulinita, a ilita e
a esmectita (montmorilonita). Estes argilo-minerais apresentam comportamentos bem
distintos, principalmente na presença de água.
O argilo-mineral caulinita é formado pelo empilhamento regular de camadas 1:1 em
que cada camada consiste de uma folha de tetraedros SiO
4
e uma folha de octaedros
Al
2
(OH)
6
também chamada folha de gibsita, ligadas entre si em uma única camada,
através de oxigênio em comum, dando uma estrutura fortemente polar. Praticamente
não existem substituições por cátions dentro da estrutura cristalina (Santos, 1989). A
não existência de cátions e nem de espaço para a entrada das moléculas de água entre as
camadas fazem com que o argilo-mineral não seja expansivo. No entanto, a caulinita
tem a característica de tornar-se plástica em teores de umidade relativamente baixos. A
estrutura da caulinita está representada na Figura 2.1. A distância interplanar basal
(espessura ou distância vertical entre as camadas basais) deste argilo-mineral é da
ordem de 7Å.
Figura 2.1: Estrutura de uma camada de caulinita (a) atômica; (b) simbólica (Santos,
1989)
Os argilo-minerais do grupo da esmectita (ou montmorilonita) são constituídos por
duas folhas de silicato tetraédricas, com uma folha central octaédrica, unidas entre si por
oxigênios comuns às folhas (estruturas em camadas 2:1). Podem haver substituições
15
isomórficas (sem alteração do arranjo dos átomos) do alumínio por silício nas posições
tetraédricas e a população das posições octaédricas pode ser alumínio, ferro, magnésio e
outros, isoladamente ou em combinação. Nestes minerais as ligações entre as unidades
cristalinas formadas se fazem por forças de van der Waals (íons O
2-
e O
2+
dos arranjos
tetraédricos), que são mais fracas do que as ligações da caulinita (íons O
2+
da estrutura
tetraédrica e OH
-
da estrutura octaédrica). Isto permite a absorção de água entre as
camadas e torna o argilo-mineral mais expansível, além de tornar-se plástico em um teor
de umidade superior ao da caulinita. Segundo Santos (1989), a entrada de água ou
camadas polares na estrutura da esmectita pode separar as camadas totalmente,
deixando-as livres, quando as distâncias interplanares ficam superiores a 40 Å.
O argilo-mineral ilita tem uma estrutura cristalina semelhante à da esmectita, com a
diferença de que há substancialmente uma substituição maior de alumínio por silício, o
que dá maior carga à estrutura cristalina e o cátion neutralizante é o potássio. Como
conseqüência dessas diferenças, as camadas estruturais são rigidamente ligadas e não
expandem, e o mineral tem uma distância interplanar basal fixa de 10 Å. A Figura 2.2
apresenta a estrutura simbólica de minerais com camadas 2:1.
Figura 2.2: Estrutura simbólica de minerais com camadas 2:1 (a) esmectita com duas
camadas de moléculas de água; (b) ilita (Santos, 1989)
Para neutralizar as cargas negativas, existem cátions livres nos solos, por exemplo
Ca
++
ou Na
+
, aderidos às partículas. Estes cátions são fracamente ligados às superfícies
adjacentes, o que não impede a entrada de água entre as camadas. A liberdade de
movimento das placas explica a elevada capacidade de absorção de água de certas
argilas, sua expansão quando em contato com a água e sua contração considerável ao
secar.
16
Os cátions e íons são facilmente trocáveis por percolação de soluções químicas. O
tipo de cátion presente numa argila condiciona o seu comportamento.
Como pode ser observado na Figura 2.3 (Lambe, 1969) os íons trocáveis mais
comuns são os de sódio, responsáveis pela mais baixa condutividade hidráulica das
argilas. A figura 2.3 mostra que, com um índice de vazios de até 15, a montmorilonita
sódica tem uma condutividade hidráulica inferior a 10
-7
cm/s. A montmorilonita sódica
é um dos solos menos permeáveis e, portanto, utilizada amplamente como agente
impermeabilizante em adição a outros solos.
A magnitude da variação da condutividade hidráulica com a composição do solo é
muito ampla. A figura mostra que a relação entre a condutividade hidráulica da
montmorilonita cálcica e da montmorilonita potássica para um índice de vazios de 7 é
aproximadamente de 300. Também se observa que a condutividade hidráulica da
caulinita é 100 vezes superior à da montmorilonita. Quanto menor é a capacidade de
troca iônica de um solo, menor é, portanto, a influência dos íons trocáveis sobre a
condutividade hidráulica.
Figura 2.3: Relação entre índices de vazios e coeficientes de permeabilidade (Lambe, 1969)
17
(4) Índice de vazios
O modo como o solo é preparado para ensaio tem um efeito considerável no
tamanho e disposição dos vazios entre as partículas, e consequentemente na
condutividade hidráulica. O volume de vazios é expresso em função do índice de vazios
(e) ou da porosidade (n). O índice de vazios é usado para o cálculo da condutividade
hidráulica de areias pela fórmula de Kozeny vista anteriormente (equação 2.4).
(5) Grau de saturação
O grau de saturação de um solo tem influência importante sobre sua condutividade
hidráulica. Quanto maior for o grau de saturação maior será a condutividade hidráulica.
Entretanto, segundo Lambe (1969) a influência do grau de saturação sobre a
condutividade hidráulica é muito superior ao que se pode explicar simplesmente por
uma redução nos canais disponíveis ao fluxo de água. A dedução da relação entre o grau
de saturação do solo e sua condutividade hidráulica torna-se então inviável devido à
grande influência da estrutura.
A proporção na qual os vazios são preenchidos com água é crucial nas medidas de
condutividade hidráulica. Bolhas de ar podem bloquear os canais de percolação entre as
partículas, reduzindo significativamente a condutividade hidráulica. Se o grau de
saturação é inferior a 85%, o ar é provavelmente contínuo, ao invés de bolhas isoladas,
o que invalida a Lei de Darcy. Por isso nos ensaios de condutividade hidráulica são
feitos esforços para eliminar o ar de modo que o solo possa ser assumido como
totalmente saturado. Segundo Benson e Daniel (1994-a), sob condições não saturadas,
pode ocorrer sucção significativa e a condutividade hidráulica não saturada ser inferior à
esperada para as condições saturadas. Estes efeitos são ignorados assumindo-se o solo
como totalmente saturado, pois podem ser compensados pela combinação dos efeitos de
sucção (com aumento do gradiente hidráulico) e mais baixos valores de condutividade
hidráulica. Como resultado, o fluxo em barreiras saturadas e não saturadas pode não ser
substancialmente diferente. A longo prazo, a barreira eventualmente se torna saturada e
os resultados com relação ao fluxo não são afetados pela consideração de saturação.
18
(6) Estrutura do solo
A estrutura é uma das características mais importantes do solo que influenciam a
condutividade hidráulica, especialmente em solos de granulometria fina. Comparando
amostras de solo com o mesmo índice de vazios, verifica-se que uma amostra com
estrutura no estado floculado tende a ser mais permeável do que uma amostra com
estrutura no estado disperso. Quanto mais dispersas estão as partículas, ou seja, quanto
mais paralelamente estão orientadas, mais tortuoso será o percurso do fluido no sentido
normal às partículas. Esta maior tortuosidade pode explicar parte da baixa
condutividade hidráulica existente em uma estrutura modificada mecanicamente. O
fator principal, no entanto, é que, em um solo floculado, existem alguns grandes canais
para o fluxo. Como o fluxo através de um canal grande será muito maior do que através
de vários canais pequenos de mesma seção total, adverte-se claramente que quanto
maiores sejam os canais para um determinado volume de poros, maior será a
condutividade hidráulica.
A condutividade hidráulica também pode ser influenciada pela alteração da
estrutura do solo em conseqüência do processo de intemperismo, ou laterização. O
intemperismo age liberando as bases solúveis de cálcio, magnésio, sódio e potássio,
reduzindo a solubilidade do alumínio e aumentando a da sílica. Com os ciclos de
molhagem e secagem a sílica pode ser lixiviada e ocorrer a deposição de óxidos de ferro
e alumínio com formação de aglomerados. Em conseqüência da agregação das
partículas de solo, a condutividade hidráulica aumenta.
A macroestrutura também tem uma importância fundamental na condutividade
hidráulica de um solo. Muitos solos em seu estado natural não são homogêneos mas são
anisotrópicos, geralmente devido à estratificação, isto é, consistem de camadas ou
laminações de diferentes tipos de solo. A condutividade hidráulica de um depósito
estratificado na direção paralela à estratificação é geralmente várias vezes maior do que
na direção normal à estratificação.
Outras características de anisotropia que podem afetar a condutividade
hidráulica são descontinuidades tais como fissuras, intrusões de areia ou silte, ou
bolsões de material orgânico. A condutividade hidráulica de solos coesivos no campo é
significativamente afetada pela presença destes tipos de descontinuidades e, por isso,
19
pode ser várias ordens de grandeza maior do que a condutividade hidráulica medida em
pequenas amostras de laboratório.
(7) Natureza do fluido
A condutividade hidráulica absoluta ou específica (K)
1
(8) Tipo de fluxo
é uma constante para um
dado solo em um estado particular. O coeficiente de permeabilidade, k, depende das
propriedades do fluido permeante; este geralmente é assumido como sendo a água e o
valor de k deve ser diferente para outros fluidos.
As propriedades do fluido relevantes para a condutividade hidráulica são a
densidade e a viscosidade dinâmica, como mostram as equações de Taylor e de Kozeny-
Carman já mostradas (Lambe, 1969). Para a água, a densidade varia pouco para uma
faixa de temperaturas normalmente avaliada (0 – 40ºC), mas a viscosidade decresce de
um fator de cerca de 3, neste mesmo intervalo de avaliação. Portanto, a temperatura de
ensaio é um fator importante. A origem da água utilizada nos ensaios e seu tratamento,
também podem ser significantes.
Segundo Lambe (1969), a influência principal dos diferentes fluidos se deve à
estrutura do solo, o que leva à conclusão de que a viscosidade e a densidade não são as
únicas características do fluido, como indicam as equações propostas, que têm
influência sobre a condutividade hidráulica dos solos finos. Um exemplo é o retorno
eletrosmótico (movimento do fluido em direção oposta ao fluxo líquido devido ao
potencial gerado pela percolação) e outro é a mobilidade do fluido imediatamente
adjacente às partículas de solo que dependem da polaridade do fluido e deveria ser
incluído nas equações um certo fator referente a esta propriedade.
Uma das considerações em que a Lei de Darcy se baseia é de que o fluxo de água é
laminar, o que ocorre quando a velocidade é relativamente baixa. Acima de uma certa
velocidade crítica o fluxo torna-se turbulento e a Lei de Darcy, da qual dependem os
cálculos de condutividade hidráulica, não é mais válida. Isto pode se aplicar em
1
K = k . µ/ρ (µ/ρ − viscosidade cinemática, onde: µ − viscosidade do fluido; ρ − densidade do fluido)
20
materiais mais grossos, nos quais pouco ou nenhum material fino está presente. Nos
vazios muito grandes a velocidade do fluxo pode ser alta suficiente para ocorrer
turbulência.
(9) Temperatura
Um aumento na temperatura causa uma redução na viscosidade da água, ou seja, a
água torna-se mais “fluida”, o que afeta o valor da condutividade hidráulica medida.
Para um ensaio de laboratório a temperatura padrão é 20ºC.
(10) Teor de umidade na moldagem
O teor de umidade na moldagem pode influenciar a condutividade hidráulica de um
solo argiloso compactado por dois fatores: o primeiro está relacionado à orientação das
partículas de solo após a moldagem; o segundo refere-se ao fato de que a maior parte do
fluxo de água em solos compactados, especialmente as argilas, ocorre nos espaços
existentes entre os aglomerados. A Figura 2.4 apresenta um exemplo de variação da
condutividade hidráulica com o teor de umidade na moldagem de um solo argiloso.
Figura 2.4: Curva condutividade hidráulica x teor de umidade e curva de compactação de
uma argila (Lambe, 1962)
Condutividade hidráulica (cm/s)
Peso específico aparente seco
(g/cm
3
) x (1,6x10
-2
)
Teor de umidade (%)
21
Na Figura 2,4 é possível ver um decréscimo marcante da condutividade hidráulica
com o aumento do teor de umidade na moldagem no ramo seco da curva de
compactação. Isto ocorre devido à orientação das partículas do solo de forma dispersa (o
que provavelmente aumenta a tortuosidade do fluxo) à medida que se adiciona água ao
solo, e pela redução no tamanho dos canais de fluxo. A condutividade hidráulica
mínima ocorre na umidade ótima ou levemente acima desta, após o que sofre um
pequeno acréscimo. No ramo úmido da curva de compactação o aumento da
condutividade hidráulica é função do decréscimo do peso específico aparente seco que
produz maior influência do que a orientação das partículas.
O aumento da energia de compactação reduz a condutividade hidráulica uma vez
que tanto o peso específico aparente seco quanto a orientação das partículas aumentam.
(11) Gradiente hidráulico
Os ensaios de laboratório geralmente utilizam gradientes mais elevados para reduzir
a duração do ensaio. Entretanto, segundo Baxter et al (1995), o gradiente hidráulico cria
uma distribuição de tensões efetivas não uniformes dentro da amostra de ensaio o que,
dependendo da magnitude do gradiente e da compressibilidade do solo, pode causar
significativa consolidação. Como conseqüência, o valor medido da condutividade
hidráulica será reduzido e pode não ser representativo das condições de campo. Além
disso, fenômenos como a migração de partículas e erosão interna também podem
ocorrer durante os ensaios de condutividade hidráulica utilizando altos valores de
gradiente hidráulico.
O estudo realizado por Dixon et al (1999) envolveu ensaios de condutividade
hidráulica em permeâmetros de paredes rígidas e carga constante. Os ensaios tiveram
duração de até 14 meses. Como a pesquisa era voltada para materiais a serem utilizados
como barreiras em instalações de disposição de rejeitos nucleares, isto justificou a
duração dos ensaios que, na maioria dos projetos, tornaria o custo muito elevado e o
estudo inviável. Como a indústria nuclear exige a combinação de baixos gradientes
hidráulicos com baixa condutividade hidráulica, isso só seria possível com ensaios de
longa duração. Os resultados mostraram claramente a influência do gradiente na
condutividade hidráulica. Entretanto, ao contrário de outros trabalhos reportados pela
literatura e citados pelos autores (Foreman e Daniel, 1986; Fernandez e Quigley, 1991),
22
a condutividade hidráulica aumentou com o aumento do gradiente hidráulico. Dixon et
al (1999) associam o fato às condições de ensaio: as células de ensaio utilizadas eram
dotadas de êmbolo de transferência de carga para medida, por reação, da carga gerada
pela expansão da amostra durante o ensaio; as células foram projetadas para funcionar
como células de “deslocamento zero” para medida da pressão de expansão, sendo a
tensão efetiva máxima durante o ensaio de condutividade hidráulica, a pressão de
expansão gerada pela amostra. O uso de células de deslocamento zero pode reduzir ou
até mesmo eliminar os efeitos das pressões de consolidação e gradientes de pressão
causados pelo gradiente hidráulico na condutividade hidráulica. Sendo a amostra
compactada diretamente na célula de ensaios, o arranjo entre as partículas é fixo. Desta
forma, espera-se que os resultados reflitam principalmente a relação entre a
condutividade hidráulica e o gradiente hidráulico, com pequena influência de fatores
como variações nas tensões envolvidas, encontrada, por exemplo, por Foreman e Daniel
(1986) e Fernandez e Quigley (1991) apud Dixon et al (1999).
Para minimizar os efeitos citados anteriormente algumas recomendações são
feitas para os valores de gradiente hidráulico máximo como função da condutividade
hidráulica do solo, como indicado na Tabela 2.1(ASTM 5084-90):
Tabela 2-1: Valores recomendados para gradiente hidráulico máximo em função de k
Condutividade hidráulica (cm/s) Gradiente hidráulico máximo
1x10
-3
a 1x10
-4
2
1x10
-4
a 1x10
-5
5
1x10
-5
a 1x10
-6
10
1x10
-6
a 1x10
-7
20
<1x10
-7
30
Fonte: ASTM 5084-90
Boynton e Daniel (1985) realizaram um estudo em que avaliaram outras variáveis
que podem influenciar a condutividade hidráulica de um solo compactado. O tipo de
permeâmetro foi um dos fatores investigados devido às dificuldades associadas. As
diferenças existentes na medida da condutividade hidráulica utilizando diferentes
permeâmetros podem ser atribuídas às diferenças dos equipamentos, aos procedimentos
de ensaio e tensões aplicadas. Entretanto, sendo as condições do ensaio bem controladas
23
(moldagem, compactação, montagem do equipamento, etc), o tipo de permeâmetro pode
ser considerado parâmetro secundário na influência sobre a condutividade hidráulica.
Outro fator investigado foi o diâmetro da amostra, o que depende, sobretudo, do teor
de umidade na compactação. Teoricamente, quanto maior o diâmetro da amostra maior
é a probabilidade de existirem defeitos como fissuras, e portanto, maior a probabilidade
de haver um acréscimo da condutividade hidráulica. Segundo Boynton e Daniel (1985),
amostras compactadas no ramo seco da curva de compactação têm um efeito mais
acentuado do diâmetro na condutividade hidráulica. A condutividade hidráulica de
amostras compactadas na umidade levemente abaixo da ótima, praticamente não sofrem
influência do diâmetro. Amostras compactadas na umidade acima da ótima mostraram
uma tendência do aumento da condutividade hidráulica com o aumento do diâmetro da
amostra. Entretanto, estas diferenças não foram significativas.
A condutividade hidráulica de argila compactada tende a aumentar com o tempo de
armazenamento da amostra antes da realização do ensaio. Entretanto, para amostras
compactadas na umidade abaixo da ótima, o tempo de armazenamento das amostras não
influenciou a medida de condutividade hidráulica das mesmas. Boynton e Daniel (1985)
citam resultados diferentes de estudos prévios que incluíram amostras compactadas na
umidade acima da ótima, o que pode explicar a divergência de resultados.
Valores típicos de condutividade hidráulica
A Tabela 2.2 está apresentada uma adaptação da tabela elaborada por Terzaghi e
Peck (1948) apud Head (1982) que classifica os solos com base na condutividade
hidráulica.
Tabela 2-2: Classificação dos solos em função da condutividade hidráulica
Grau de condutividade hidráulica Faixa de k (cm/s)
Alta > 10
-1
Média 10
-1
– 10
-3
Baixa 10
-3
– 10
-5
Muito baixa 10
-5
– 10
-7
Praticamente impermeável < 10
-7
Fonte: Head, 1982
24
2.2.4 Fluxo em barreiras de solo compactado
O fluxo através de barreiras de argila compactada pode ser descrito como uma
combinação do fluxo através dos vazios do solo com o fluxo contínuo pela matriz não
porosa, ou seja, o líquido que se move através do solo compactado não tem um
comportamento totalmente contínuo. A Figuras 2.5 e 2.6 mostram o esquema adotado
por Benson e Daniel (1994-a). A Figura 2.5 mostra uma região da barreira de baixa
qualidade, com presença de macroporos por onde o fluxo ocorre. Isso pode ocorrer se os
torrões existentes não são remoldados completamente, formando caminhos preferenciais
para o fluxo dentro da massa de solo. A Figura 2.6 mostra uma região bem compactada
do sistema onde não existem macroporos e zonas de alta permeabilidade entre as
camadas e onde o fluxo pode ser considerado como um processo contínuo.
Figura 2.5: Fluxo em barreira de solo compactado – região com presença de macroporos
(Benson e Daniel, 1994-a)
Figura 2.6: Fluxo em barreira de solo compactado – região de fluxo contínuo (Benson e
Daniel, 1994-a)
Barreira de solo compactado
25
O fluxo em qualquer solo é tri-dimensional, pois os poros variam em orientação,
mas é difícil e nem sempre necessário modelar o fluxo tri-dimensional. Em uma barreira
de solo bem compactado, o fluxo exibe algumas características de fluxo tri-dimensional,
mas a maioria do fluxo é predominantemente uni-dimensional devido ao gradiente
hidráulico vertical e a variação uniforme das propriedades hidráulicas, admitindo o solo
como um meio contínuo. Entretanto, uma análise uni-dimensional pode ser errônea, pois
o fluxo pode passar através de zonas de baixa condutividade onde normalmente o fluxo
é tri-dimensional.
Se o fluxo ocorre inicialmente através dos macroporos e das zonas entre as
camadas, uma análise uni-dimensional também não será suficiente. O líquido deve
seguir verticalmente através dos macroporos dentro das camadas e horizontalmente nas
zonas entre as camadas. A natureza do fluxo descontínuo exige que uma análise multi-
dimensional seja realizada. Benson e Daniel (1994-a) apresentaram um modelo de fluxo
uni-dimensional em um meio contínuo e outro modelo de fluxo multi-dimensional
através dos poros. A Figura 2.7 mostra a seção vertical de um ponto de uma barreira
coberta com líquido a uma profundidade H
L
simulado com o modelo uni-dimensional.
A seção de solo é composta de N camadas de espessura L
i
e a condutividade hidráulica
k
i
é a variável aleatória que varia espacialmente dentro de cada camada. A barreira
consiste de numerosas seções verticais similares à seção apresentada na Figura 2.7, mas
cada seção é descrita por um conjunto de condutividades hidráulicas aleatórias e
independentes.
Figura 2.7: Seção vertical aleatória de uma barreira – modelo uni-dimensional (Benson e
Daniel, 1994-a)
26
Para a formulação hidráulica do modelo, os autores fizeram as seguintes
considerações: a) o solo está inicialmente saturado, com uma condutividade hidráulica
saturada equivalente (k
eq
); b) o líquido é colocado sobre a barreira instantaneamente; c)
a profundidade do líquido que cobre a barreira permanece constante; d) o fluxo é
constante e unidimensional; e) o líquido não afeta a condutividade hidráulica do solo; f)
não existe sucção na base da barreira. Estas considerações são idealizadas, mas
simplificações são necessárias para se ter uma análise fácil de ser trabalhada. Para
barreiras com solo compactado na umidade acima da ótima, o grau de saturação é
geralmente da ordem de 80 a 95% e, neste caso, a consideração de fluxo constante e
saturado é aceitável
Desta forma, a condutividade hidráulica equivalente, k
eq
, de uma seção vertical
através da barreira pode ser escrita como função das condutividades hidráulicas, k
i
, e
espessura das camadas, L
i
.
∑
∑
=
=
=
N
i
i
i
N
i
i
eq
K
L
L
k
1
1
Eq. (2.6)
A representação esquemática da barreira analisada pelo modelo tri-dimensional
proposto é apresentada na Figura 2.8. A análise é realizada em uma área de seção
transversal da barreira, A, suficientemente extensa para incorporar adequadamente a
variabilidade. A barreira é considerada composta de N camadas de espessura L e entre
cada camada existe uma região planar de espessura b que representa a zona entre as
camadas. Cada camada é dividida em N
p
partes iguais que são perfuradas por canais
cilíndricos orientados verticalmente representando os macroporos. O fluxo é
considerado ocorrendo somente nos canais e nas zonas entre as camadas. Neste caso, a
matriz do solo é considerada impermeável. A Figura 2.9 mostra o esquema do fluxo na
zona entre as camadas.
27
Figura 2.8: Representação de barreira de solo compactado – modelo tri-dimensional dos
macroporos (Benson e Daniel, 1994-a)
Figura 2.9: Representação do comportamento hidráulico da zona entre camadas (Benson e
Daniel, 1994-a)
Para simplificar a análise, Benson e Daniel (1994-a) consideraram somente o
fluxo saturado. Freqüentemente, a formação de macroporos é associada ao fato do solo
ser compactado na umidade abaixo da umidade ótima onde o grau de saturação pode ser
menor que 80%. Sob condições não saturadas, pode existir sucção significante e a
condutividade hidráulica não saturada ser muito mais baixa do que a esperada para as
condições saturadas. Estes efeitos são ignorados assumindo-se o solo como saturado.
Entretanto, como já mencionado anteriormente, os efeitos combinados da sucção (com
aumento do gradiente hidráulico) e mais baixa condutividade hidráulica tendem a ser
compensados quando combinados na lei de Darcy. Como resultado, a variação do fluxo
em barreiras saturadas e não saturadas pode não ser significativamente diferente.
28
Entretanto, isso exige uma análise mais detalhada para as condições a curto prazo, onde
não se tem certeza de como as condições de saturação influenciam na condutividade
hidráulica.
Para determinar as distribuições do fluxo e o tempo de percurso do fluido, foi
formulado um modelo hidráulico que relaciona as propriedades da barreira às
propriedades do fluxo. A zona entre as camadas, mostrada na Figura 2.8, é considerada
comportando-se como um aquífero confinado submetido a pontos de injeção (canais
acima da zona entre as camadas) e pontos de descarte (canais abaixo da zona entre as
camadas). A equação para o fluxo linear é usada para incluir a taxa de fluxo (vazão) Q
j
para cada canal. Para o j-ésimo canal, Q
j
é:
( )
jjjj
hhJQ
21
−=
Eq. (2.7)
onde J
i
é o coeficiente de fluxo do canal j; h
1j
é a carga hidráulica total no topo
do canal j; e h
2j
é carga hidráulica total na base do canal j.
O tempo de percurso do fluido é considerado pela determinação do tempo
mínimo de percurso através de todos os caminhos possíveis que penetram toda a
camada da barreira. Para obter o tempo de percurso para cada caminho, o tempo de
percurso nos canais e nas zonas entre as camadas é considerado e somado. O tempo de
percurso dentro do j-ésimo canal t
j
é considerado pela combinação da Equação 2.8, o
raio do canal r
j
, e a espessura da camada L:
( )
jjj
j
j
hhJ
rL
t
21
2
−
=
π
Eq. (2.8)
Uma expressão similar fornece o tempo de percurso na zona entre as camadas,
t
jk
, entre os canais j e k nas camadas adjacentes acima e abaixo:
( )
kjr
jk
jk
hhT
bd
t
12
2
−
=
Eq. (2.9)
onde d
jk
é a distância vertical entre os canais j e k. A equação 2.9 é uma
aplicação direta da lei de Darcy e é exata somente se o gradiente hidráulico for
direcionado do canal j para o canal k.
O fluxo que se origina da base da barreira V
f
é obtido pela adição das taxas de
fluxo do líquido existente nos canais na base da barreira e dividido pela área A. O fluxo
29
também pode ser interpretado em função da condutividade hidráulica equivalente k
eq
pela lei de Darcy:
m
f
eq
I
V
k =
Eq. (2.10)
onde I
m
é a média do gradiente hidráulico vertical.
Os autores consideram os modelos acima simplistas e admitem que os mesmos
podem não refletir as condições reais de barreiras de solo compactado. Entretanto, as
simplificações são necessárias para facilitar a análise.
Estes modelos foram utilizados pelos autores para definição da espessura
mínima de barreiras hidráulicas em aterros de disposição de resíduos (Benson e Daniel,
1994-b).
2.2.5 Medida da condutividade hidráulica
A condutividade hidráulica do solo pode ser medida em laboratório ou em
campo. As determinações de laboratório são muito mais fáceis de se realizar do que as
determinações “in situ”, além de serem mais econômicas. A relação entre a
condutividade hidráulica e o índice de vazios pode ser avaliada através dos ensaios de
laboratório. Entretanto, como a condutividade hidráulica depende muito da estrutura do
solo e devido às dificuldades de se obter amostras de solo representativas, tornam-se
necessárias determinações “in situ” da condutividade hidráulica média.
Diferenças significativas podem ocorrer entre a condutividade hidráulica de
campo e a condutividade hidráulica medida em laboratório, caso ocorram caminhos de
fluxo preferenciais em decorrência da construção inadequada de uma barreira. Day e
Daniel (1985) apresentam estudos de casos em que os valores de condutividade
hidráulica de campo foram 10 a 1000 vezes maiores do que previstas a partir de dados
de laboratório. Nestes casos é necessária a realização de medidas in situ da
condutividade hidráulica, de modo que possam ser investigados efeitos da existência de
macroporos, fissuras, gradiente hidráulico local, entre outros fatores que podem
influenciar o valor da condutividade hidráulica medida. Segundo Rowe (2000), a
condutividade hidráulica a ser obtida em campo pode ser adequadamente avaliada pela
construção de uma área de ensaio onde o solo é compactado no campo de acordo com as
especificações propostas em projeto e então realizando-se ensaios para confirmar se a
condutividade hidráulica desejada foi alcançada.
30
Em condições reais, onde se deve levar em consideração a existência de
contaminantes solúveis, a concentração deste na solução (água dos poros), tipo e
temperatura ambiente devem ser avaliadas, assim como o coeficiente de difusão, que,
neste caso, também tem influência direta na condutividade hidráulica da barreira. As
características do percolado alteram a condutividade hidráulica em função das
mudanças na micro-estrutura do solo, resultando em estruturas dispersas ou floculadas.
A capacidade de retenção é outra característica associada à condutividade hidráulica da
barreira e depende não só do tipo de solo, como também do tipo e concentração de
contaminantes solúveis. Nestes casos, o mecanismo de transporte do fluido pode variar.
Em barreiras hidráulicas de argila, o mecanismo de difusão pode ser tão importante
quanto o de advecção.
Os tipos de ensaios de laboratório mais utilizados para medida direta da
condutividade hidráulica dos solos são:
A) Ensaio de carga constante
O ensaio de carga constante é utilizado para medida da condutividade hidráulica
de materiais predominantemente granulares, ou seja, solos com elevada condutividade
hidráulica. No ensaio de carga constante, o líquido flui através de uma coluna de solo
sob a aplicação de uma diferença de carga hidráulica constante, ou seja, sob carga
hidráulica (e, portanto, gradiente hidráulico) constante e mede-se a vazão
correspondente. A carga hidráulica pode ser mantida constante através da utilização de
reservatórios, o que torna o ensaio relativamente simples. A condutividade hidráulica é
calculada pela seguinte equação:
Ah
L
t
V
k
1
×
∆
×=
Eq. (2.11)
Onde:
V – volume percolado (cm
3
)
t – tempo decorrido (s)
L – altura inicial do cp (cm)
∆h - carga hidráulica (cm)
A – área do cp (cm
2
)
31
O ensaio de carga constante é mais preciso para solos relativamente permeáveis
onde a vazão é maior. Para solos de baixa condutividade hidráulica só se consegue
medidas confiáveis através da aplicação de gradientes hidráulicos elevados ou ensaios
de longa duração.
Nas Figuras 2.10 e 2.11 são mostrados os esquemas de ensaios de carga
constante com fluxo descendente e fluxo ascendente, respectivamente (Head, 1982).
Figura 2.10: Esquema do ensaio de carga constante – fluxo descendente (Head, 1982)
32
Figura 2.11: Esquema do ensaio de carga constante – fluxo ascendente (Head, 1982)
B) Ensaio de carga variável
O ensaio de carga variável é utilizado para medida da condutividade hidráulica
de solos de baixa a média condutividade hidráulica, tais como siltes e argilas.
No ensaio
de carga variável a perda de carga hidráulica atuante sobre a amostra de solo diminui
com o tempo e a vazão é obtida em função da mudança no nível do fluido e da área do
tubo no qual a carga diminui. Pode também ser utilizado para solos com condutividade
hidráulica acima dos valores recomendados, sendo que para isso a carga hidráulica de
saída é constante (atmosfera). A condutividade hidráulica pode ser calculada pela
equação (NBR 14545/2000):
f
T
h
h
tA
RLa
k
0
10
log
3,2
⋅⋅
⋅
⋅⋅⋅
=
Eq. (2.12)
Onde:
a – área do tubo de entrada da água (cm
2
)
L – altura inicial do cp (cm)
R
T
– fator de correção (R
T
= µ
T
/µ
20
= viscosidade da água a
TºC/viscosidade da água a 20º C)
33
A – área do cp (cm
2
)
t – tempo decorrido (s)
h
0
– carga inicial (cm)
h
f
– carga final (cm)
A variação da carga hidráulica pode liberar bolhas de ar dissolvidas, além de
causar variações na tensão efetiva que resulta em consolidação da amostra. A aplicação
de um gradiente hidráulico inicial adequado pode minimizar este problema.
A figura 2.12 mostra o esquema de ensaio de carga variável (Head, 1982).
Figura 2.12: Esquema do ensaio de carga variável (Head, 1982)
C) Ensaio de fluxo constante
Neste caso, a velocidade de fluxo é mantida constante pelo bombeamento do
líquido percolante através da amostra a uma vazão controlada e pela medida da
diferença de pressão hidráulica ao longo da mesma. Quando a velocidade de fluxo e a
34
diferença de pressão tornam-se estáveis, o ensaio é finalizado e a condutividade
hidráulica não mais se altera. É um ensaio curto, porém existe a possibilidade do
desenvolvimento de gradientes hidráulicos muito altos quando a velocidade do fluxo é
elevada. Além disso, o custo dos equipamentos é elevado quando comparado com os
outros tipos de ensaios.
Os detalhes do ensaio de fluxo constante podem ser obtidos em Botelho (2001),
que utilizou bomba de fluxo para a realização de ensaios de condutividade hidráulica.
Para a finalização do ensaio deve-se considerar que o fluxo de entrada e saída de
água da amostra sejam aproximadamente iguais e que a condutividade hidráulica esteja
praticamente estável.
Em qualquer dos ensaios acima descritos geralmente se utiliza água deaerada e
destilada a fim de se prevenir que bolhas de ar e agentes presentes na água, tais como
microorganismos e sais dissolvidos, possam alterar os valores de condutividade
hidráulica. O uso de soluções químicas e contaminantes requer considerações especiais
em relação ao projeto dos equipamentos, monitoramento do líquido efluente e cuidados
com o operador.
2.2.6 Tipos de permeâmetros
Os permeâmetros utilizados para a realização de ensaios de condutividade
hidráulica podem ser divididos em duas categorias descritas em detalhes por Head
(1982): permeâmetros de paredes rígidas e permeâmetros de paredes flexíveis.
A) Permeâmetro de paredes rígidas:
O permeâmetro de paredes rígidas consiste de um tubo rígido que contém a
amostra. Este tubo tanto pode ser o próprio molde de compactação, quanto uma célula
de consolidação edométrica ou um tubo de amostragem.
No primeiro caso, o solo é compactado dentro do tubo e o ensaio de
condutividade hidráulica é realizado através da aplicação de uma carga hidráulica. O
líquido percolante flui ao longo do eixo da amostra, de forma ascendente ou
descendente. O sistema é simples, mas existem as desvantagens de não se conseguir
garantia da saturação da amostra, não se poder saturar por contrapressão, não se ter
35
controle sobre as tensões atuantes na amostra e a possibilidade de ocorrer fluxo lateral
pelas paredes do tubo.
A célula de consolidação oedométrica pode ser adaptada para execução do
ensaio de condutividade hidráulica com carga variável. No final do estágio de aplicação
de carga (u=0), o ensaio de condutividade hidráulica é realizado pela conexão da base
da amostra ao tubo de vidro com água. Aplica-se uma carga inicial entre a base e o topo
da amostra. O ensaio de carga variável é realizado em geral em 24 horas, observando-se
as variações com o tempo do nível de água no tubo.
Outra possibilidade é retirar uma amostra indeformada e realizar o ensaio de
condutividade hidráulica diretamente no tubo de amostragem. Entretanto, cuidados
especiais devem ser tomados, pois pode ocorrer fluxo lateral se houver problemas de
amostragem ou a presença de pedregulhos no interior da amostra. Também não se tem
garantia da saturação da amostra.
B) Permeâmetro de paredes flexíveis
Os ensaios deste tipo geralmente são realizados em células triaxiais onde a
amostra é selada por uma membrana de látex que impede o fluxo lateral. As linhas de
drenagem no topo e na base do corpo-de-prova são destinadas à saturação e à realização
do ensaio. A diferença de pressão pode ser medida usando um transdutor diferencial de
pressão e a saturação pode ser garantida pela medida do parâmetro B de Skempton, que
relaciona a variação na poro-pressão medida (∆u) em função da variação na pressão
confinante aplicada na célula (∆σ
c
).
Carpenter e Stephenson (1986) utilizaram uma célula triaxial para verificação da
influência de fatores como o gradiente hidráulico, o grau de saturação da amostra, a
duração do ensaio e a relação comprimento/diâmetro da amostra na condutividade
hidráulica de argilas.
Allan e Kukacka (1995) também utilizaram uma célula triaxial para análise da
condutividade hidráulica de amostras de grout e solo-cimento reforçados com fibras
microfissuradas.
36
Os ensaios de condutividade hidráulica em células triaxiais podem ser realizados
com aplicação de contra-pressão para saturar a amostra o que é uma vantagem em
relação aos ensaios de paredes rígidas. Além disso, pode-se monitorar as tensões
verticais e horizontais com reprodução das condições de campo em laboratório. Outra
vantagem é a existência de células de diversos tamanhos e a realização de ensaios em
amostras indeformadas.
2.3 SOLOS REFORÇADOS COM MATERIAIS FIBROSOS
2.3.1 Aspectos gerais
Em geral, um solo bem compactado apresenta boa resistência à compressão e ao
cisalhamento. Entretanto, a resistência à tração é baixa ou até mesmo inexistente. Assim
como no concreto armado, a inclusão de reforços supre esta deficiência. Segundo
Ehrlich (1999), areias que têm taludes máximos limitados a cerca de 30º podem
apresentar taludes verticais quando reforçadas.
A inclusão de fibras no solo com o objetivo de melhorar suas propriedades
transforma o solo em um material compósito fibroso. Neste caso, o solo representa a
matriz que configura geometricamente o material compósito e transfere os esforços de
umas fibras às outras e entre elas e a superfície adjacente. As fibras são responsáveis
pela resistência e rigidez do material compósito, controlando a abertura e o espaçamento
entre as fissuras.
As tensões de tração mobilizadas nos reforços são função da interação entre o
solo e o reforço, que pode ser por atrito ou por resistência passiva. A Figura 2.13 mostra
que, na zona ativa o sentido do movimento relativo solo-reforço é oposto ao que se
verifica na zona resistente, e, portanto, a tensão de tração máxima deve ocorrer na
fronteira entre as duas zonas, que é a superfície potencial de ruptura (Ehrlich, 1999).
37
Figura 2.13: Representação das zonas ativa e resistente e ponto de máxima tração nos
reforços de solos (Ehrlich, 1999)
O colapso de um sistema solo-reforço pode se dar por deslizamento das fibras ou
rutpura por tração das mesmas. Entretanto, mesmo que ocorra a ruptura por tração, as
extremidades das fibras irão deslizar, uma vez que a resistência à tração não pode ser
mobilizada ao longo de todo o comprimento das fibras. Para fibras perfeitamente
rígidas, a distribuição de tensões de cisalhamento e tensões axiais no sistema solo-
reforço é o apresentado por Michalowski e Zhao (1996) e Michalowski (2008) e
mostrado na Figura 2.14.
(a) (b)
Figura 2.14: (a) Distribuição de tensões de cisalhamento na interface fibra-matriz; (b)
tensões axiais na fibra (Michalowski e Zhao, 1996)
38
Para definição do modelo de trabalho admite-se que não ocorre deslizamento
entre o solo e o reforço, ou seja, existe aderência perfeita entre eles, os quais formam
um sistema contínuo. A Figura 2.15 representa o mecanismo de mobilização de tensões
em uma massa de solo reforçado, onde:
ε
− deformação horizontal;
σ
s
– tensão de
compressão no solo; T – força de tração nos reforços; S
h
e S
v
– espaçamentos horizontal
e vertical dos reforços, respectivamente. Neste caso, considera-se o estado de tensões
correspondente ao repouso quando a deformação horizontal é nula. Nesta situação os
reforços não estão mobilizados. Com a deformação lateral as tensões horizontais no solo
diminuem, tendendo à condição ativa, e crescem as tensões nos reforços até que o
equilíbrio seja satisfeito (Ehrlich, 1999). A rigidez relativa do reforço também exerce
influência sobre o comportamento do sistema. Quanto maior a rigidez do reforço,
menores são as deformações e maiores as tensões de tração mobilizadas.
(a) (b)
Figura 2.15: Representação do mecanismo (a) Mobilização de tensões em uma massa de
solo reforçado (b) Sistemas com diferentes valores de rigidez relativa (Si2 >Si1) (Ehrlich,
1999)
Segundo Ehrlich (1999), a tensão de tração máxima nos reforços é determinada
para a condição de equilíbrio limite, considerando as forças necessárias ao equilíbrio a
partir da resistência à tração dos reforços e da resistência ao cisalhamento do solo.
As propriedades mecânicas e do compósito solo-fibra dependem da porcentagem
de fibras, em peso, assim como das propriedades mecânicas das fibras, do comprimento,
forma e composição das mesmas e das propriedades mecânicas da matriz, que no caso
de solo-cimento, são influenciadas também pelo tipo e teor de cimento.
39
Vários trabalhos mostram a influência da orientação das fibras em relação ao
plano de ruptura. Gray e Maher (1989) apud Consoli et al (2001) e Gray e Al-Refeai
(1986), postulam que fibras distribuídas aleatoriamente mantêm a resistência isotrópica,
limitando os planos potenciais de fragilidade que podem desenvolver-se paralelamente
ao reforço orientado, enquanto que, para outros autores, os elementos de reforço devem
estar posicionados na direção das deformações de tração do solo, maximizando a
contribuição do reforço. No entanto, no caso de fibras curtas e com uma relação
comprimento/diâmetro (l/d) muito grande é praticamente impossível distribuir as fibras
na massa de solo de maneira que fiquem posicionadas na direção dos esforços de tração.
O modelo proposto por Michalowski e Zhao (1996) para ruptura de solos granulares
reforçados com fibras considera a distribuição uniforme das fibras e aleatoriamente
orientadas. Sendo assim, deve existir uma amostra representativa na qual a concentração
de fibras e a distribuição da orientação possam ser consideradas uniformes.
Em relação ao teor de fibras, Taylor (1994) apud Heineck (2002) mostra que
uma maior resistência pós-fissuração e menor dimensão das fissuras podem ser obtidas
com alto teor de fibras, desde que as mesmas possam absorver as cargas adicionais
causadas pela fissura. Um alto valor de módulo de elasticidade causaria um efeito
similar. Quanto maior o módulo, maior a probabilidade de haver arrancamento das
fibras.
A aderência entre as fibras e a matriz é outra importante característica do
material compósito, visto que, por exemplo, o tamanho das fissuras pode ser reduzido
com uma maior aderência.
O aumento da resistência das fibras aumenta também a ductilidade do
compósito. A resistência necessária depende das características pós-fissuração, assim
como do teor de fibras e das propriedades de aderência fibra-matriz.
Para uma dada tensão de cisalhamento superficial aplicada à fibra, esta será
melhor utilizada se o seu comprimento for suficientemente capaz de permitir que a
tensão cisalhante desenvolva uma tensão de arrancamento igual à sua resistência à
tração. Portanto, quanto maior for o comprimento das fibras, menor será a possibilidade
delas serem arrancadas (Heineck, 2002).
40
2.3.2 Tipos de fibras
As fibras utilizadas em materiais compósitos podem ser as mais diversas
possíveis, podendo ser naturais, minerais, metálicas e poliméricas.
As características de comportamento de cada fibra, tais como suas propriedades
físicas, químicas e mecânicas estão relacionadas ao material do qual são compostas e ao
seu processo de fabricação e influenciam no comportamento do material compósito.
A eficiência do uso do reforço depende de três fatores principais em relação às
propriedades da interface fibra-matriz: a diferença entre os módulos de elasticidade da
fibra e da matriz, a compatibilidade química entre eles (a fibra deve ser quimicamente
neutra e não deteriorável) e a diferença de expansão térmica entre fibra e matriz. Além
disso, a fibra não deve sofrer ataque de fungos, bactérias ou álcalis e não ser nociva à
saúde.
Fibras naturais
As fibras naturais foram os primeiros tipos de fibras a serem utilizados pelo
homem como material de construção.
As principais fibras naturais utilizadas como reforço de materiais de construção
são as fibras de coco, bambu, algodão, sisal, piaçava, juta, malva e cana de açúcar.
As pesquisas no Brasil e no exterior concentram-se principalmente nas fibras de
coco e sisal devido à alta disponibilidade e os preços relativamente baixos.
A Tabela 2.3 apresenta as principais propriedades físicas e mecânicas de
algumas fibras naturais citadas (Braga, 2001).
41
Tabela 2.3: Propriedades físicas e mecânicas das fibras naturais
Fibra Massa esp.
real
(kg/dm
3
)
Absorção
máxima (%)
Alongamento
na ruptura (%)
Resist. à
tração (MPa)
Módulo
elast.
(MPa)
Sisal 1,37 110 4,9 a 5,4 347 a 378 15,2
Piaçava 1,05 34,4 a 108 6 143 5,6
Coco 1,18 93,8 23,9 a 51,4 95 a 118 2,8
Bambu 1,16 145 3,2 73 a 505 5,1 a 24,6
Fonte: Braga, 2001
No contexto atual, estudos relativos aos solos reforçados com fibras naturais têm
sido relatados em todo o mundo, podendo-se citar os trabalhos apresentados por
Ghavami et al (1999) e Morel et al (2000) sobre o uso de fibras de coco e sisal como
reforço de solos.
Fibras minerais
As fibras minerais mais utilizadas na construção civil são as fibras de carbono,
vidro e asbestos. Na tabela 2.4 são apresentadas as principais propriedades destas fibras,
segundo Curcio (2001).
As fibras de carbono são materiais baseados na resistência das ligações entre os
átomos de carbono e na leveza dos mesmos. Possuem alta relação resistência/peso
próprio, elevada rigidez, boas propriedades elétricas e estabilidade dimensional, além da
resistência química e à corrosão elevada. Além disso, mantém suas características de
resistência a uma temperatura de até 2000ºC.
As fibras de vidro apresentam altas resistências mecânicas e estabilidade
dimensional, boas propriedades elétricas, alta resistência química e à corrosão, sendo
resistentes ao ataque da maioria dos ácidos. Além disso, é um material não celular e de
forma cilíndrica e, deste modo, a umidade não é absorvida e a umidade superficial é
rapidamente dissipada. Mantêm as suas propriedades mesmo a uma temperatura de
cerca de 340ºC, perdendo apenas 50% de sua resistência à tração. A temperatura de
fusão é superior a 700ºC.
42
As fibras de asbestos
Tabela 2.4: Propriedades físicas e mecânicas das fibras minerais
, também conhecidas como amianto, são altamente
empregadas na construção civil, apesar de serem proibidas em muitos países por serem
nocivas à saúde. Apresentam boa aderência com matrizes compostas de cimento.
Fibra Densidade
(kg/dm
3
)
Alongamento na
ruptura (%)
Resist. à
tração (GPa)
Módulo elast.
(GPa)
Carbono 1,70 a 1,90 0,3 e 1,8 5,50 290 a 400
Vidro 2,5 5 1,50 a 4,50 87
Asbesto 2,5 0,62 1,00 160
Fonte: Curcio, 2001
Fibras metálicas
As fibras metálicas mais utilizadas em reforço de materiais compósitos são as
fibras de aço. Podem apresentar problemas de corrosão em função do meio em que
estão inseridas, o que pode ser minimizado com banho de níquel. A aderência com a
matriz pode ser melhorada em função do formato das fibras que pode ser bastante
variável.
Fibras poliméricas
Devido à estrutura química variada dos polímeros as fibras poliméricas podem
ser consideradas as mais promissoras para o reforço de solos, pois dão origem a
diferentes tipos de fibras.
As fibras poliméricas de alto módulo de elasticidade mais importantes foram
desenvolvidas de poliamidas aromáticas e são chamadas de fibras de aramida e
conhecidas comercialmente por Kevlar. As fibras de aramida são derivadas de
moléculas de polímeros com alto grau de aromaticidade (contendo anéis de benzeno) os
quais exibem comportamento de líquido cristalino em solução. As moléculas agem
como barras rígidas que se alinham paralelamente umas às outras para formar domínios
ordenados. Quando soluções destas moléculas são sujeitas ao cisalhamento, os domínios
ordenados tendem a se orientar na direção do esforço (Hull e Clyne, 1996). As fibras de
aramida são produzidas por extrusão e fiação. Quando a solução polimérica passa pelo
43
processo de fiação desenvolve um alto grau de orientação e então podem alcançar
valores de resistência e módulo de elasticidade elevados.
Outro tipo de fibra polimérica largamente utilizada em reforço de solos são as
fibras de polipropileno. As fibras de polipropileno são termoplásticas, ou seja, adquirem
uma consistência plástica com o aumento da temperatura. Possuem grande flexibilidade
e tenacidade em função de sua constituição. Possuem também elevada resistência ao
ataque de várias substâncias químicas e aos álcalis.
As fibras de polietileno têm um módulo de elasticidade baixo, são fracamente
aderidas à matriz e altamente resistentes aos álcalis. Apresentam alta durabilidade e
grandes deformações de fluência. O PEAD (polietileno de alta densidade) apresenta
melhores características de aderência e mais alto módulo de elasticidade. (Heineck,
2002).
As fibras de poliéster
Tabela 2.5: Propriedades mecânicas das fibras poliméricas
apresentam alta densidade, rigidez e resistência e são
similares às fibras de polipropileno. O polietileno tereftalato (PET) é o poliéster mais
conhecido atualmente. Apresenta alongamento na ruptura de 7 a 50% e densidade
relativa entre 1,33 e 1,45. A temperatura de fusão é da ordem de 270ºC (Mano, 1991).
A tabela 2.5 apresenta as principais propriedades físicas e mecânicas das fibras
poliméricas mais empregadas na construção civil.
Fibra Resist. à tração (MPa) Módulo elast. (GPa)
Aramida 3500 128
Polipropileno 400 8
Polietileno 24 1,1
Poliéster (PET) 130 a 880 4 e 15
Fonte: Mano, 1991; Hull e Clyne, 1996; Heineck, 2002
2.3.3 Estudos de Solos Reforçados com Fibras Poliméricas
A inclusão de fibras ao solo não tem sido reportada somente como uma
alternativa para melhorar o comportamento do solo em relação a resistência à tração e
ao cisalhamento. Outras melhorias, tais como o aumento da resistência à fadiga e às
1% fibra
2% fibra
3% fibra
4% fibra
5% fibra
sem fibra
44
cargas de impacto e dinâmicas, da ductilidade e da tenacidade podem ser observadas
(Consoli et al, 2001).
Al-Wahab e El-Kedrah (1995) realizaram um experimento para mostrar o efeito
da adição de fibras de polipropileno nas características de compactação, fissuração e
contração/expansão de um solo argiloso compactado, moderadamente expansivo. A
mistura solo-fibra foi feita com o solo já homogeneizado na umidade de compactação.
O tempo de mistura variou de 3 a 8 minutos dependendo da quantidade de fibras
utilizada (0, 0,2%, 0,4% e 0,8%). O teor ótimo de fibra considerado foi de 0,2%. Teores
maiores não são práticos devido a problemas de mistura, distribuição uniforme das
fibras no solo e trabalhabilidade.
O solo com fibras exibe o mesmo comportamento de compactação que o solo
sem fibras. No ramo seco a adição de fibras tem um efeito levemente mais acentuado no
peso específico aparente seco (γ
d
), o que não implica em problemas práticos. Em
campo, o próprio solo varia as condições de compactação pela variação de suas
características. Além disso, o solo geralmente é compactado na umidade cerca de 2%
acima da ótima e, neste caso, no ramo úmido as diferenças não são significativas.
O teor de umidade ótimo não variou com o teor de fibras adicionado. Entretanto,
γ
d
aumentou com o teor de fibras (até cerca de 0,2%) e depois decresceu com teores
mais elevados de fibras. A variação em γ
d
, no entanto, não excedeu a 4,5% no ramo
seco e na umidade ótima. No ramo úmido a variação de γ
d
foi inferior a 2,5%. O
benefício da adição de fibras depende muito do controle da umidade de compactação.
Teores de umidade excessivos parecem quebrar a ligação entre o solo e as fibras,
reduzindo significativamente a eficiência das fibras. A Figura 2.16 mostra as variações
do peso específico aparente seco e da umidade ótima em função do teor de fibras.
45
Figura 2.16: Efeito das adição de fibras no peso específico aparente seco e na umidade
ótima de um solo (Al-Wahab e El-Kedrah, 1995)
Os ciclos de contração/expansão foram feitos através da secagem da amostra em
estufa por 48 horas, mantendo-a em seguida embebida em água à temperatura ambiente
por 96 horas. Para quantificar o número e severidade das fissuras na amostra seca, foi
utilizado o índice de fissuração, que relaciona o comprimento e a largura das fissuras, o
número de fissuras com profundidade superior a 2mm na área superficial da amostra, e
a área superficial total da amostra. O índice de fissuração em todos os ciclos reduziu de
25 a 49% quando o solo era reforçado (0,2% de fibras). Além disso, ciclos repetidos de
contração/expansão reduziram a resistência à compressão não confinada dos solos
reforçados e não reforçados, para amostras compactadas na umidade ótima ou próximas
a mesma (Figura 2.17). Apesar da resistência à compressão não confinada ter reduzido
com a aplicação dos ciclos para o solo reforçado e não reforçado, o valor último da
resistência para o solo reforçado, no 5º ciclo, é duas vezes maior do que para o solo sem
reforço. A diferença na resistência entre o solo reforçado e o solo não reforçado é quase
à mesma em todos os ciclos, com exceção do 1º ciclo. Isto indica que a aderência solo-
fibra pode ter deteriorado, em sua maioria, no 1º ciclo e, depois disso, o mesmo
mecanismo ocorreu em ambos os solos com os ciclos subsequentes.
46
Figura 2.17: Efeito dos ciclos de contração/expansão e da adição de fibras na resistência à
compressão não confinada (Al-Wahab e El-Kedrah, 1995)
A adição de 0,2% de fibras ao solo reduziu a deformação por contração e o
potencial de expansão de 30 a 35%. Estas reduções na contração/expansão foram
observadas somente quando o solo foi compactado na umidade ótima ou próxima a ela.
O efeito das fibras na redução foi muito maior no ramo seco da curva de umidade
(w=17%) do que no ramo úmido (w=24%). Portanto, a eficiência máxima das fibras
somente pode ser atingida sob umidade de compactação controlada., que não deve
exceder 2% da umidade ótima. Observou-se que, quando a umidade de compactação
excedeu 3% da umidade ótima para este mesmo solo, as fibras não tiveram efeito
significativo na redução da expansão.
A pesquisa realizada por Allan e Kukacka (1995) consistiu de análise das
propriedades hidráulicas e mecânicas de argamassas (tipo grout) e solo-cimento
reforçados com fibras de polipropileno. A abertura de fissuras em amostras confinadas
sujeitas à retração foi reduzida pela ação das fibras. Em relação ao desempenho de
barreiras hidráulicas, isto é particularmente benéfico, principalmente para as condições
saturadas onde o fluxo através das fraturas é favorecido. A resistência à flexão e a
ductilidade aumentaram em função da adição de fibras.
Os ensaios de condutividade hidráulica foram realizados em uma célula triaxial
com aplicação de tensões confinantes em níveis tais que simulassem as sobrecargas a
que estão sujeitas as barreiras hidráulicas. Todas as amostras foram saturadas por
aplicação de contrapressão. As amostras foram sujeitas a ciclos de secagem e molhagem
antes dos ensaios de condutividade hidráulica e as amostras fissuradas e não fissuradas
47
foram submetidas a gradientes de pressão onde a lei de Darcy para fluxo através de
meios porosos poderia ser aplicada.
Os resultados mostraram que a aplicação de tensão confinante às amostras
tendeu a fechar as microfissuras. Desta forma, as sobrecargas atuantes em um sistema
de barreiras influenciam a condutividade hidráulica na presença de fissuras (Figura
2.18).
Figura 2.18: Relação entre a permebilidade e a tensão confinante para amostra de solo-
cimento fissurada com 0,2% de fibras (Allan e Kukacka, 1995)
A adição de fibras às amostras não foi significativamente benéfica, já que não
reduziu a condutividade hidráulica das amostras após a secagem e ressaturação.
Entretanto, deve-se ressaltar que, no caso de materiais cimentíceos, a contribuição das
fibras depende, sobretudo, das condições de cura das amostras ensaiadas, que neste
caso, foram controladas. De qualquer forma, existem outras vantagens potenciais em
relação ao uso das fibras, tais como a redução da retração plástica e redução da abertura
de fissuras, o que pode ser um fator essencial para o comportamento hidráulico de um
sistema de barreiras.
Prietto et al (1999) utilizaram fibras de PET distribuídas aleatoriamente em uma
areia fina uniforme artificialmente cimentada para análise do comportamento tensão-
deformação através de ensaios de compressão simples e de compressão estática triaxial.
Utilizou-se cimento Portland de Alta Resistência Inicial (CPV-ARI) a fim de se reduzir
o tempo de cura das amostras. Os autores concluíram que, como era de se esperar, a
inclusão das fibras PET aumenta a resistência à compressão simples da areia cimentada,
o que é mais significativo para maiores porcentagens de fibra. O comprimento da fibra
48
não influencia na resistência à compressão simples, apresentando valores variáveis para
os diferentes comprimentos sem qualquer tendência de aumento ou redução dos valores.
O comportamento tensão-deformação nos ensaios de compressão triaxial indicou
um razoável aumento da tensão desvio com inclusão das fibras, corroborando o que foi
observado nos ensaios de compressão simples. Entretanto, neste caso, o comprimento
das fibras influenciou positivamente a resistência à compressão triaxial (Figura 2.19).
Quanto ao ângulo de atrito, observou-se um aumento em conseqüência do aumento da
resistência por atrito, ao passo que o intercepto coesivo, função única da cimentação,
permaneceu inalterado. Embora a adição de fibras PET tenha reduzido sensivelmente o
índice de fragilidade do compósito, isto não foi suficiente para mudar o comportamento
de frágil para dúctil. Isto se deve à importância das propriedades das fibras no
comportamento mecânico do compósito.
A inclusão de fibras PET não influenciou a rigidez inicial. Apesar da grande
variabilidade de dados, pode-se concluir que, se existe alguma influência da adição de
fibras na rigidez inicial, esta é pequena em comparação ao efeito da cimentação sobre a
rigidez do material compósito.
Figura 2.19: Curvas tensão-deformação da matriz cimentada reforçada e não reforçada
para tensão confinante de 60kPa (Prietto et al, 1999)
49
Lima et al (1999) analisaram a influência da adição de fibras de polipropileno
no comportamento mecânico de uma mistura solo-cal. Foi utilizado um solo argilo-
areno-siltoso, relativamente poroso, uniforme, e com um certo grau de estruturação. Foi
também analisada a influência da energia de compactação no comportamento mecânico
das misturas para aplicações em estradas. Foram realizados ensaios de compressão
simples, compressão diametral e triaxial não-drenado-não-adensado. Ganhos
significativos na resistência mecânica do solo foram observados, tanto com a adição de
fibras e cal quanto com o período de cura das amostras. Percentualmente, o ganho de
resistência com a adição de fibras à mistura solo-cal decresce com o aumento da
energia, mas segundo os autores, traz à tona também a grande influência da energia de
compactação na resistência à compressão diametral das misturas. Em relação à
resistência à compressão simples observou-se um comportamento semelhante. As
Figuras 2.20 e 2.21 mostram o comportamento mecânico das diversas misturas em
relação ao tempo de cura.
Quanto à coesão, também foram observados acréscimos significativos na
resistência mecânica da mistura. À medida que se aumenta a energia de compactação e,
conseqüentemente, o valor de coesão, o efeito de ancoragem da fibra decresce.
Figura 2.20: Resistência à compressão diametral da mistura solo-cal e do fibrossolocal,
para 4% de cal, 0,25% de fibra e períodos de cura de 3, 7 e 28 dias (Lima et al, 1999)
50
Figura 2.21: Resistência à compressão simples da mistura solo-cal e do fibrossolocal, para
4% de cal, 0,25% de fibra e períodos de cura de 3, 7 e 28 dias (Lima et al, 1999)
A pesquisa realizada por Caproni Júnior et al (1999) consistiu no estudo do
comportamento de uma areia argilo-siltosa estabilizada com cimento e reforçada com
fibras de polipropileno. Foi adotada uma porcentagem fixa de cimento tipo CPIIF-32
para diferentes teores e comprimento das fibras e dimensão dos corpos-de-prova. Dos
ensaios de compressão simples pôde-se observar que a tensão de ruptura, tanto do solo-
cimento quanto do solo-cimento-fibra, cresceu com o aumento do diâmetro dos corpos-
de-prova, independente da porcentagem e comprimento das fibras. Em relação aos
ensaios de compressão triaxial observou-se que a estabilização do solo com cimento,
sem o reforço com fibras, provocou um aumento significativo da coesão e do ângulo de
atrito. Entretanto, para os corpos-de-prova de menor diâmetro o ângulo de atrito foi
inferior. O aumento do diâmetro dos corpos-de-prova provocou uma pequena redução
da coesão e um aumento considerável do ângulo de atrito. O reforço com fibras, de
maneira geral, reduziu os valores de coesão e aumentou o ângulo de atrito interno em
relação ao solo-cimento. Para os corpos-de-prova maiores houve redução dos valores de
coesão e ângulo de atrito. O aumento do comprimento das fibras não mostrou qualquer
relação com a resistência mecânica do compósito solo-cimento-fibra.
Miller e Rifai (2000) utilizaram fibras de polipropileno de 12,5mm de
comprimento misturadas a um solo argiloso de média plasticidade (w
L
=40% e IP=17%).
Foram determinadas as curvas de compactação para as várias misturas de solo e fibras
(0; 0,2; 0,4; 0,6; 0,8%). As amostras foram compactadas (na w
ót
+ 2%) em moldes de
51
aço medindo 450mm de diâmetro e 100mm de altura para determinação das
características de fissuração. Foram feitos ciclos de molhagem e secagem e as
características geométricas das fissuras foram monitoradas visualmente ao final de cada
ciclo. Ao final do último ciclo eram feitas fotografias da área da superfície das amostras.
A área superficial de fissuração era usada para determinação do fator intensidade de
fratura das amostras fissuradas, denominada pelos autores de CIF. O fator intensidade
de fratura era utilizado para a determinação do fator de redução da fissuração (CR) pela
relação:
n
fn
CIF
CIFCIF
CR
100)( ×−
=
Eq. (2.13)
Onde: CIF
n
– fator intensidade de fissura para amostra de solo natural (sem fibras) (%)
CIF
f
– fator intensidade de fissura para amostra de solo reforçado com fibras (%)
A Figura 2.22 mostra que, aumentando-se o teor de fibras de 0,2% para 0,8%
ocorre uma significativa redução das fissuras de 12,28% a 88,57%, respectivamente,
devido ao aumento na resistência à tração das amostras.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
Teor de fibras, %
Redução das fissuras, %
Figura 2.22: Redução das fissuras x Teor de fibras (Miller e Rifai, 2000)
A condutividade hidráulica foi determinada de acordo com a norma ASTM
D5084 para amostras preparadas nas mesmas condições anteriores variando-se o teor de
fibras entre 0; 0,2; 1,0; 1,5 e 2,0%. Os resultados apresentados na Figura 2.23 mostram
uma pequena redução na condutividade hidráulica para as amostras com 0,2% de fibras
quando comparadas com amostras de solo natural. Entretanto, com o aumento do teor
de fibras, verificou-se um aumento significativo da condutividade hidráulica.
52
1.00E-08
1.00E-07
1.00E-06
1.00E-05
1.00E
-04
1.00E-03
1.00E-02
1.00E-01
1.00E+00
0
0.5
1
1.5
2
2.5
Teor de fibras (%)
Condutividade hidráulica (cm/s)
Figura 2.23: Condutividade hidráulica x Teor de fibras (Miller e Rifai, 2000)
O estudo realizado por Casagrande et al (2002a) consistiu em um trabalho de
campo onde foi avaliado o comportamento de fundações superficiais assentes em
camadas de um solo residual areno-siltoso reforçado com fibras de polipropileno. Além
dos trabalhos de campo, foram também realizados ensaios de compressão triaxial em
laboratório. Os resultados de laboratório mostraram um aumento significativo no
intercepto coesivo devido à adição das fibras. Entretanto, o ângulo de atrito não foi
significativamente influenciado pela adição das fibras. Os resultados das provas de
carga realizadas em campo demonstraram uma significativa redução na magnitude dos
recalques e que esta melhoria tornou-se mais acentuada com o aumento dos recalques.
Em relação aos mecanismos de ruptura, observou-se que não existe zona de
cisalhamento nas camadas de solo reforçadas, concluindo-se que as fibras inibem a
formação e a propagação de bandas de cisalhamento localizadas e permite uma
redistribuição de tensões em uma área mais ampla. Em relação ao comportamento
tensão-deformação do solo reforçado com fibras, observou-se um aumento da
resistência com o aumento das deformações axiais. Entretanto, os resultados de campo
foram inferiores aos de laboratório. Este fato pode estar relacionado às dificuldades de
homogeneização da mistura em campo, o que pode ser evitado com o aprimoramento
das técnicas. As Figuras 2.24 e 2.25 mostram os resultados dos ensaios de compressão
triaxial drenados para o solo compactado reforçado e não reforçado nas diferentes
tensões confinantes aplicadas.
53
Figura 2.24: Ensaio de compressão triaxial drenado das amostras sem fibras (Casagrande
et al, 2002a)
54
(a) (b)
Figura 2.25: Ensaio de compressão triaxial drenado das amostras com 0,5% de fibras
(Casagrande et al, 2002a)
Comparando-se as Figuras 2.24 e 2.25 pode-se observar que, para todos os
níveis de tensões efetivas avaliados, as amostras de solo compactado reforçado com
fibras apresentam um comportamento melhorado em relação às amostras não
reforçadas, com aumento de resistência. A variação volumétrica, entretanto, não sofreu
grande influência com a adição de fibras.
Em adição ao estudo realizado, Casagrande e Consoli (2002b) avaliaram a
influência do teor, comprimento e diâmetro das fibras, da tensão de confinamento
efetiva, teor de umidade e peso específico seco de compactação, além de ciclos de carga
e descarga para análise do comportamento elasto-plástico do compósito. Os teores de
fibras adotados foram zero, 0,25, 0,5 e 0,75% de fibra em relação ao peso de solo seco.
Em todos os casos observou-se uma melhoria significativa na resposta última (tensão
desvio em relação à deformação axial). Além disso, observou-se um aumento da rigidez
55
do compósito. A Figura 2.26 apresenta as curvas tensão-deformação para os diferentes
teores de fibras e tensão confinante de 60kPa, onde se observa um aumento da
resistência com o aumento do teor de fibras. A variação volumétrica somente foi
levemente influenciada a partir da inclusão de 0,5% de fibras, quando o material torna-
se mais compressível.
Figura 2.26: Comportamento tensão desvio – deformação axial – deformação volumétrica
para diferentes teores de fibras (dados das fibras: l – 24mm,
φ – 0,023mm; tensão
confinante – 60kPa) (Casagrande e Consoli, 2002b)
As tensões confinantes aplicadas foram de 20, 60 e 100 kPa e, neste caso, os
demais parâmetros foram constantes. Os resultados dos ensaios de compressão triaxial
mostraram que, para grandes deformações, a resistência aumenta continuamente a uma
taxa constante.
Para análise da influência do comprimento da fibra, somente este parâmetro foi
variado. O comportamento tensão-deformação do solo reforçado submetido a grandes
56
deformações, mostrou um aumento contínuo da resistência com o aumento do índice de
aspecto (relação comprimento/diâmetro). As Figuras 2.27 e 2.28 mostram os resultados
obtidos.
Figura 2.27: Comportamento tensão desvio – deformação axial – deformação volumétrica
(0,5% de fibras, tensão confinante de 60kPa) – amostras com diferentes comprimentos de
fibras (Casagrande e Consoli, 2002b)
57
Figura 2.28: Comportamento tensão desvio – deformação axial – deformação volumétrica
(0,5% de fibras de 24mm, sob tensão confinante de 60kPa) – amostras com diferentes
diâmetros de fibras (Casagrande e Consoli, 2002b)
Para todos os valores de umidade adotados, o desempenho das amostras solo-
fibra foi melhor que o das amostras de solo não reforçado.
Os resultados do ciclo de carga e descarga em amostras de solo não-reforçado e
solo reforçado demonstraram que o comportamento tensão desvio-deformação axial sob
condições de carregamento é predominantemente plástico, para os níveis de deformação
axial analisados.
Specht et al (2002) avaliaram o comportamento de misturas solo-cimento-fibra
submetidas a carregamentos estáticos e dinâmicos. Neste caso, foram realizados ensaios
de compressão não-confinada, compressão diametral, módulo de resiliência, resistência
à flexão, fadiga e resistência à compressão triaxial drenados com medidas internas de
deformações. O objetivo era avaliar os efeitos da inclusão de fibras poliméricas, sob
condições de carregamento estático e dinâmico, sobre as propriedades de resistência e
deformabilidade em um solo residual artificialmente cimentado. Foi utilizado um solo
residual de arenito, cimento Portland CPV-ARI e dois tipos de fibras de polipropileno
58
com características físicas diferentes, sendo a primeira (tipo I) em forma de filamentos e
a segunda (tipo II) fibrilada, formada por pequenos filamentos unidos.
Os autores concluíram que as fibras com características de maior extensibilidade
(tipo I) exercem efeito mais pronunciado no comportamento pós-pico, aumentando de
forma expressiva a tenacidade, a ductilidade e a vida de fadiga dos compósitos, ao
contrário das fibras mais rígidas (tipo II) que exercem efeito mais pronunciado no
aumento da resistência de pico do compósito. As Figuras 2.29 (a) e (b) e 2.30 mostram
o comportamento das misturas para 0,5% de fibras dos tipos I e II submetidas a
diferentes níveis de tensão confinante (TC).
(a) (b)
Figura 2.29: Curvas tensão desvio versus deformação axial e deformação volumétrica
versus deformação axial. (a) matriz cimentada (7% de cimento); (b) matriz cimentada
reforçada com 0,5% de fibra tipo I (12mm de comprimento) (Specht et al, 2002)
59
Figura 2.30: Curvas tensão desvio versus deformação axial e deformação volumétrica
versus deformação axial de uma matriz cimentada reforçada com 0,5% de fibra tipo II
(12mm de comprimento) (Specht et al, 2002)
A adição de fibras aumentou os valores de resistência à compressão não-
confinada e de tração na flexão. A inclusão da fibra tipo II causou um aumento dos
parâmetros de resistência, intercepto coesivo e ângulo de atrito; a fibra tipo I não alterou
estes parâmetros. Em relação ao módulo de resiliência, houve uma tendência de redução
pela inclusão de ambos os tipos de fibras, sendo mais pronunciado pela inclusão das
fibras tipo I. Para os solos reforçados com fibra tipo II, o comprimento da fibra tende a
aumentar o valor do módulo de resiliência. Quanto à rigidez medida nos ensaios
triaxiais, para a fibra do tipo I, houve um aumento na deformação de ruptura e redução
do módulo secante, enquanto que para a tipo II a deformação foi reduzida e houve um
aumento no valor do módulo. Em relação ao modo de ruptura, houve alteração de frágil
para dúctil, observado através da análise dos índices de fragilidade.
O principal objetivo do estudo desenvolvido por Yetimoglu e Salbas (2003) foi
determinar a contribuição do reforço com fibras na resistência ao cisalhamento da areia.
Uma série de ensaios de cisalhamento direto foi realizado para investigar o efeito do
60
teor de fibras no comportamento da areia em todos os estágios: pré-ruptura, ruptura e
pós-ruptura.
Foi utilizada uma areia quartzosa limpa e seca em estufa misturada a fibras de
polipropileno de 0,05mm de diâmetro, 20mm de comprimento, resistência à tração de
320 a 400 MPa e módulo de elasticidade de 3,5 a 3,9 GPa.
Os resultados mostraram que a envoltória de cisalhamento para as areias
reforçadas foi similar à envoltória das areias não-reforçadas, sendo lineares com
intercepto coesivo igual a zero. As tensões cisalhantes de pico foram pouco
influenciadas pelo teor de fibras. Dessa forma, os valores para os ângulos de atrito
puderam ser considerados idênticos para as amostras reforçadas e não-reforçadas.
O reforço com fibras também não apresentou efeito significativo na rigidez
inicial da areia. Os deslocamentos horizontais na ruptura foram comparáveis para as
areias reforçadas e não-reforçadas sob a mesma tensão vertical normal.
A areia reforçada com fibras teve seu comportamento alterado de frágil para
dúctil, exibindo uma menor perda da resistência pós-pico. Este comportamento foi mais
pronunciado para tensões normais mais elevadas e também para maiores teores de
fibras. O comportamento das areias reforçadas e não reforçadas pode ser visualizado nas
Figuras 2.31 (a) e (b).
(a) (b)
Figura 2.31: Curvas tensão cisalhante versus deslocamento horizontal para amostras
reforçadas e não-reforçadas. (a) teor de fibras 0,10%; (b) teor de fibras 1% (Yetimoglu e
Salbas, 2003)
61
Consoli et al (2005a) analisaram o comportamento de uma areia reforçada com
fibras submetida a altas deformações a fim de determinar o efeito causado na resistência
ao cisalhamento das misturas. Para isso foram realizados ensaios de cisalhamento em
anel (ring shear).
As fibras de polipropileno (0,5% em peso de solo seco) com 12mm de
comprimento, 0,023 e 1,394mm de espessura, resistência à tração de 120MPa, módulo
de elasticidade de 3GPa e deformação linear na ruptura de cerca de 80%, foram
adicionadas aleatoriamente ao solo (areia quartzoza fina, uniforme, não plástica).
A Figura 2.32 mostra os resultados obtidos para os ensaios em amostras não-
reforçadas e amostras reforçadas, sob tensões normais de 100 e 400 KPa. Pode-se
observar que a influência da inclusão de fibras na resistência ao cisalhamento depende
das características das fibras. Neste caso, o efeito foi mais pronunciado para as fibras
mais finas e sob mais altas tensões normais. Em todos os casos, observou-se que não
houve perda da resistência mesmo para maiores valores de deslocamento horizontal.
Figura 2.32: Curva tensão versus deslocamento horizontal obtidas de ensaios de
cisalhamento em anel em amostras reforçadas e não-reforçadas, com fibras de diferentes
espessuras (Consoli et al, 2005a)
62
Em relação à densidade relativa das amostras, a Figura 2.33 mostra que a
resistência ao cisalhamento das amostras não-reforçadas não depende da densidade
inicial, ao contrário das amostras reforçadas, nas quais a inclusão de fibras tem efeito
mais significativo para amostras mais densas. Como as fibras atuam como uma malha
no interior da areia, um menor índice de vazios pode proporcionar uma maior eficiência
no trabalho das fibras como reforço na zona de cisalhamento.
Figura 2.33: Curva tensão versus deslocamento horizontal obtidas de ensaios de
cisalhamento em anel em amostras reforçadas e não-reforçadas, com diferentes
densidades relativas (Consoli et al, 2005a)
Em todos os casos foram verificadas melhorias nos parâmetros de resistência ao
cisalhamento das amostras (ângulo de atrito e intercepto coesivo).
A análise das amostras ao final dos ensaios permitiu verificar que as fibras
alongavam e/ou rompiam, indicando a tendência de grandes deformações plásticas antes
da ruptura (comportamento dúctil).
O trabalho realizado por Consoli et al (2005b) teve como objetivo analisar o
efeito da adição de fibras no comportamento tensão-deformação sob compressão triaxial
do material compósito, incluindo efeitos da tensão de confinamento e características das
fibras.
63
Foi utilizada uma areia quartzosa e fibras de polipropileno cujas propriedades
foram definidas no trabalho de Consoli et al (2005a). O comprimento das fibras foi de
24mm e a espessura equivalente a 0,023mm.
Para areias não-reforçadas, Coop e Lee (1993) apud Consoli et al (2005b)
mostraram que amostras com diferentes volumes específicos iniciais convergem para
uma única linha normal de compressão no plano V x ln p’ a altas tensões. A deformação
volumétrica plástica que ocorre na compressão abaixo da linha normal de compressão
deve estar associada com a quebra das partículas. Os autores observaram que isso ocorre
também para areias reforçadas que apresentam volumes específicos iniciais diferentes
(Figura 2.34). Também pode ser observado que a inclusão de fibras altera
significativamente o comportamento da areia (duas linhas normais de compressão
distintas e paralelas para o material reforçado e não-reforçado). A inclusão de fibras
pode alterar a localização da linha normal de compressão como o fazem a variação no
tamanho, forma e resistência das partículas.
Figura 2.34: Dados do ensaio de compressão isotrópica para amostras reforçadas e não-
reforçadas (Consoli et al, 2005b)
A Figura 2.35, elaborada após a verificação da amostra exumada, apresenta a
distribuição final do comprimento das fibras onde se pode observar que as mesmas tanto
Areia + fibra – linha de
compressão isotrópica
Areia – linha de
compressão isotrópica
64
podem alongar-se (comprimento final das fibras superior a 24mm) quanto sofrer ruptura
(quebra – comprimento final das fibras inferior a 24mm). Uma baixa porcentagem de
fibras mantém-se no tamanho original. Estes dados indicam que, mesmo se a amostra
estiver sob compressão isotrópica, as fibras tendem a sofrer grandes deformações
plásticas de tração. O movimento relativo entre as partículas causado pela compressão
isotrópica e, conseqüentemente, o surgimento de tensões de tração nas fibras localizadas
entre as partículas, pode explicar o comportamento observado. Este comportamento
sugere que as fibras agem na tração mesmo que a amostra esteja submetida a grandes
deformações volumétricas de compressão e que as fibras sofram grandes deformações
plásticas de tração antes da ruptura.
Figura 2.35: Comprimento final das fibras após ensaio de compressão isotrópica (Consoli
et al, 2005b)
O estudo desenvolvido por Kumar et al (2005) teve como objetivo investigar o
ganho de resistência relativa em termos de compressão não confinada de uma argila
mole de alta compressibilidade reforçada com fibras de poliéster. Também foi utilizada
uma areia fina misturada à argila em porcentagens que variaram de 0 a 12%. As fibras
de poliéster utilizadas eram de 3, 6 e 12mm de comprimento (fibras lisas) e 6mm (fibras
enroladas), diâmetro entre 30 e 40µm, resistência à tração entre 400 e 600 MPa e
alongamento na tração superior a 100%. O teor de fibras adotado foi de 0,5%, 1%, 1,5%
e 2%.
65
Foi observado um significativo aumento da resistência à compressão não
confinada da argila com a inclusão de fibras. Este aumento variou de 50 a 68% para
uma porcentagem de fibras de 3mm de comprimento entre 0 e 2%. Para as fibras de
6mm e 12mm, este aumento foi de 70 a 115% (Figura 2.36).
Figura 2.36: Efeito do comprimento das fibras na resistência à compressão não-confinada
da argila misturada com fibras em diferentes teores e comprimentos (Kumar et al, 2005)
A Figura 2.37 mostra que a resistência à compressão não-confinada da argila
também aumentou com a inclusão de areia. Para uma mistura de argila, fibras e 10% de
areia a resistência à compressão pode aumentar cerca de 80 a 135% com o aumento do
teor de fibras. A Figura 2.38 mostra o comportamento das misturas.
A resistência também aumentou com o aumento da porcentagem de fibras para
todos os casos, conforme pode ser observado nas figuras 2.37 e 2.38.
66
Figura 2.37: Efeito da adição de areia na resistência à compressão não confinada da argila
(Kumar et al, 2005)
Figura 2.38: Efeito do comprimento das fibras na resistência à compressão não confinada
da argila misturada com 10% de areia e diferentes teores de fibras (Kumar et al, 2005)
Consoli et al (2007) realizaram ensaios do tipo “ring shear” em amostras de
areia fina, uniforme, não plástica, reforçada com fibras de polipropileno de 0,023mm de
67
diâmetro e comprimentos de 6, 12 e 24mm. Foram adotadas tensões normais de 20, 100,
200 e 400 kPa.
A Figura 2.39 mostra as curvas de deslocamento horizontal e deformação
cisalhante versus tensão cisalhante para as amostras sem fibras e com 0,5% de fibras,
submetidas à tensão normal de 200 kPa.
Figura 2.39: Comparação entre os ensaios em amostras reforçadas e não-reforçadas com
fibras de diferentes comprimentos sob tensão normal de 200 kPa (Consoli et al, 2007)
Pode-se observar que o reforço com fibras gerou um significativo aumento na
resistência ao cisalhamento da areia, sendo este aumento mais pronunciado para as
amostras reforçadas com fibras mais longas. A análise das amostras reforçadas
exumadas após o término dos ensaios mostrou que as fibras tanto podem sofrer
alongamento quanto ruptura e que, quanto maior o comprimento inicial destas, maior a
probabilidade delas se romperem. Além disso, quanto maior o deslocamento cisalhante,
maior a quantidade de fibras curtas geradas pela ruptura das mesmas, sendo que elas
sofrem grandes deformações plásticas antes da ruptura.
Este estudo complementou o trabalho realizado por Consoli et al (2005a) e
Casagrande e Consoli (2006) e mostrou um padrão para o comportamento mecânico da
areia e do compósito areia-fibra, reforçando os resultados obtidos no primeiro trabalho.
A resistência ao cisalhamento depende das características das fibras e o efeito da adição
de fibras se pronuncia quanto mais altas forem as tensões normais aplicadas.
Deslocamento horizontal (mm)
Tensão cisalhante (kPa)
Deformação cisalhante (%)
Areia não-reforçada
Areia reforçada com fibra de 6mm
Areia reforçada com fibra de 12mm
Areia reforçada com fibra de 24mm
68
Tang et al (2007) também utilizaram fibras de polipropileno de 12mm de
comprimento como reforço de um solo argiloso. As fibras foram adicionadas em três
diferentes teores: 0,05%, 0,15% e 0,25% em relação ao peso do solo seco. Foram
utilizadas amostras cimentadas e não-cimentadas para avaliação do comportamento
mecânico. O cimento foi adicionado em dois diferentes teores: 5% e 8% em relação ao
peso do solo seco. Foram realizados ensaios de compressão não-confinada e de
cisalhamento direto após 7, 14 e 28 dias de cura.
As Figuras 2.40a, b e c mostram, respectivamente, as curvas tensão versus
deformação axial das amostras não-cimentadas reforçadas com fibras em diferentes
teores, amostras não reforçadas cimentadas com diferentes teores de cimento e na
condição de cimentada e reforçada com diferentes teores de fibras.
69
Figura 2.40: Curvas tensão versus deformação: (a) amostras não-cimentadas reforçadas
com fibras em diferentes teores; (b) amostras não reforçadas cimentadas com diferentes
teores de cimento após 28 dias de cura; (c) amostras cimentadas com 5% de cimento
reforçadas com diferentes teores de fibras após 28 dias de cura (Tang et al, 2007)
0,00% fibra
0,05% fibra
0,15% fibra
0,25% fibra
0% cimento
5% cimento
8% cimento
0,05% fibra + 5% cimento
0,15% fibra + 5% cimento
0,25% fibra + 5% cimento
Tensão axial σ, MPa
Deformaç
ão axial ε, %
Tensão axial σ, MPa Tensão axial σ, MPa
Deformação axial ε, %
Deformação axial ε, %
70
Os resultados indicaram que a inclusão de fibras ao solo, tanto em amostras
cimentadas, quanto em amostras não-cimentadas, favoreceu o aumento da resistência à
compressão não-confinada, assim como da resistência ao cisalhamento e da deformação
axial na ruptura. Além disso, reduziu a rigidez e a perda de resistência pós-pico
tornando o material mais dúctil.
Casagrande et al (2008) realizaram ensaios triaxiais com trajetória de tensão
controlada em corpos-de-prova de 38mm de diâmetro e 76mm de altura constituídos dos
mesmos materiais utilizados por Consoli et al (2007). Foram utilizadas fibras de
polipropileno de 24mm de comprimento. Os ensaios foram do tipo CID, consolidados
isotropicamente e drenados, com variação da tensão efetiva média inicial (20, 100, 200,
400 e 680 kPa).
Os resultados mostraram que a adição de fibras ao solo alterou
significativamente suas propriedades de resistência e deformabilidade, com a
capacidade de mobilizar resistência mesmo quando submetido a grandes deformações.
Não foram observadas trincas significativas, nem mesmo a ruptura do corpo-de-prova
para todas as amostras reforçadas, independente da trajetória de tensão seguida. Já as
amostras sem reforço apresentaram-se mais frágeis, com trincas superficiais que
levariam à ruptura se submetidas a maiores deformações.
As figuras 2.41 e 2.42 mostram as curvas tensão desvio e variação volumétrica
versus distorção, correspondentes aos ensaios realizados para as amostras sem fibras e
com fibras, respectivamente.
71
(a)
(b)
Figura 2.41: Curvas tensão e deformação volumétrica versus distorção para areia em
ensaios triaxiais (a) compressão axial e (b) descarregamento lateral (Casagrande et al,
2008)
q (kPa)
ε
v
(%)
72
(a)
(b)
q (kPa)
ε
v
(%)
73
(c)
Figura2.42: Curvas tensão e deformação volumétrica versus distorção para areia-fibra em
ensaios triaxiais (a) compressão axial, (b) descarregamento lateral e (c) p’ constante
(Casagrande et al, 2008)
Os autores citados concluíram que existe uma taxa única de crescimento de
resistência a partir do momento em que as fibras são mobilizadas, que independe das
tensões efetivas médias iniciais e se apresenta de forma linear e constante para o solo
reforçado. As fibras agem mais efetivamente sob tensões efetivas médias iniciais mais
baixas. Os parâmetros de resistência do solo reforçado são representados por um ângulo
de atrito elevado na porção inicial e um intercepto coesivo muito alto na segunda porção
da envoltória, onde a resistência ao cisalhamento desenvolvida na interface solo-fibra se
iguala ou supera a resistência à tração da fibra. O ângulo de atrito do solo reforçado
correspondente à parte final da envoltória é praticamente igual ao ângulo de atrito do
solo não reforçado.
74
2.3.4 Estudos de Solos Reforçados com Outros Materiais Fibrosos
Além do reforço com fibras poliméricas foram reportados na literatura muitos
trabalhos abordando o uso de fibras de diferentes tipos.
Maher e Ho (1994) utilizaram fibras minerais (vidro), naturais (celulose), além
das fibras poliméricas de polipropileno como reforço de um solo com predominância de
caulinita. Foram avaliadas as propriedades mecânicas (resistência e ductilidade) sob
carregamento estático. A influência de parâmetros como teor de fibras e índice de
aspecto (l/d) na resistência à compressão, tração e flexão e na condutividade hidráulica
da mistura também foram considerados. Os ensaios de condutividade hidráulica foram
realizados em permeâmetro de paredes flexíveis.
Os resultados mostraram que a inclusão de fibras aumentou a resistência à
compressão de pico e a ductilidade do solo, sendo este aumento mais pronunciado em
teores de umidade mais baixos. O aumento no comprimento da fibra reduziu a
contribuição das mesmas para a resistência à compressão de pico, enquanto aumentou a
contribuição para a capacidade de absorção de energia e ductilidade (Figura 2.43).
Figura 2.43: Efeito do teor de umidade na contribuição das fibras para a resistência à
compressão não confinada (fibras de polipropileno – 2% e 20mm de comprimento)
(Maher e Ho, 1994)
A inclusão de fibras aumentou significativamente a resistência à tração, sendo
este aumento mais pronunciado também para mais baixos teores de umidade. A
contribuição para a resistência à tração aumentou com o aumento do teor de fibras, mas
caulinita/fibra (w – 24%)
caulinita (w – 24%)
caulinita/fibra (w – 29%)
caulinita (w – 29%)
75
reduziu com o aumento do comprimento das fibras. Isto pode estar associado ao fato de
que, para o mesmo teor, as fibras mais curtas estão presentes em maior número próximo
à superfície de ruptura. Logo após a ruptura, as fibras são facilmente arrancadas, o que
denota a importância de fibras maiores quando se deseja melhorar a ductilidade e a
capacidade de absorção de energia do solo. As Figuras 2.44(a) e 2.44(b) ilustram os
resultados obtidos para a resistência à tração.
(a) Fibras de polipropileno (b) fibras de vidro
Figura 2.44: Efeito do teor de fibras na resistência à tração dos materiais compósitos em
diferentes teores de umidade (Maher e Ho, 1994)
A condutividade hidráulica do solo também aumentou com a inclusão de fibras, o
que foi mais pronunciado para altos teores de fibras, mas ainda assim manteve-se dentro
do limite aceitável para barreira hidráulica. Nos casos onde se deseja estabilidade
volumétrica e baixa condutividade hidráulica, o teor de fibras deve ser tal que aumente a
estabilidade volumétrica sem exceder a condutividade hidráulica aceitável. A Figura
2.45 mostra os resultados obtidos para a condutividade hidráulica (Maher e Ho, 1994).
1% fibra
2% fibra
3% fibra
4% fibra
5% fibra
sem fibra
1% fibra
2% fibra
3% fibra
4% fibra
5% fibra
sem fibra
76
Figura 2.45: Efeito do teor de fibras na condutividade hidráulica do material compósito
(Maher e Ho, 1994)
Outros materiais sintéticos provenientes da reciclagem de tapetes e vestuário,
moagem de pneus, fibras de poliestireno, além de fibras naturais também têm sido
estudados como forma de reforço de solos.
Wang et al (1999) utilizaram fibras de tapete, fibras de polipropileno e de
resíduos de vestuário (malha de algodão, nylon, acrílico, estopa, etc.). Murray et al
(2000) também adotaram as fibras provenientes da reciclagem de tapetes, adicionadas
aleatoriamente a um solo tipo silte-arenoso. As fibras de tapete consistem basicamente
de uma grande quantidade de fibras de nylon, um reforço de fundo de polipropileno e
adesivos, passados por um retalhador. Foram realizados ensaios de compressão triaxial
e compactação para avaliar as características de compactação e deformações sob
carregamento. Os resultados foram semelhantes nos dois estudos. Observou-se que a
inclusão de fibras distribuídas aleatoriamente aumenta a resistência ao cisalhamento de
pico da mistura, reduz a perda de resistência pós-pico, aumenta a deformação axial até a
ruptura e, em alguns casos, altera o comportamento tensão-deformação. A inclusão de
fibras também impede o processo de compactação, causando uma redução na densidade
seca máxima das amostras reforçadas com o aumento do teor de fibras. As perdas de
resistência associadas com a saturação em serviço são significativamente reduzidas. Os
autores sugerem que grandes volumes de fibras de resíduos reciclados podem ser usados
como reforço para assegurar a resistência ao cisalhamento e as respostas de
77
deformações dos solos. Também têm sido reportados vários trabalhos em que o uso de
resíduos provenientes da moagem de pneus pode acrescentar melhorias ao solo (Foose
et al - 1996 e Baykal e Alpatli - 1995).
Yasufuku et al (2002) avaliaram a reutilização de resíduos de poliestireno
expandido como material de enchimento de baixo peso para utilização em aterros sobre
solos moles. Foi utilizada uma areia misturada a poliestireno triturado e prensado para
investigação das características de compressão, cisalhamento direto e permeabilidade. O
poliestireno é um material bioquimicamente estável e seu uso torna a mistura mais leve,
aumentando a resistência ao cisalhamento drenada e a permeabilidade do solo original.
Isso implica em redução da pressão do solo sobre a estrutura de um muro e melhoria da
permeabilidade dos materiais de aterro. A estabilidade pode ser melhorada pelo efeito
da redução do peso. Portanto, quanto maior a quantidade de poliestireno adicionada,
menor é a resistência solicitada pelo aterro para se manter estável.
Em relação à inclusão de fibras naturais como reforço de solos, pode-se citar os
trabalhos de Ghavami et al (1999) e Morel et al (2000), ambos sobre o comportamento
de solos reforçados com fibras de sisal. O primeiro trabalho ainda apresenta os
resultados da adição de fibras de coco. A inclusão destes tipos de fibras aumenta
consideravelmente a ductilidade do solo e, em menor escala, a resistência à compressão,
além de prevenir as fissuras de retração devido ao processo de secagem.
2.3.5 Comentários finais
De maneira geral observa-se uma melhoria no comportamento mecânico do
compósito, principalmente no que se refere à resistência de pico, independente do tipo
de fibra utilizada como reforço. Em alguns casos, existe uma tendência de variação dos
mecanismos de ruptura, podendo passar de um comportamento frágil para dúctil.
Entretanto, o comportamento do compósito está intimamente relacionado ao tipo, teor,
comprimento e diâmetro do reforço utilizado, do tipo e teor do aditivo, no caso de solos
artificialmente cimentados, além das propriedades do próprio solo. Deve-se ressaltar
ainda a importância da interação entre o solo e o reforço, responsável pelas tensões de
tração mobilizadas nos reforços, o que pode definir a ruptura do compósito.
Quanto ao comportamento hidráulico, nada se pode afirmar em relação à
influência exercida pela inclusão de fibras sem uma análise das condições envolvidas.
78
Solos cimentados podem apresentar comportamento diferente de solos não cimentados.
A presença de fissuras e outros defeitos pode influenciar nos valores de condutividade
hidráulica medidos, enquanto a aplicação de tensões confinantes pode reduzir esta
influência. Estes e outros fatores têm importância fundamental na análise do
comportamento hidráulico de um sistema solo-fibras.
Sendo a condutividade hidráulica a principal característica de um solo
compactado utilizado como barreira hidráulica, deve-se determinar um teor ótimo de
fibras que seja eficiente na redução de fissuras, apresente uma boa trabalhabilidade na
mistura e atinja a máxima densidade seca na compactação sem alterar
significativamente os valores de condutividade hidráulica.
79
CAPÍTULO 3
PROGRAMA EXPERIMENTAL
3.1 INTRODUÇÃO
O programa de ensaios teve como principal objetivo investigar e identificar o
efeito da adição de fibras de PET reciclado na abertura de fissuras e no comportamento
hidráulico e mecânico do solo. Para isso, o programa experimental desenvolvido foi
dividido em 3 etapas.
Na primeira etapa foram realizados os ensaios preliminares de caracterização do
solo e da fibra e ensaios de compactação do solo e das misturas solo-fibras, aqui
denominadas materiais compósitos. Também foram realizados ensaios de condutividade
hidráulica em permeâmetro de paredes rígidas, a fim de se determinar, preliminarmente,
as características de permeabilidade dos materiais e se ter dados paramétricos para as
análises posteriores. Para fins de complementação da caracterização dos materiais foram
realizados ensaios de adensamento oedométrico. Em função das dificuldades de
homogeneização das misturas solo-fibras, a distribuição das fibras na matriz do solo foi
determinada por diferença de densidade, através de tomografia computadorizada, a fim
de verificar se existiam variações significativas na estrutura das misturas que pudessem
influenciar o comportamento dos materiais. A montagem e calibração dos equipamentos
também foi realizada nesta etapa do programa experimental.
Na segunda etapa da pesquisa, o comportamento mecânico do solo e do material
compósito foi verificado por meio de ensaios de compressão diametral. A resistência à
tração dos materiais foi verificada em função da influência de dois fatores: (i) o uso da
membrana de látex confinando o corpo-de-prova; (ii) variações das tensões confinantes.
Os ensaios foram realizados em uma célula de ensaios triaxiais especialmente adaptada
para se fazer a compressão diametral das amostras de acordo com o método proposto.
A avaliação do comportamento hidromecânico dos materiais foi feita na terceira
etapa do programa experimental. Para isso, foi utilizada a mesma célula de ensaios
triaxiais dos ensaios preliminares. As amostras eram ensaiadas à tração por compressão
diametral e, em seqüência, era realizado o ensaio de condutividade hidráulica do tipo
permeâmetro com parede flexível. O ensaio de tração por compressão diametral permite
80
conhecer não só o comportamento mecânico do solo e das misturas em relação à
resistência à tração, como também o efeito da adição das fibras na abertura de fissuras
deste tipo.
3.2. MATERIAIS
3.2.1 Solo
O solo utilizado na pesquisa foi coletado em uma antiga área de empréstimo da
Bayer S/A, localizada no município de Belford Roxo, distante 40 km do centro do Rio
de Janeiro (Figura 3.1). A coleta da amostra seguiu o procedimento padrão para coleta
de amostras deformadas. Após a coleta, a amostra foi seca ao ar e destorroada de acordo
com os procedimentos descritos pela norma de preparação para ensaios de compactação
e caracterização – NBR 6457. Após destorroada, a amostra foi acondicionada em sacos
plásticos, onde foi mantida até a utilização para os ensaios.
Figura 3.1: Área de coleta das amostras de solo
Uma caracterização ampla do solo em questão, coletado na mesma região, foi
realizada por Mendonça (2000): "trata-se de solos residuais de coloração avermelhada,
porosos, permeáveis, consistência macia quando secos, quando úmidos muito friáveis,
81
não pegajosos, ligeiramente plásticos a não plásticos. A xistosidade da rocha original é
nitidamente observada no nível onde foi feita a coleta, bem como veios de quartzo de
granulação grosseira que cortam esta xistosidade. Estas amostras são oriundas da
decomposição de rochas que compõem o Complexo Paraíba do Sul, que tem como
litologias predominantes gnaisses granitóides de composição granítica a tonalítica e
gnaisses bandados dominantemente tonalíticos. Pedologicamente os materiais em
questão constituem o horizonte C de um Podzólico Vermelho-Amarelo Álico. Estes
materiais estão inseridos no contexto geomorfológico de colinas e maciços costeiros,
que se localizam entre as planícies costeiras e os tabuleiros, de um lado, e os terrenos
correspondentes à serra do Mar do outro. As colinas têm a forma arredondada de meia-
laranja e possuem altitudes inferiores às dos maciços. O clima desta região é quente e
úmido com um a três meses secos, com temperaturas acima de 18
o
C."
3.2.2 Fibra
As fibras utilizadas neste trabalho são de PET – Polietileno tereftalato –
fornecidas pela ECOFABRIL S/A. As fibras de PET são quimicamente inertes e
possuem características uniformes e bem definidas. As fibras utilizadas possuem
comprimento de 10 mm. A espessura das fibras é dada em dtex (1 dtex = 1g/10000m) e
esta dimensão é referida como título. Neste caso, foram utilizadas fibras cujo título é 8
dtex, ou seja, 27µm. A Tabela 3.1 apresenta as principais características das fibras,
fornecidas pela ECOFABRIL S/A.
Tabela 3.1: Principais propriedades das fibras de PET
Título (dtex) 8
Comprimento (mm) 10
Densidade relativa
1,39
Tenacidade (g/dtex) 2,8
Alongamento na ruptura (%) 48,2
Fonte: ECOFABRIL S/A
82
3.3 MÉTODOS
3.3.1 Preparo da amostra
Após a coleta, as amostras foram secas ao ar e destorroadas de acordo com o
procedimento descrito pela norma NBR 6457 (ABNT, 1984) - Preparação para ensaios
de compactação e caracterização.
3.3.2 Caracterização física do solo
A caracterização física do solo incluiu os ensaios de granulometria, densidade
real dos grãos e limites de Atterberg, todos realizados no Laboratório de Geotecnia da
COPPE.
3.3.2.1 Análise granulométrica
A análise granulométrica foi realizada segundo a NBR 7181 (ABNT, 1984) –
Análise granulométrica – combinando dois métodos: de peneiramento e de
sedimentação. O defloculante utilizado foi uma solução de hexametafosfato de sódio.
3.3.2.2 Limites de Atterberg
O limite de liquidez foi determinado segundo a norma NBR 6459 (ABNT, 1984)
– Determinação do limite de liquidez. A determinação do limite de plasticidade e do
índice de plasticidade seguiu a norma NBR 7180 (ABNT, 1984) – Determinação do
limite de plasticidade.
O índice de atividade da fração argila (A
s
) ou atividade de Skempton foi
calculado pela seguinte equação:
Eq. (3.1)
Onde: A
S
– menor que 0,75 é inativa;
A
S
– de 0,75 a 1,25 é normal;
A
S
– maior que 1,25 é ativa;
( )
( )
mquemenor
I
A
p
s
µ
2%
%
=
83
A atividade de Skempton indica a maior ou menor influência das propriedades
mineralógicas e química-coloidal da fração argila nas propriedades geotécnicas de um
solo argiloso.
3.3.2.3 Densidade Real dos Grãos
A densidade real dos grãos foi determinada de acordo com a NBR 6508 (ABNT,
1984) – Determinação da massa específica.
3.3.3 Caracterização físico-química do solo
A análise físico-química do solo incluiu a determinação da capacidade de troca
catiônica e dos cátions trocáveis, pH em água e em KCl 1N e salinidade. As análises de
pH foram realizadas no Setor de Química do Laboratório de Geotecnia da COPPE e as
demais foram realizadas na EMBRAPA. Também foi realizada microscopia eletrônica
de varredura (MEV), com imagens de elétrons secundários e retroespalhados. A
microscopia foi realizada no Laboratório de Microscopia Eletrônica (LME) do Instituto
Militar de Engenharia – IME.
3.3.3.1 Capacidade de troca catiônica e cátions trocáveis
A capacidade de troca catiônica e os cátions trocáveis do solo foram determinados
através do método da soma das bases trocáveis, conforme procedimento padrão da
EMBRAPA (EMBRAPA, 1997).
3.3.3.2 pH em água e em KCl 1N
O pH consiste na medição do potencial elétrico por meio de um eletrodo combinado
imerso em suspensão sólido:líquido (água ou KCl), na proporção 1:2,5. Ele foi
determinado segundo a metodologia da EMBRAPA (1997). O potenciômetro utilizado
para solo e água foi o Analion Modificado 606F com eletrodo Analion V620.
3.3.3.3 Salinidade
Os sais solúveis foram determinados através da medição de cátions e ânions no
extrato aquoso obtido na pasta de saturação, conforme EMBRAPA (1997).
84
3.3.3.4 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) e Espectroscopia por Dispersão de
Energia (EDS).
A composição química foi determinada através de análise qualitativa e semi-
quantitativa por Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) e Espectroscopia por
Dispersão de Energia (EDS).
O equipamento empregado foi um microscópio eletrônico de varredura de baixo
vácuo (MEV JSM 5800-LV) marca JEOL. O feixe de elétrons (principal) foi gerado a
partir de um filamento de tungstênio cuja tensão variou entre 10 e 25 kV. A distância de
trabalho foi fixada entre 20 e 35 mm.
Tendo em vista o solo ser não-condutor, todas as amostras foram cobertas por
deposição de ouro ou carbono. As análises químicas qualitativas e semi-quantitativas
por dispersão de energia (EDS) foram obtidas em um equipamento marca NORAN,
dotado de rotina ZAF e Bence-Albee para correção composicional.
3.3.4 Análise mineralógica do solo
A mineralogia do solo foi determinada através de difração de Raio-X realizada
no Núcleo de Catálise – NUCAT da Escola de Química da UFRJ. A amostra foi seca ao
ar e destorroada, passada na peneira número 10; posteriormente adicionou-se água
destilada até formar uma pasta, sendo este material orientado e levado para difração.
3.3.5 Caracterização das fibras
A resistência à tração das fibras, em MPa, foi determinada a partir da tenacidade
e do título, ambos fornecidos pela ECOFABRIL S/A. A espessura, em µm, foi
determinada a partir da densidade (também fornecida pela ECOFABRIL S/A) e do
título.
Para fins de complementação da caracterização das fibras foram feitas análises
em microscopia óptica no Instituto de Macromoléculas – IMA/UFRJ com aquecimento
do material para acompanhar os processos de fusão e recristalização da amostra. Foi
utilizada placa de aquecimento marca Linkam, modelo THMS600 com controlador de
temperatura marca Linkam, modelo TC93. A amostra foi aquecida a uma taxa de
75ºC/s.
85
Também foram obtidas imagens das fibras por Microscopia Eletrônica de
Varredura (MEV) realizada no Laboratório de Microscopia Eletrônica (LME) do
Instituto Militar de Engenharia – IME. O equipamento empregado foi o mesmo
utilizado para as análises do solo.
3.3.6 Ensaios de compactação
Os ensaios de compactação foram realizados com energia Proctor Normal em
cilindro CBR de acordo com a norma NBR 7182 (ABNT, 1984): Solo – Ensaio de
Compactação, com o intuito de se determinar a umidade ótima de compactação (w
ótm
) e
a massa específica seca aparente máxima do solo (γ
dmáx
) e das misturas solo-fibras e
avaliar a influência das fibras nas condições de compactação do solo. Foram feitos
ensaios com 0%, 0,5% e 1% de fibras adicionadas ao solo.
3.3.7 Ensaios de adensamento
O ensaio de adensamento simula o comportamento do solo quando é
comprimido pela ação do peso de novas camadas que sobre ele se deposita, quando se
constrói um aterro em grandes áreas. É importante para definir (ou interpretar) os
valores de tensão confinante usados nos ensaios de condutividade hidráulica e analisar a
condutividade hidráulica dos materiais.
Os ensaios foram realizados a título de caracterização dos materiais, com a
finalidade de se determinar as tensões de pré-adensamento (σ
vm
) induzidas pela
compactação das amostras e a condutividade hidráulica.
Os ensaios de adensamento foram realizados de acordo com a norma NBR
12007 – Solo – Ensaio de adensamento unidimensional (ABNT, 1990), conduzidos em
amostras sem fibras e amostras com 1,5% de fibras, dimensões de 7,15cm de diâmetro e
2,0cm de altura. As amostras para os ensaios foram extraídas de corpos-de-prova
compactados estaticamente. As etapas de preparação e moldagem dos corpos-de-prova
para extração das amostras estão descritas no item 3.3.9.1.
A temperatura dos ensaios foi controlada. Os ensaios foram realizados com
inundação das amostras para determinação da condutividade hidráulica. Em cada
estágio de pressão eram feitas leituras no extensômetro da altura do corpo-de-prova. As
86
pressões aplicadas variaram de 3,125 kPa até 1600 kPa, sendo que, a cada estágio, a
carga correspondia ao dobro da carga aplicada no estágio anterior. Completadas as
leituras correspondentes ao máximo carregamento empregado, era efetuado o
descarregamento do corpo-de-prova em estágios que variaram de 400 kPa a 25 kPa.
A tensão de pré-adensamento foi determinada de acordo com o processo de
Pacheco Silva (NBR 12007/ABNT, 1990).
As determinações da condutividade hidráulica eram feitas a partir de 25 kPa de
carregamento até que os valores, em um mesmo estágio de carga, fossem constantes.
3.3.8 Tomografia computadorizada
Em função da dificuldade de se avaliar visualmente a uniformidade na distribuição
das fibras dentro da matriz de solo, foram realizadas tomografias de corpos-de-prova
moldados nas mesmas condições dos ensaios hidro-mecânicos. Foram utilizadas duas
amostras de 6,5cm de altura e 10 cm de diâmetro, com 1% de fibras.
A tomografia computadorizada é o processo de se obter uma imagem
bidimensional ou tridimensional da seção transversal do corpo, através da utilização da
radiação, pelo processamento (reconstrução da imagem) de uma série de projeções
unidimensionais em diversos ângulos. A importância da tomografia computadorizada
está na capacidade de distinguir quantitativamente pequenas diferenças na atenuação da
radiação no corpo examinado, de modo que esta diferença pode ser relacionada às
diferenças de densidades físicas no corpo (Cardoso, 2004). Um feixe de radiação γ ,
monoenergético de intensidade (Io), ao atravessar um objeto homogêneo de espessura
(x), sofre uma atenuação, de modo que a intensidade (I) do feixe emergente é
representada pela lei de BEER-LAMBERT (Scudder, 1978 apud Cardoso, 2004), dada
pela seguinte expressão:
I = I
0
exp - (µ.x) Eq. (3.2)
onde µ é o coeficiente de atenuação linear total do material para a energia do feixe
incidente.
O equipamento utilizado foi o STAC1 - Sistema Tomográfico Assistido por
Computador do LIN- Laboratório de Instrumentação Nuclear do Programa de
87
Engenharia Nuclear da COPPE. Os colimadores da fonte e do detetor são fendas de
1mm de largura por 10mm de altura.
Cada corpo-de-prova foi tomografado em três seções distintas, sendo que a
seção 1 está a 5,0 mm abaixo da superfície superior, a seção 2 a 15,0 mm e a seção 3 a
25,0 mm. Cada fatia do corpo-de-prova analisada possui 10,0 mm de espessura. A
visualização das imagens tomográficas foi feita através do programa TOMOC (em
escala colorida). A interface gráfica para o programa TOMOC permite a visualização da
imagem tomográfica reconstruída apresentando ainda a escala de cores que relaciona
cada tom com os valores de coeficiente de atenuação encontrados.
3.3.9 Ensaios preliminares de condutividade hidráulica
3.3.9.1 Preparação dos corpos-de-prova
A moldagem dos corpos-de-prova foi realizada diretamente na célula do
permeâmetro na umidade ótima definida nos ensaios de compactação (permeâmetro de
paredes rígidas). A célula possui 100mm de altura por 100mm de diâmetro e os corpos-
de-prova foram compactados com energia de Proctor Normal em três camadas iguais,
conforme a norma NBR 7182 (ABNT, 1984).
O solo previamente seco ao ar e destorroado foi homogeneizado e deixado em
câmara úmida por, no mínimo, 24 horas, para garantia da homogeneidade antes da
compactação.
Quando reforçado com fibras, a quantidade de fibras adicionada à mistura foi
determinada em relação ao peso de solo seco. A mistura foi efetuada na seguinte
seqüência: solo + fibras e finalmente a água. Esta seqüência foi definida após várias
tentativas de se realizar a mistura úmida por ser considerada a mais apropriada, pois
permite a homogeneização dos componentes secos da mistura, antes de ser acrescentada
a água. Os corpos-de-prova foram preparados um a um, ou seja, para cada corpo-de-
prova foi realizada uma mistura de solo, fibras e água preparada separadamente. A
mistura foi feita manualmente até ser obtida a homogeneização, verificada visualmente.
88
3.3.9.2 Ensaio de condutividade hidráulica em permeâmetro de paredes rígidas
Após a conclusão do processo de moldagem, o conjunto solo (ou mistura solo-
fibra) + célula do permeâmetro era pesado e, em seqüência, imerso em recipiente com
água para saturação por percolação, no sentido ascendente até o surgimento de água no
orifício localizado na tampa superior e a percolação se processar sem a presença de
bolhas de ar.
A verificação da saturação foi efetuada ao final do ensaio.
O ensaio foi realizado até que a condutividade hidráulica estivesse constante. Os
ensaios foram realizados com carga variável por não se ter resultados confiáveis na
realização de ensaios de carga constante para solos com baixa condutividade hidráulica.
O gradiente hidráulico máximo adotado foi igual a 15 (NBR 14545/00).
A condutividade hidráulica (k) foi calculada pela Lei de Darcy para ensaio de
carga variável, conforme a norma NBR 14545/2000 (equação 2.12).
Os ensaios preliminares de condutividade hidráulica foram realizados com o
objetivo de avaliar a influência da adição de fibras ao solo e definir os teores de fibras a
serem utilizados na segunda e terceira etapas de ensaios.
3.3.10 Ensaios preliminares de compressão diametral
O comportamento mecânico do solo e do material compósito foi verificado por
meio de ensaios de compressão diametral adaptado do método de ensaio ME 138 -
Misturas betuminosas – Determinação da resistência à tração por compressão diametral
(DNER, 1994). Os ensaios foram realizados em célula triaxial, sendo os corpos-de-
prova submetidos a valores de tensão confinante comparáveis aos valores encontrados
em campo para barreiras horizontais de aterros de resíduos. Inicialmente os ensaios
foram conduzidos em duas etapas. Na primeira etapa o objetivo foi avaliar a influência
do uso da membrana de látex envolvendo os corpos-de-prova nos resultados de
resistência à tração. Na segunda etapa foi avaliada a influência da tensão confinante
aplicada no comportamento mecânico do material.
Foram realizados ensaios em amostras sem fibras e com a adição de 1% de
fibras. Para avaliar a influência da membrana, as amostras foram ensaiadas sem
saturação e aplicação de tensão confinante, utilizando como variável somente o uso da
membrana. Para avaliar a influência da tensão de confinamento foram adotados 3
89
valores de tensão confinante: 50, 100 e 200kPa. Nestes casos as amostras também não
foram saturadas.
3.3.10.1 Preparação dos corpos-de-prova
A preparação do solo e do material compósito para os ensaios dessa etapa foi
semelhante à preparação para os ensaios preliminares de condutividade hidráulica. A
compactação, entretanto, foi realizada estaticamente em molde tri-partido, com
dimensões de 100 mm de diâmetro e 65 mm de altura, mantendo-se as condições de
umidade ótima e massa específica seca aparente máxima já definidas anteriormente.
Estas dimensões foram adotadas em função dos limites definidos pelo método de ensaio
ME 138 (DNER, 1994). A compactação estática permite uma melhor distribuição da
energia.
As amostras foram compactadas controlando-se o peso da mistura adicionada de
forma a obter a densidade desejada, procurando atingir os parâmetros de compactação
determinados através das curvas de compactação com energia Proctor Normal.
Após a moldagem, os corpos-de-prova eram pesados e encamisados por
membrana de látex. A base e o topo dos corpos-de-prova eram vedados por uma tampa
em acrílico. Entre as tampas de vedação e o corpo-de-prova era colocado um filtro de
material geotêxtil. Como o corpo-de-prova era ensaiado no sentido vertical, as tampas
superior e inferior tornaram-se laterais esquerda e direita, onde eram conectados os
tubos que faziam a percolação de água pelo interior da amostra no caso dos ensaios
posteriores, onde as mesmas foram saturadas. Estes tubos eram conectados diretamente
à base da célula triaxial.
3.3.10.2 Ensaio de compressão diametral em célula triaxial
A célula triaxial utilizada foi especialmente adaptada para a realização dos ensaios
de compressão diametral. O corpo-de-prova era posicionado dentro da célula, apoiado
em um berço de aço no sentido longitudinal. Na Figura 3.2 é apresentado o esquema do
ensaio de compressão diametral pelo método ME-138 (DNER,1994).
90
Figura 3.2: Esquema do ensaio de tração por compressão diametral
(a – corda do friso – 12,7mm; F – carga aplicada) (ME-138, DNER/1994)
Para se avaliar a influência da membrana, foram determinados a resistência à
tração da amostra e a deformação vertical correspondente.
A célula de carga utilizada para medida da força aplicada foi do tipo externa com
capacidade de até 500 kg, fabricada no Laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ. O
transdutor de deslocamentos para a determinação da deformação vertical, fabricado pela
Wykeham Farrance, possui um curso máximo de 30 mm. A célula de carga e o
transdutor de deslocamentos eram conectados a um módulo de aquisição de dados
implementado no Laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ para a realização das
leituras. À extremidade do pistão foi adaptado um friso metálico semelhante ao berço de
apoio do corpo-de-prova.
91
A prensa digital de fabricação da Wykeham Farrance possui uma capacidade
máxima de carga de 50 kN e o curso total do pistão é de 100 mm. A velocidade na qual
a prensa pode ser acionada varia de 0 a 9,99999 mm/min. A velocidade adotada para
todos os ensaios foi de 0,25 mm/min.
Os corpos-de-prova eram submetidos à compressão até a ruptura por tração,
monitorada visualmente pela abertura da trinca na direção da carga aplicada e com
controle da deformação vertical.
A tensão de tração (σ
t
) para os ensaios sem confinamento lateral foi calculada de
acordo com a norma ME-138 (DNER, 1994), adaptada para este estudo:
HD
F
t
×××
×
=
π
σ
100
2
Eq. 3.4
onde:
σ
t
– tensão de tração (MPa)
F – força aplicada (N)
D – diâmetro do corpo-de-prova (cm)
H – altura do corpo-de-prova (cm)
Com o confinamento a tração sofrida pelo material sob solicitação de compressão
diametral reduz-se. A tração só irá de fato ocorrer se a tensão confinante for inferior ao
alívio de tensão (σ
d
) induzido pela força F no plano vertical. Neste caso utilizou-se
também a equação 3.4 e o alívio de tensão foi denominado de tensão desvio (σ
d =
σ
t )
.
A deformação vertical (ε
v
) foi medida em função do deslocamento (
∆
D) imposto
ao conjunto célula + corpo-de-prova:
D
D
v
∆
=
ε
Eq. 3.5
ε
v
representa um índice das deformações sofridas pela amostra durante a
solicitação de compressão diametral. Através deste é possível ter-se um controle das
solicitações. Esse índice não representa de fato as deformações sofridas pelo material.
92
Para avaliar a influência da tensão confinante, também foi utilizado um transdutor
de pressão para monitorar a tensão aplicada na amostra. O transdutor de pressão foi
fabricado no Laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ.
A tensão confinante era aplicada através de um conjunto de potes de mercúrio e
medida em um módulo de aquisição de dados do tipo Vishay.
Nestes casos os corpos-de-prova eram ensaiados até a ruptura por tração nos
diferentes níveis das tensões confinantes aplicadas.
3.3.11 Ensaios hidromecânicos
O principal objetivo dos ensaios da terceira etapa foi avaliar o comportamento
hidráulico do solo e do material compósito em função do comportamento mecânico
destes materiais. Para isso, os ensaios hidráulicos eram realizados na mesma célula
triaxial em que eram realizados os ensaios mecânicos.
A preparação dos corpos-de-prova para os ensaios desta etapa foi semelhante à
dos ensaios preliminares de compressão diametral.
Foram ensaiadas amostras sem fibras e com adição de 0,5%, 1,0% e 1,5% de
fibras, abrangendo todas as situações estudadas nos ensaios preliminares, no que diz
respeito ao teor de fibras adicionado.
Após a montagem da célula triaxial, os corpos-de-prova eram saturados, com
aplicação de tensão confinante igual a 10kPa, a fim de evitar a separação entre a
amostra e a membrana (ASTM D5084-90). A saturação era feita com percolação de
água pelo corpo-de-prova por 24 horas.
A percolação e os ensaios subseqüentes foram feitos adotando-se um gradiente
hidráulico máximo igual a 15.
Após a percolação, a seqüência dos ensaios foi a mesma, apenas com variação
do teor de fibras adicionadas:
1. Determinação da condutividade hidráulica do corpo-de-prova não fissurado
após percolação, sob tensão confinante de 10kPa;
2. Aplicação de 100kPa de tensão confinante;
3. Determinação da condutividade hidráulica nas condições do item anterior;
4. Compressão diametral do corpo-de-prova (abertura de fissura por tração);
93
5. Determinação da condutividade hidráulica para a condição do corpo-de-prova
fissurado;
6. Redução da tensão confinante para o valor inicial – 10kPa;
7. Determinação da condutividade hidráulica do corpo-de-prova fissurado nas
condições do item anterior;
8. Desmontagem do ensaio.
A medida do parâmetro B de Skempton para a determinação do grau de
saturação das amostras só seria possível com aplicação de contrapressão, que deveria
ser mantida durante o ensaio de condutividade hidráulica. Entretanto, para a realização
do ensaio de compressão diametral da amostra isso não é possível.
Os ensaios de condutividade hidráulica desta etapa também foram realizados
com carga variável medida através de tubo graduado conectado à entrada da amostra.
Para a realização de ensaios com carga constante seria necessária a aplicação de
gradientes hidráulicos muito elevados para reduzir o tempo de ensaio, podendo-se
assim, alterar a estrutura da amostra.
A Figura 3.3 mostra o esquema geral dos ensaios mecânicos e hidráulicos e as
figuras 3.4(a) e 3.4(b) apresentam a célula triaxial montada para a realização do ensaio e
o detalhe do posicionamento do corpo-de-prova sobre o berço metálico,
respectivamente.
94
Figura 3.3: Esquema dos ensaios hidromecânicos
1
2
3
4
5
6
7
9
10
8
11
1. Célula de carga
2. Pistão
3. Friso metálico (berço
de apoio do CP)
4. Corpo-de-prova
5. Tubo de entrada de
água
6. Tubo de saída de água
7. Célula triaxial
8. Base da célula triaxial
9. Prensa
10. Reservatório de água
para percolação
11. Tubo graduado
95
(a) (b)
Figura 3.4: (a) célula triaxial de ensaios; (b) corpo-de-prova posicionado sobre o berço
metálico para ensaio
A temperatura ambiente foi controlada e mantida em 20º C. A água utilizada na
percolação era destilada.
As determinações da condutividade hidráulica eram feitas até a obtenção de
valores constantes, com tolerância de até 25% de variação em relação ao valor médio,
para, pelo menos, quatro determinações consecutivas (ASTM D5084-90).
A condutividade hidráulica (k) foi calculada pela Lei de Darcy para ensaio de
carga variável.
O ensaio de compressão diametral era feito após submeter a amostra a um
incremento de tensão confinante (até 100 kPa). Em função das dificuldades de
monitoramento da abertura de trinca nos corpos-de-prova, optou-se por executar os
ensaios com controle da deformação vertical. Como o material apresenta ruptura frágil e
as condições do ensaio (corpo-de-prova encamisado por membrana de látex) não
permitem uma visualização da ruptura do corpo-de-prova, o controle da deformação foi
uma forma de garantir a fissuração sem induzir deformações excessivas da amostra. O
ensaio era conduzido até uma deformação vertical máxima igual a 10%. Este valor foi
definido pelos ensaios preliminares de compressão diametral.
Após a fissuração do corpo-de-prova, era feita a determinação da condutividade
hidráulica. Em seqüência, a tensão confinante era reduzida e nova determinação da
condutividade hidráulica era realizada. Desta forma, foram feitas determinações da
96
condutividade hidráulica para duas diferentes condições de confinamento e para as
condições de amostras fissuradas e não fissuradas.
97
CAPÍTULO 4
RESULTADOS E ANÁLISE DOS ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO DOS
MATERIAIS
4.1 CARACTERIZAÇÃO DO SOLO
4.1.1 Análise granulométrica
De acordo com a curva granulométrica apresentada na Figura 4.1 o material é
composto por 22% de argila (<0,002mm), 22% de silte (entre 0,002 e 0,06mm) e 56%
de areia, sendo 21% de areia fina, 30% de areia média e 5% de areia grossa. Segundo a
análise realizada por Mendonça (2000) em um solo de propriedades semelhantes, o
material que fica retido na peneira número 200 após a sedimentação possui quartzo,
alcalifeldspato e feldspato potássico, micas (muscovita e biotita alterada), bem como
minerais opacos, observados em lupa binocular.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0.001 0.010 0.100 1.000 10.000 100.000
Diâmetro das partículas (mm)
Porcentagem passando
Porcentagem retida
PENEIRAS: 270 200 100 60 40 30 20 10 4 3/8 1/2 3
ARGILA SILTE AREIA PEDREGUL
FINA MÉDIA GROSSA FINO MÉDIO
0
s
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
ABNT
Figura 4.1: Curva granulométrica do solo
98
4.1.2 Limites de Atterberg e Massa Específica
A Tabela 4.1 apresenta os índices físicos do solo utilizado.
Tabela 4-1: Índices físicos do solo
Densidade real dos grãos
2,656
Diâmetro médio, D
50
(mm) 0,090
Limite de liquidez, w
L
(%) 49,5
Limite de plasticidade, w
P
(%) 23,0
Índice de plasticidade, I
P
(%) 26,5
Atividade de Skempton, A
S
1,20
4.1.3 Densidade real dos grãos
O valor da densidade real dos grãos, também apresentado na tabela 4.1, mostrou-
se muito próximo ao valor obtido por Mendonça (2000) para um solo de propriedades
semelhantes, coletado na mesma região.
4.1.4 Caracterização físico-química
Os resultados dos ensaios físico-químicos realizados são apresentados na Tabela
4.2. A Figura 4.2 mostra as imagens do solo obtidas em MEV com aumentos de 100x,
1000x e 3000x.
Tabela 4.2: Propriedades físico-químicas do solo
Composição química (%)
Al
2
O
3
30,50
Fe
2
O
3
14,06
K
2
O
0,13
Na
2
O
0,35
SiO
2
54,95
pH
H
2
O
4,72
KCl 1N
3,95
Complexo sortivo (cmol
c
/kg)
Ca
2+
0,1
Mg
2+
K
+
0
Na
+
0
Al
3+
1,1
H
+
1,2
Sais solúveis (cmol
c
/kg)
K
+
0,01
Na
+
0,01
99
De acordo com o Manual de Adubação para o Estado do Rio de Janeiro (1998),
solos com pH inferior a 4,4 são considerados extremamente ácidos.
A soma das bases trocáveis (SB) foi de 0,1 cmolc/kg. Segundo Alvarez et al
(1999) valores inferiores a 0,60 cmolc/kg
são considerados muito baixos.
O valor 1,1 cmolc/kg
para Al
3+
refere-se à acidez trocável e é considerado alto
por Alvarez et al (1999). A acidez potencial (Al
3+
+ H
+
) é considerada baixa (referência:
1,01 a 2,50 cmolc/kg).
A salinidade normalmente é medida através da condutividade elétrica. Os
valores encontrados foram considerados baixos quando comparados com valores de
referência.
(a) x 100 (b) x 1000
(c) x 3000
Figura 4-2: Imagens do solo obtidas em MEV
100
A composição química semi-quantitativa determinada por MEV mostrou a
predominância de sílica e alumina, principais constituintes do argilo-mineral caulinita.
De acordo com as micrografias obtidas em MEV, as partículas do solo
apresentam formas irregulares, com a presença de cristais de morfologia acicular na
superfície das mesmas (Figura 4.2 c). A caulinita presente no solo é do tipo “mal
cristalizada”, pois não foi possível identificar em sua morfologia faces de perfil
hexagonal, com os aumentos conseguidos (Figura 4.2), nem mesmo o empilhamento de
lamelas que formam as partículas das caulinitas cristalizadas.
4.1.5 Análise mineralógica
A Figura 4.3 apresenta o difratograma da amostra total do solo em que se
observa a predominância do argilo-mineral caulinita e do quartzo.
Tanto a identificação da caulinita quanto a do quartzo foram imediatas, devido à
intensidade das suas reflexões características d(Aº): 7,13 e 3,34, respectivamente. De
acordo com SANTOS (1989), o ocultamento dos picos das fases menores e a incerteza
da posição do “background” (típico dos argilominerais), dificultam a identificação dos
demais minerais presentes.
0
100
200
300
400
500
600
2
3.6
5.2
6.8
8.4
10
11.6
13.2
14.8
16.4
18
19.6
21.2
22.8
24.4
26
27.6
29.2
30.8
32.4
34
35.6
37.2
38.8
40.4
42
43.6
45.2
46.8
48.4
50
51.6
53.2
54.8
56.4
58
59.6
61.2
62.8
64.4
2ϕ
Intensidade
(7,1320) caulinita
(4,2467) quartzo
(3,5448) caulinita
(3,3359) quartzo
(2,4859) quartzo
(2,2794) quartzo
(1,8124) quartzo
(1,5336) quartzo
(4,4801) caulinita
(4,3708) caulinita
(3,8469) caulinita
(4,1486) caulinita
(xx) Distância interplanar basal - Å
Figura 4-3: Difratograma de raio-x do solo
101
Apesar da difração de raios-X ser um método qualitativo, a análise conjunta com
a composição química semi-quantitativa determinada por MEV e as micrografias
permitem distinguir a caulinita como principal argilo-mineral presente no solo, além do
quartzo.
De acordo com a análise feita por Mendonça (2000) de um solo coletado na
mesma região, na fração argila, o mesmo é composto quase que predominantemente por
caulinita, e, em menor quantidade, por goethita, além de traços de ilita e hidromica
respectivamente.
4.1.6 Caracterização geotécnica
Com base nos dados obtidos das caracterizações realizadas o solo pode ser
classificado geotecnicamente, de acordo com o Sistema Unificado de Classificação de
Solos (SUCS), como uma areia argilosa (SC).
4.2 CARACTERIZAÇÃO DAS FIBRAS
As fibras utilizadas possuem 10mm de comprimento. Os valores de espessura e
resistência à tração determinados a partir dos dados fornecidos pela ECOFABRIL S/A
são os constantes da tabela 4.3. Tanto os dados fornecidos pela ECOFABRIL S/A
quanto os determinados a partir dos mesmos estão de acordo com os limites definidos
pela literatura para as propriedades do PET.
Tabela 4.3: Propriedades das fibras de PET
Espessura (µm)
27
Resistência à tração última (MPa) 385
Alongamento na ruptura (%)
(1)
48,2
Densidade relativa
(1)
1,39
VALORES DE REFERÊNCIA
(2)
Resistência à tração (MPa) 130 – 880
Alongamento na ruptura (%) 7 – 50
Densidade relativa 1,33 – 1,45
Fonte 1: Ecofabril S/A
Fonte 2: Mano, 1991 e Bonelli, 1993
102
Quanto à verificação da temperatura de fusão feita em microscópio óptico, foi
observado que a amostra fundiu entre 250ºC e 260ºC, dentro dos limites (250ºC e
270ºC) reportados pela literatura (Mano, 1991).
Essa variação se deve ao fato de que o polímero é formado por cadeias de
diferentes tamanhos que podem ser fundidas em temperaturas diferentes. A Figura 4.4
apresenta a imagem da amostra original das fibras obtida em microscópio “stereo” com
luz de fundo para visualização da espessura com aumento de 14x e zoom de 1,5x. As
Figuras 4.5(a), (b) e (c) mostram as imagens das fibras obtidas por microscopia
eletrônica de varredura – MEV – com aumentos de 100x e 500x.
Figura 4.4: Imagem das fibras obtida em microscópio stereo – aumento 14x
103
(a) x100 (b) x 100
(c) x 500
Figura 4-5: Imagens das fibras obtidas em MEV
Vale ressaltar que as temperaturas dos aterros de resíduos sólidos urbanos
normalmente variam entre 30º e 60º C, com valores crescentes com a profundidade até
profundidades entre 5 e 10m, quando tendem a se estabilizar. Este também é o limite
das profundidades a partir das quais as temperaturas no interior do aterro não são,
aparentemente, afetadas pelas variações sazonais da temperatura ambiente (NETO,
2004). Estes valores de temperatura são muito baixos quando comparados com a
temperatura de fusão do PET.
4.3 ENSAIOS DE COMPACTAÇÃO
Os ensaios de compactação do solo e das misturas solo-fibras obtiveram valores
muito próximos tanto para o peso específico aparente seco máximo, quanto para os
teores de umidade ótima de compactação. Estes valores encontram-se listados na Tabela
4.4 e as curvas de compactação apresentam-se sobrepostas na Figura 4.6.
104
Tabela 4-4: Ensaios de compactação
Teor de fibras (%) W
ótima
(%)
γ
dmáx.
(g/cm
3
)
0,0 21,2 1,640
0,5 21,3 1,620
1,0 20,7 1,625
1.40
1.45
1.50
1.55
1.60
1.65
1.70
15.0 17.0 19.0 21.0 23.0 25.0 27.0
umidade ( % )
peso esp. aparente seco ( g/cm
3
)
Solo Solo + 0,5% de fibra Solo + 1% de fibra
Figura 4-6: Curvas de compactação do solo e das misturas solo-fibras
A adição de 0,5% e 1% de fibras não alterou as características de compactação
do solo de forma significativa. A umidade ótima das misturas reforçadas sofreu um
desvio máximo igual a 0,5% em relação à mistura sem reforço e o peso específico
aparente seco máximo variou cerca de 1,2% (0,02 g/cm
3
). Os resultados são
semelhantes aos reportados pela literatura (Al Wahab e El-Kedrah, 1995; Miller e Rifai,
2000). Para o solo sem adição de fibras, os valores de umidade ótima e massa específica
seca aparente máxima são muito semelhantes aos obtidos por Mendonça, 2000.
Sendo o objetivo principal do trabalho investigar o comportamento do solo
quando a ele são adicionadas fibras, optou-se por trabalhar com corpos-de-prova
moldados em uma única condição de umidade e massa específica seca aparente,
limitando-se, desta forma, a quantidade de variáveis a serem investigadas. Como os
105
valores obtidos foram muito próximos para as diferentes condições de ensaios, foi
adotada como umidade ótima para os ensaios subseqüentes o valor de 21%, abrangendo
assim, todos os valores de umidade ótima encontrados com desvios de, no máximo,
0,3% para os ramos seco e úmido das curvas. A massa específica seca aparente máxima
adotada para os ensaios subseqüentes foi de 1,63 g/cm
3
. Para as amostras com adição de
1,5% de fibras, considerou-se um comportamento semelhante ao das amostras com
0,5% e 1,0% de fibras, adotando-se os mesmos valores para umidade ótima e massa
específica seca aparente máxima.
4.4 ENSAIOS DE ADENSAMENTO
Os índices físicos das amostras estudadas estão contidos na tabela 4.5.
Tabela 4.5: Índices físicos das amostras para ensaios de adensamento
Amostra w
inicial
(%) w
final
(%)
γ
n (g/cm
3
)
e
inicial
e
final
S
inicial
(%)
SF 23,65 26,25 1,98 0,757 0,454 83,02
CF 24,91 27,31 1,92 0,789 0,407 83,84
SF: sem fibras CF: com 1,5% de fibras
Embora a umidade tenha sido definida nos ensaios de compactação como sendo
igual a 21%, este valor não foi obtido nos ensaios de adensamento. Isso se deve às
condições inadequadas de manuseio da amostra que foram corrigidas nos ensaios
subseqüentes.
A Figura 4.7 mostra as curvas índice de vazios versus logaritmo da tensão
vertical aplicada nas amostras sem fibras e com 1,5% de fibras. As tensões de pré-
adensamento foram determinadas de acordo com o processo de Pacheco Silva (ABNT,
1990).
106
Figura 4.7: Curvas índice de vazios x logarítimo da tensão vertical aplicada
A compressibilidade da amostra (C
c
/1+e
0
) com 1,5% de fibras foi igual a 0,12,
enquanto a da amostra sem fibras foi de 0,10. Isto indica que a amostra com fibras é
mais compressível do que a amostra sem fibras em toda a faixa de solicitação dos
ensaios. Os resultados mostram que a tensão de pré-adensamento reduziu 60% quando
se adicionou fibras ao solo. Quando se iniciou o carregamento das amostras houve uma
tendência do índice de vazios da amostra com fibras se igualar ao da amostra sem fibras.
Quando se atingiu a tensão de pré-adensamento do solo, a amostra com fibras mostrou
uma queda do índice de vazios mais acentuada do que a amostra sem fibras. A partir
desta tensão, a redução dos índices de vazios passou a apresentar um comportamento
bastante semelhante para as duas amostras. Ao final do carregamento, a amostra com
fibras apresentou um índice de vazios inferior ao da amostra sem fibras.
A Tabela 4.6 apresenta os valores de condutividade hidráulica diretamente
medidos para cada estágio de carregamento e a Figura 4.8 representa a variação da
condutividade hidráulica (em escala logarítmica) em função da variação do índice de
vazios das amostras.
0,3
0,35
0,4
0,45
0,5
0,55
0,6
0,65
0,7
0,75
0,8
1 10 100 1000 10000
Log σ
v
(kPa)
Índice de vazios
sem fibras
1,5% fibras
σ
VM -
sem fibras
σ
VM -
1,5% fibras
60
150
107
Tabela 4.6: Valores de condutividade hidráulica em função da tensão vertical aplicada
Tensão vertical (kPa)
Amostra sem fibras
Amostra com 1,5% fibras
e
k (cm/s)
e
K (cm/s)
25
0,734
6,50E-06
0,738
9,60E-05
50
0,718
3,00E-06
0,702
6,40E-05
100
0,699
2,80E-06
0,662
2,70E-06
200
0,671
1,80E-07
0,607
1,40E-06
400
0,624
1,30E-07
0,543
3,30E-07
800
0,565
4,80E-08
0,475
2,20E-07
0,400
0,500
0,600
0,700
0,800
1,00E-08 1,00E-07 1,00E-06 1,00E-05 1,00E-04
log k (cm/s)
Índice de vazios
Solo sem fibras
Solo+1,5% fibras
Figura 4.8: Condutividade hidráulica em função do índice de vazios para amostra sem
fibras e com 1,5% de fibras
Nota-se pelos resultados obtidos que, até a tensão vertical de 100 kPa, o solo
sem fibras apresentou um valor de condutividade hidráulica de mesma ordem de
grandeza. A partir daí, a condutividade hidráulica decresceu até 2 ordens de grandeza
em relação ao valor inicial, quando o índice de vazios diminuiu, passando a valores
aceitáveis pela EPA (1992) para uso como barreira hidráulica. O fato da condutividade
hidráulica diminuir com o aumento da tensão vertical ressalta a importância das
sobrecargas atuantes nos sistemas de barreiras. A condutividade hidráulica do solo com
fibras também reduziu com o aumento da tensão vertical. Entretanto, a condutividade
hidráulica aumentou com a adição de fibras independente do índice de vazios da
amostra. Isto mostra que, para o teor de fibras estudado, a condutividade hidráulica foi
significativamente influenciada pela adição das fibras, o que pode ser diferente para
teores de fibras mais baixos. Valores de condutividade hidráulica inferiores a 10
-7
cm/s
só foram obtidos para tensões verticais muito elevadas. É provável que o alto teor de
108
umidade da amostra e o conseqüente decréscimo do peso específico aparente seco
tenham corroborado para o aumento da condutividade hidráulica. Ressalta-se que as
dificuldades na homogeneização das misturas aumentam com o aumento do teor de
fibras, assim como a probabilidade de existência de defeitos e a criação de caminhos
preferenciais para o fluxo de água pela amostra.
4.5 TOMOGRAFIA COMPUTADORIZADA
A tabela 4.7 apresenta os índices físicos das amostras submetidas à tomografia.
As duas amostras foram de solo + 1% de fibras.
Tabela 4.7: Índices físicos da amostras para tomografia
Amostra w
compactação
(%)
γ
n
(g/cm
3
)
e (índice de vazios)
01 20,83 1,96 0,633
02 21,06 1,97 0,638
A figura 4.9 mostra as imagens obtidas através de tomografia computadorizada
nas 3 seções ao longo do eixo do corpo-de-prova (h=6,50cm). Cada imagem
corresponde a uma fatia de 10mm de altura, sendo que a 1ª imagem foi obtida a 5mm da
superfície da amostra e assim sucessivamente. Tanto a imagem da amostra 01 quanto da
amostra 02 permitem verificar que os coeficientes de atenuação mais baixos aparecem
com maior freqüência na altura 3, ou seja, mais próxima da altura correspondente ao
meio do corpo-de-prova. Os coeficientes de atenuação mais altos ocorrem com maior
freqüência nas alturas 1 e 2, ou seja, mais próximos à superfície do corpo-de-prova. O
coeficiente de atenuação médio (µ
médio
) para cada altura encontra-se listado na tabela
4.8.
Tabela 4.8: Coeficientes de atenuação
Posição Altura (mm)
µ
médio
(cm
-1
)
Amostra 01 Amostra 02
1 5 – 15 0,0151 0,0148
2 15 – 25 0,0145 0,0148
3 25 – 35 0,0142 0,0141
109
Altura
1
AMOSTRA 01
AMOSTRA 02
FAIXA de Coeficiente de
atenuação do material
analisado para a Energia
de 662Kev (Césio 137) -
(
µ
/1000)
Altura
2
Altura
3
Figura 4.9: Imagens das amostras 01 e 02 por tomografia
As Figuras 4.10 e 4.11 mostram a freqüência com que os coeficientes de
atenuação aparecem nas amostras.
110
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
0,001 0,004 0,007 0,01 0,013 0,016 0,019 0,022 0,025
Coeficiente de atenuação (cm-1)
Frequência
altura 1
altura 2
altura 3
Figura 4.10: Curva coeficiente de atenuação versus frequência da amostra 01
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
0,001 0,004 0,007 0,01 0,013 0,016 0,019 0,022 0,025
Coeficiente de atenuação (cm
-1
)
Frequência
altura 1
altura 2
altura 3
Figura 4.11: Curva coeficiente de atenuação versus frequência da amostra 02
Tanto as imagens quanto as curvas freqüência versus coeficiente de atenuação
permitem verificar pequenas diferenças na atenuação da radiação que estão relacionadas
às diferenças de densidade dos materiais que constituem as amostras e às diferenças nas
seções em que foram realizadas as tomografias. O coeficiente de atenuação e, portanto,
a densidade das amostras diminui quando a análise caminha para o interior do corpo-de-
prova. Isso mostra que as faces do corpo-de-prova são um pouco mais densas.
111
Imagens obtidas de amostras moldadas de formas distintas da realizada neste
trabalho apresentaram as mesmas características, o que permite dizer que a forma de
compactação das amostras não altera o resultado obtido (Cardoso, 2004). Além disso,
utilizando como base a média aritmética entre os coeficientes de atenuação médios, os
desvios variaram de 0,68% a 3,42%, o que não foi considerado significativo para o
estudo realizado. Considerando que a altura 3 (de 25 a 35mm) corresponde ao meio do
corpo-de-prova e que a partir desta altura as densidades voltam a crescer, a distribuição
das fibras na massa de solo pode ser considerada homogênea para as duas amostras
estudadas.
112
CAPÍTULO 5
RESULTADOS E ANÁLISE DOS ENSAIOS HIDRÁULICOS E MECÂNICOS
5.1 ENSAIOS PRELIMINARES DE CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA
Os ensaios preliminares de condutividade hidráulica foram realizados em
amostras sem fibras e com adição de 0,5% e 1,0% de fibras, compactadas na umidade
ótima definida nos ensaios de compactação. Os valores obtidos e as condições de
execução dos ensaios estão listados na Tabela 5.1. Para as amostras sem fibras, os
resultados encontrados foram da mesma ordem de grandeza dos valores apresentados
por MENDONÇA (2000).
Tabela 5.1: Resultados dos ensaios preliminares de condutividade hidráulica
Nº do
ensaio
Teor de
fibras
(%)
w
comp
(%)
γ
n
(g/cm
3
)
e
comp.
S
comp.
(%)
w
final
(%)
k
(cm/s)
k
média
(cm/s)
1
0
21,84 1,99 0,619 93,71 23,11 2,75x10
-7
2
21,19
1,98
0,648
86,85
21,66
9,36x10
-8
1,86x10
-7
3
20,56
1,97
0,660
82,74
25,85
1,25x10
-6
(
*)
4
0,5
21,31 1,97 0,651 86,94 23,02 3,66x10
-7
5
20,90
1,96
0,610
91,00
24,22
1,56x10
-7
2,84x10
-7
6
19,59
1,93
0,596
87,30
25,22
3,31x10
-7
7
1,0
21,76
1,97
0,790
73,16
31,06
3,72x10
-7
8
20,86
1,97
0,626
88,63
22,10
1,69x10
-7
2,92x10
-7
9
20,62
1,97
0,619
88,50
22,53
3,34x10
-7
w: umidade; e: índice de vazios; S: grau de saturação; k: condutividade hidráulica.
(*) valor excluído do cálculo de k
média
Os resultados mostram que a condutividade hidráulica média tende a crescer
com o aumento do teor de fibras, como esperado (Figura 5.1). Independente da estrutura
do material, as fibras podem criar caminhos preferenciais para o fluxo no interior da
matriz de solo.
113
0
0,5
1
1,50E-07
1,70E-07
1,90E-07
2,10E-07
2,30E-07
2,50E-07
2,70E-07
2,90E-07
3,10E-07
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Teor de fibras (%)
k
média
(cm/s)
Figura 5.1: Condutividade hidráulica média versus teor de fibras
Comparando-se amostras com o mesmo teor de fibras, pode-se observar uma
tendência de redução da condutividade hidráulica com o aumento do teor de umidade de
moldagem e que a condutividade hidráulica volta a crescer para os teores mais altos de
umidade como pode ser observado na Figura 5.2. Lambe (1962) afirma que solos
compactados abaixo da umidade ótima adquirem arranjos dos grãos semelhantes a
estruturas floculadas, e esta estrutura se pronuncia tanto mais quanto menor for a
energia de compactação. Já no ramo úmido a estrutura seria tanto mais dispersa quanto
maior a energia de compactação. Muitos engenheiros geotécnicos se utilizam deste fator
quando desejam uma condutividade hidráulica mais baixa, compactando os solos um
pouco acima da umidade ótima. Em todos os casos, a maior condutividade hidráulica
também ocorreu para as amostras com maiores índices de vazios.
114
Quando comparados ao ensaio de adensamento, observa-se que a condutividade
hidráulica da amostra sem fibras foi semelhante à condutividade hidráulica das amostras
desta etapa de ensaios. Neste caso, foram comparados valores cujos índices de vazios
também foram semelhantes. Entretanto, o índice de vazios da amostra sob adensamento
somente foi semelhante ao da amostra desta etapa de ensaios após submetida a tensões
verticais superiores a 200kPa. Sob tensão vertical nula, o alto índice de vazios eleva a
condutividade hidráulica a valores 10 vezes superiores. Este valor elevado do índice de
vazios está associado ao alto teor de umidade na moldagem (cerca de 2,65% acima da
umidade ótima). Não foram feitas comparações entre amostras com fibras pois os teores
de fibras foram diferentes.
A Figura 5.3 mostra as curvas de condutividade hidráulica versus índice de
vazios.
1,00E-08
1,00E-07
1,00E-06
1,00E-05
19 20 21 22 23
umidade (%)
log k (cm/s)
Solo sem fibras
0,5% de fibras
1% de fibras
w
ót
Figura 5.2: Curvas umidade versus log k para amostras com diferentes teores de fibras
115
1,00E-08
1,00E-07
1,00E-06
1,00E-05
0,500 0,550 0,600 0,650 0,700 0,750 0,800 0,850
Índice de vazios (e)
log k (cm/s)
sem fibras
0,5% fibras
1% fibras
Figura 5.3: Condutividade hidráulica versus índice de vazios
Pela Figura 5.3 pode-se observar que os maiores valores de condutividade
hidráulica ocorreram para os maiores índices de vazios, como já foi dito anteriormente e
observado pelos dados da tabela 5.1. No caso das amostras com fibras, foram também
as que tiveram maiores teores de umidade na moldagem. Entretanto, os menores valores
de condutividade hidráulica não ocorreram para os menores índices de vazios e sim para
os teores de umidade mais próximos da umidade ótima (21%). As curvas das Figuras
5.1 a 5.3 e os dados da Tabela 5.1 mostram um comportamento típico como o descrito
por Lambe (1962).
5.2 ENSAIOS PRELIMINARES DE COMPRESSÃO DIAMETRAL
Os ensaios preliminares de compressão diametral foram realizados com o
objetivo de se conhecer o comportamento mecânico do solo e do compósito solo-fibra e
definir os níveis de deformação para induzir a abertura de fissuras de tração. Foi
inicialmente avaliada a influência da membrana de látex na resistência mecânica das
amostras. As amostras posteriores foram submetidas a tensões confinantes de 50, 100 e
200kPa, a fim de se definir níveis de tensão compatíveis aos de campo, permitindo a
abertura de fissuras e não influenciando de forma significativa na contribuição das
fibras para a melhoria da resistência mecânica das amostras.
116
5.2.1 Análise da influência da membrana de látex
A influência da utilização da membrana de látex no comportamento mecânico
das amostras foi determinada nos ensaios de compressão diametral conduzidos
conforme condições mostradas na Tabela 5.2.
Tabela 5.2: Condições de moldagem para ensaios de avaliação da influência da membrana
AMOSTRAS SEM FIBRAS
Cód amostra
Membrana
w (%)
γn (g/cm
3
)
Índice de vazios (e)
SFSM1
NÃO
21,51
1,99
0,644
SFSM2
20,99
1,98
0,636
SFCM1
SIM
20,98
1,98
0,635
SFCM2
21,72
1,99
0,647
AMOSTRAS 1% FIBRAS
Cód amostra
Membrana
w (%)
γ
n (g/cm
3
)
Índice de vazios (e)
CFSM1
NÃO
21,30
1,97
0,639
CFSM2
20,44
1,97
0,628
CFCM1
SIM
20,29
1,95
0,626
CFCM2
21,04
1,96
0,635
As curvas de tensão de tração versus deformação vertical das amostras ensaiadas
são apresentadas nas Figuras 5.4 e 5.5 .
Figura 5.4: Curvas tensão de tração versus deformação vertical – amostras sem fibras
0
5
10
15
20
25
30
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0
Deformação vertical (%)
Tensão de tração (kPa)
SFSM1
SFSM2
SFCM1
SFCM2
sem membrana
com membrana
117
Figura 5.5: Curvas tensão de tração versus deformação vertical – amostras com 1% de
fibras
Nas Figuras 5.4 e 5.5 é possível verificar que todas as amostras envolvidas pela
membrana de látex podem ter sofrido acomodação no início dos ensaios. Comparando-
se as figuras 5.4 e 5.5 observou-se que, para as amostras sem adição de fibras, o uso da
membrana causou um acréscimo da tensão máxima em torno de 5,0 kPa (≅22% da
resistência máxima) e uma redução da deformação vertical correspondente à tensão
máxima de 0,2%. Estas variações não foram consideradas significativas para os ensaios
realizados, já que o comportamento do material não se alterou e as variações foram
muito pequenas. Observou-se ainda que, tanto para as amostras ensaiadas sem o uso da
membrana, quanto para aquelas ensaiadas com membrana, o comportamento do
material é semelhante para deformações de até 0,5%. Para deformações mais elevadas
ocorrem pequenas alterações que podem ser explicadas pelas diferenças nos índices
físicos obtidos na compactação. As amostras compactadas na umidade acima da ótima
(SFSM1 e SFCM2) apresentaram valores inferiores para a tensão de tração máxima. No
ramo úmido, a estrutura do solo pode tornar-se mais dispersa, reduzindo a resistência
mecânica do material.
Para as amostras com 1% de fibras o comportamento parece, em termos
relativos, ainda menos influenciado pelo uso da membrana. Para um mesmo valor de
deformação a tensão de tração sofreu um acréscimo inferior a 4,0 kPa (≅14% da
resistência máxima) quando se comparam amostras ensaiadas sem e com o uso da
0
5
10
15
20
25
30
35
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5
Deformação vertical (%)
Tensão de tração (kPa)
CFSM1
CFSM2
CFCM1
CFCM2
sem membrana
com membrana
118
membrana. Este comportamento é observado para os diferentes níveis de deformação
vertical.
A Figura 5.6 mostra as curvas tensão-deformação mais representativas das
amostras ensaiadas.
0
5
10
15
20
25
30
35
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5
Deformação vertical (%)
Tensão de tração (kPa)
CFSM2
CFCM2
SFSM2
SFCM2
Figura 5.6: Curvas tensãode tração versus deformação vertical para as amostras com
fibras e com 1% de fibras
Quando as amostras sem fibras são comparadas com as amostras com 1% de
fibras, sem consideração do uso da membrana, é possível verificar um acréscimo da
tensão de tração para níveis de deformação vertical superiores a 1%, quando é
observada uma alteração no comportamento do material. A presença das fibras
imprimiu um comportamento mais dúctil ao conjunto solo-fibra. Abaixo de 1%, o
comportamento do material compósito é semelhante ao do solo sem fibras. Como se
espera, a resistência mecânica do material é melhorada com a adição de fibras e isso se
pronuncia para deformações mais elevadas.
5.2.2 Análise da influência da tensão confinante
A influência da tensão de confinamento das amostras no seu comportamento
mecânico foi determinada nos ensaios de compressão diametral conduzidos em
amostras preparadas conforme indicado na Tabela 5.3.
119
Tabela 5.3: Condições de moldagem para os ensaios de avaliação da tensão confinante
AMOSTRAS SEM FIBRAS
Cód amostra
Tensão
confinante (kPa)
w(%)
γ
n (g/cm
3
)
Índice de vazios
(e)
SF0
0
20,98
1,98
0,635
SF50
50
21,19
1,99
0,640
SF100
100
21,49
1,99
0,643
SF200
200
21,49
1,99
0,644
AMOSTRAS 1% FIBRAS
CF0
0
20,29
1,95
0,626
CF50
50
20,76
1,96
0,632
CF100
100
21,74
1,96
0,645
CF200
200
20,92
1,96
0,634
Os resultados obtidos são apresentados nas Figuras 5.7 e 5.8 que mostram as
curvas de tensão x deformação das amostras ensaiadas sob os diferentes níveis de tensão
confinante adotados.
Figura 5.7: Curvas tensão desvio versus deformação vertical para amostras sem fibras –
σ
c
: 0, 50, 100 e 200kPa
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Deformação vertical (%)
Tensão desvio (kPa)
SF50
SF100
SF200
SF0
120
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
Deformação vertical (%)
Tensão desvio (kPa)
CF0
CF50
CF100
CF200
Figura 5.8: Curvas tensão desvio versus deformação vertical para amostras com 1% de
fibras –
σ
c
: 0, 50, 100 e 200kPa
Tanto para as amostras sem fibras quanto para as amostras com 1% de fibras
observou-se um comportamento semelhante até cerca de 1% de deformação vertical, ou
seja, a aplicação da tensão confinante parece não ter alterado o comportamento do
material. Após este valor os ensaios com confinamento mais elevado mobilizaram
maiores tensões desvio. Em ambos os grupos de ensaios observou-se que a tensão
desvio máxima não cresce proporcional à tensão confinante. Estas diferenças de
comportamento, inclusive a contribuição das fibras nos resultados, podem estar
associadas à tendência de variação volumétrica da amostra durante o ensaio. Maiores
tensões confinantes implicam em menor tendência de expansão.
A adição das fibras melhorou o comportamento do solo para qualquer nível de
tensão confinante aplicada. Entretanto, essa contribuição tornou-se mais efetiva para as
tensões confinantes mais elevadas, podendo ser observada até altos níveis de
deformação vertical.
As figuras 5.9 a 5.12 apresentam os resultados agrupados por nível de tensão
confinante aplicada em amostras sem fibras e com 1% de fibras.
121
0
5
10
15
20
25
30
35
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
Deformação vertical (%)
Tensão de tração (kPa)
CF0 (com fibra)
SF0 (sem fibra)
Figura 5.9: Curvas tensão de tração versus deformação vertical sem aplicação de tensão
confinante
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Deformação vertical (%)
Tensão desvio (kPa)
SF50 (sem fibra)
CF50 (com fibra)
Figura 5.10: Curvas tensão desvio versus deformação vertical - σ
c
: 50kPa
122
0
20
40
60
80
100
120
140
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
Deformação vertical (%)
Tensão desvio (kPa)
SF100 (sem fibra)
CF100 (com fibra)
Figura 5.11: Curvas tensão desvio versus deformação vertical - σ
c
: 100kPa
0
25
50
75
100
125
150
175
200
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
Deformação vertical (%)
Tensão desvio (kPa)
SF200 (sem fibra)
CF200 (com fibra)
Figura 5.12: Curvas tensão desvio versus deformação vertical - σ
c
: 200kPa
Para as amostras ensaiadas sem aplicação de tensão confinante ocorre uma
alteração no comportamento do material de frágil para dúctil, com aumento da
resistência à tração inferior a 13%. As deformações verticais, no entanto, sofreram
acréscimos mais significativos. O comportamento do material compósito com relação à
resistência à tração parece ser inicialmente controlado unicamente pela matriz de solo.
À medida que crescem as deformações, o comportamento passa a ser controlado pela
matriz e pelas fibras. Outra observação importante foi que, para as tensões confinantes
mais elevadas, a contribuição das fibras também iniciou-se mais rapidamente, a
deformações verticais mais baixas.
123
As figuras 5.13a e 5.13b mostram duas amostras após o encerramento dos
ensaios, respectivamente sem adição de fibras e com 1% de fibras.
(a) (b)
Figura 5.13: Imagens das amostras após a abertura de fissuras por compressão diametral
(a) amostra sem fibras (SF0); (b) amostra com 1% de fibras (CF0)
As figuras 5.13a
e 5.13b mostram em evidência a redução na magnitude das
fissuras quando se adicionam fibras ao solo. Para as amostras com aplicação de tensão
confinante não foi possível a observação de fissuras a olho nu, provavelmente seladas
pelo efeito do confinamento. Para tensões confinantes mais elevadas (200 kPa) é
provável que não tenha ocorrido ruptura por tração das amostras.
5.3 ENSAIOS HIDROMECÂNICOS
Uma vez comprovadas as hipóteses de que “a adição de fibras aumenta a
resistência à tração do solo e reduz a abertura de fissuras de tração” e que “a tensão
confinante tende a impedir a abertura de fissuras de tração”, os ensaios desenvolvidos
nesta etapa têm como principal objetivo reforçar os resultados obtidos e elucidar as
124
demais hipóteses formuladas a respeito do comportamento hidromecânico do solo e do
material compósito:
• A adição de fibras pode aumentar a condutividade hidráulica do solo,
entretanto,
• a redução na abertura de fissuras pela adição de fibras diminui a
condutividade hidráulica do solo.
Na primeira fase de cada ensaio foi determinada a condutividade hidráulica do
corpo-de-prova não fissurado e com tensão confinante de 10kPa (apenas para impedir o
fluxo na interface membrana/amostra).
A compressão diametral dos corpos-de-prova foi realizada sob as condições
determinadas nos ensaios mecânicos preliminares. Desta forma, admitiu-se que, para
deformações verticais da ordem de 10% e sob uma tensão confinante de 100 kPa, todos
os corpos-de-prova apresentaram fissuras.
Os ensaios foram conduzidos em corpos-de-prova preparados conforme indicado
na Tabela 5.4.
Tabela 5.4: Condições de moldagem para os ensaios hidromecânicos
Cód amostra
% fibra
w (%)
γ
n (g/cm
3
)
e
0
σ
10%
(kPa)
kSF_1
0
20,53
1,98
0,631
50,75
kSF_2
20,87
1,98
0,634
58,13
k05_1
0,5
20,97
1,96
0,636
63,76
k05_2
21,40
1,97
0,641
63,70
k1_1
1
20,83
1,96
0,633
68,26
k1_2
20,62
1,95
0,630
66,86
k15_1
1,5
20,94
1,96
0,635
75,38
k15_2
20,76
1,96
0,632
75,01
σ
10%
- tensão desvio correspondente à abertura de fissuras (deformação vertical – ε
v
– 10%)
Na Tabela 5.5 encontram-se os resultados de condutividade hidráulica obtidos
para cada estágio dos ensaios, ou seja, antes e após a compressão das amostras.
125
Tabela 5.5: Resultados de condutividade hidráulica
Cód amostra
Estagio do ensaio
Condutividade hidráulica (cm/s)
σ
c
=10 kPa
σ
c
=100 kPa
kSF_1
antes da compressão
4.89E-06
4.89E-07
após a compressão
3.87E-07
1.95E-07
kSF_2
antes da compressão
4.92E-06
4.22E-07
após a compressão
3.53E-07
1.88E-07
k05_1
antes da compressão
4.97E-06
4.97E-07
após a compressão
3.91E-07
1.76E-07
k05_2
antes da compressão
5.53E-06
8.91E-07
após a compressão
8.06E-07
2.87E-07
k1_1
antes da compressão
5.06E-06
1.09E-06
após a compressão
1.31E-06
3.87E-07
k1_2
antes da compressão
5.95E-06
1.75E-06
após a compressão
1.75E-06
3.86E-07
k15_1
antes da compressão
7.25E-06
1.13E-06
após a compressão
2.21E-06
3.82E-07
k15_2
antes da compressão
7.27E-06
1.87E-06
após a compressão
2.42E-06
3.91E-07
σ
c
– tensão confinante do ensaio
Dos resultados apresentados na tabela 5.4 pode-se observar, para a deformação
vertical de 10%, um aumento na tensão desvio com a adição de fibras. Este aumento é
tanto maior, quanto maior o teor de fibras. Estes resultados foram semelhantes aos
obtidos nos ensaios preliminares de compressão diametral.
As figuras 5.14 e 5.15 mostram as curvas representativas do comportamento
mecânico das amostras ensaiadas.
Figura 5.14: Curva tensão desvio versus deformação vertical – 1º grupo de ensaios
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0
2
4
6
8
10
12
14
Deformação vertical (%)
Tensão desvio (kPa)
kSF_1
k05_1
k1_1
k15_1
126
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0 2 4 6 8 10 12 14
Deformação vertical (%)
Tensão desvio (kPa)
ksf_2
k05_2
k1_2
k15_2
Figura 5.15: Curva tensão desvio versus deformação vertical – 2º grupo de ensaios
Os resultados apresentados nas Figuras 5.14 e 5.15 são semelhantes aos obtidos
por Maher e Ho (1994), Al-Wahab e El-Kedrah (1995), Lima et al (1999) e Specht et al
(2002) que fizeram estudos similares com diferentes tipos de materiais compósitos. Não
foi observada qualquer relação entre os valores de tensão desvio obtidos com os índices
físicos das amostras. O modelo proposto por Michalowski e Zhao (1996) para ruptura
de solos reforçados com fibras considera, para fibras curtas, a distribuição uniforme e
orientação aleatória destas na matriz de solo. Considerando a distribuição uniforme das
fibras para as amostras estudadas, pode-se dizer que, quanto maior o teor de fibras,
também é maior o número de fibras mais próximas à superfície de ruptura e menor é a
probabilidade de que todas elas sejam arrancadas no mesmo instante, desde que as
mesmas possam absorver as cargas adicionais causadas pelas fissuras. Neste caso, parte
das fibras pode romper-se e parte pode ser arrancada por deslizamento, o que retarda o
surgimento de fissuras, aumentando, assim o valor da resistência à tração.
As figuras 5.16 e 5.17 apresentam os resultados de condutividade hidráulica
obtidos em função do teor de fibras adicionado às amostras. Nota-se que em todos os
casos existe uma tendência do aumento da condutividade hidráulica sendo este mais
pronunciado para os mais altos teores de fibras. Os resultados foram semelhantes a
estudos anteriores conduzidos com diferentes tipos de materiais (Maher e Ho, 1994;
Miller e Rifai, 2000). Para 0,5% de fibras a influência é pouco significativa. Heineck,
2002 apresentou resultados semelhantes para solos residuais.
127
1.00E-07
1.10E-06
2.10E-06
3.10E-06
4.10E-06
5.10E-06
6.10E-06
7.10E-06
0 0.5 1 1.5
Teor de fibras (%)
Condutividade hidráulica (cm/s)
10kPa_1
10kPa_2
100kPa_1
100kPa_2
Figura 5.16: Condutividade hidráulica versus teor de fibras das amostras antes do ensaio
de compressão diametral
1.00E-07
6.00E-07
1.10E-06
1.60E-06
2.10E-06
2.60E-06
0 0.5 1 1.5
Teor de fibras (%)
Condutividade hidráulica (cm/s)
100kPa_1
100kPa_2
10kPa_1
10kPa_2
Figura 5.17: Condutividade hidráulica versus teor de fibras das amostras após o ensaio de
compressão diametral
Na figura 5.16 as duas curvas na parte superior dos gráficos correspondem às
leituras obtidas sob confinamento de 10kPa, ou seja, uma tensão confinante baixa,
suficiente para evitar o fluxo na interface membrana/amostra. As curvas na parte
inferior dos gráficos correspondem às leituras obtidas após o acréscimo do
confinamento para 100 kPa. Pode-se verificar que, embora a condutividade hidráulica
aumente com o teor de fibras, a tensão confinante tende a reduzi-la. Estudos anteriores
mostraram que a aplicação da tensão confinante tende a fechar as microfissuras e
128
conseqüentemente, reduzir a condutividade hidráulica (Day e Daniel, 1985 e Allan e
Kukacka, 1995). Não se observou uma relação entre os valores de condutividade
hidráulica e os índices físicos das amostras. Desta forma, acredita-se que a estrutura do
solo tem maior influência no comportamento das mesmas. As amostras com 1,5% de
fibras adicionadas, provavelmente apresentaram estruturas do tipo floculada, o que pode
ser explicado pelas dificuldades na homogeneização das misturas. As fibras são
materiais inertes e praticamente não absorvem água da mistura. Assim sendo, podem
servir de caminhos preferenciais para o fluxo de água no interior da amostra,
aumentando, conseqüentemente, a condutividade hidráulica, sendo este efeito mais
pronunciado quanto maior o teor de fibras.
Na figura 5.17 as curvas na parte inferior correspondem às leituras obtidas após
a compressão das amostras, na condição de confinamento igual a 100kPa. Já as curvas
na posição superior correspondem às leituras feitas após a retirada do confinamento, ou
seja, quando a condição de confinamento retorna a 10kPa. Observou-se neste caso que,
quando as amostras são submetidas à compressão, a condutividade hidráulica sofre
menor influência da adição de fibras. Observou-se ainda que a condutividade hidráulica
das amostras após o ensaio de compressão diametral foi menor do que a condutividade
hidráulica das amostras antes do ensaio nos casos em questão. Foram verificados todos
os fatores que pudessem influenciar a condutividade hidráulica das amostras após a
compressão, tais como o gradiente hidráulico utilizado, o teor de umidade na
moldagem, o grau de saturação e o índice de vazios. Como já foi dito anteriormente,
como os índices físicos apresentaram desvios de valores muito pequenos, acredita-se
que os mesmos não tenham qualquer relação com a redução da condutividade
hidráulica. O gradiente hidráulico utilizado foi o recomendado pela ASTM D5084-90.
Não foi observado, durante a realização dos ensaios, a ocorrência de erosão interna. Nos
ensaios desta etapa a tensão confinante foi de 100kPa. A tensão desvio máxima aplicada
(correpondente a 10% de deformação vertical) apresentou-se cerca de 70kPa. Assim
considera-se o mesmo não ter sofrido ruptura por tração, ou seja, não ter ocorrido
abertura de fissuras.
Quando se reduz a tensão confinante para o valor inicial (10 kPa) a
condutividade hidráulica volta a subir, mas não atinge o valor obtido inicialmente.
As figuras 5.18 a 5.21 permitem visualizar o que aconteceu com a condutividade
hidráulica durante todo o ciclo de ensaios. Os resultados foram apresentados para as
129
diferentes condições dos ensaios. Os pontos 1, 2, 3 e 4 representam as leituras de
condutividade hidráulica para as seguintes condições:
1. tensão confinante 10kPa, antes da compressão diametral;
2. tensão confinante 100kPa, antes da compressão diametral;
3. tensão confinante 100kPa, após a compressão diametral;
4. tensão confinante 10kPa, após a compressão diametral.
Esta configuração é válida para todos os ensaios realizados.
0.00E+00
1.00E-06
2.00E-06
3.00E-06
4.00E-06
5.00E-06
6.00E-06
0 50 100 150
Tensão confinante (kPa)
Condutividade hidráulica
(cm/s)
ksf_1
ksf_2
Figura 5.18: Ciclo de leituras de condutividade hidráulica para amostras sem fibras
0.00E+00
1.00E-06
2.00E-06
3.00E-06
4.00E-06
5.00E-06
6.00E-06
0 50 100 150
Tensão confinante (kPa)
Condutividade hidráulica (cm/s)
k05_1
k05_2
Figura 5.19: Ciclo de leituras de condutividade hidráulica para amostras com 0,5% de
fibras
2
1
3
4
130
0.00E+00
1.00E-06
2.00E-06
3.00E-06
4.00E-06
5.00E-06
6.00E-06
7.00E-06
0 50 100 150
Tensão confinante (kPa)
Condutividade hidráulica (cm/s)
k1_1
k1_2
Figura 5.20: Ciclo de leituras de condutividade hidráulica para amostras com 1,0% de
fibras
0.00E+00
1.00E-06
2.00E-06
3.00E-06
4.00E-06
5.00E-06
6.00E-06
7.00E-06
8.00E-06
0 50 100 150
Tensão confinante (kPa)
Condutividade hidráulica (cm/s)
k15_1
k15_2
Figura 5.21: Ciclo de leituras de condutividade hidráulica para amostras com 1,5% de
fibras
Os resultados mostram um comportamento semelhante para todas as amostras.
As variações entre as condições dos ensaios foram da mesma ordem de grandeza.
As Figuras 5.22 e 5.23 apresentam as curvas representativas do comportamento
hidráulico em função da tensão confinante aplicada para todos os ensaios realizados,
antes e após a compressão diametral das amostras, respectivamente. Estas figuras
permitem uma melhor visualização dos resultados obtidos.
131
0.00E+00
1.00E-06
2.00E-06
3.00E-06
4.00E-06
5.00E-06
6.00E-06
7.00E-06
8.00E-06
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110
Tensão confinante (kPa)
Condutividade hidráulica (cm/s)
ksf_1
ksf_2
k05_1
k05_2
k1_1
k1_2
k15_1
k15_2
Figura 5.22: Condutividade hidráulica versus tensão confinante para todas as amostras –
antes do ensaio de compressão diametral
0.00E+00
5.00E-07
1.00E-06
1.50E-06
2.00E-06
2.50E-06
3.00E-06
0102030405060708090100110
Tensão confinante (kPa)
Condutividade hidráullica (cm/s)
ksf_1
ksf_2
k05_1
k05_2
k1_1
k1_2
k15_1
k15_2
Figura 5.23: Condutividade hidráulica versus teor de fibras de corpos-de-prova trincados
– após ensaio de compressão diametral
Das figuras 5.22 e 5.23 verificou-se que o aumento da condutividade hidráulica
foi mais acentuado quando as amostras estão sujeitas a tensões de confinamento de
10kPa, principalmente após a abertura das fissuras, ou seja, tensões confinantes mais
elevadas tendem a reduzir o efeito das fibras no comportamento hidráulico do solo,
principalmente após a compressão diametral.
132
As figuras 5.24 e 5.25 mostram os resultados de condutividade hidráulica em
função da deformação vertical para o 1º e 2º grupos de ensaios realizados. Todas as
leituras foram feitas na condição de tensão confinante igual a 100 kPa.
1,00E-07
3,00E-07
5,00E-07
7,00E-07
9,00E-07
1,10E-06
1,30E-06
0 5 10 15
Deformação vertical (%)
Condutividade hidráulica (cm/s)
ksf_1
k05_1
k1_1
k15_1
Figura 5.24: Curvas deformação vertical versus condutividade hidráulica para todos os
ensaios realizados –
σ
c
100kPa – 1º grupo de ensaios
1,00E-07
3,00E-07
5,00E-07
7,00E-07
9,00E-07
1,10E-06
1,30E-06
1,50E-06
1,70E-06
1,90E-06
2,10E-06
0 5 10 15
Deformação vertical (%)
Condutividade hidráulica (cm/s)
ksf_2
k05_2
k1_2
k15_2
Figura 5.25: Curvas deformação vertical versus condutividade hidráulica para todos os
ensaios realizados –
σ
c
100kPa – 2º grupo de ensaios
Embora a condutividade hidráulica inicial (em ε
v
igual a 0%) seja diferente e
tanto maior, quanto mais alto for o teor de fibras, há uma tendência desta convergir para
133
um valor de mesma ordem de grandeza quando as deformações aumentam. Isto mostra,
mais uma vez, que o teor de fibras tem relativamente pouca influência nos resultados de
condutividade hidráulica das amostras sob tensão confinante.
5.3.1 Ensaios complementares
Os ensaios complementares de compressão diametral e condutividade hidráulica
foram realizados com o objetivo de verificar se o comportamento das amostras segue o
mesmo padrão para todos os níveis de deformação vertical e tensões confinantes
impostos, ou seja, redução da condutividade hidráulica. Para isso, foram adotadas
amostras sem fibras e com 1% de fibras, ensaiadas sob tensões confinantes de 10kPa e
100kPa. A condutividade hidráulica foi medida a cada incremento de 1,00mm de
deformação imposta, com desvios da ordem de ±0,1mm. Os ensaios foram conduzidos
em corpos-de-prova preparados conforme mostra a tabela 5.6.
Tabela 5.6: Condições dos ensaios hidromecânicos complementares
Cód amostra
% fibra
σ
c
(kPa)
Umidade (%)
γ
n (g/cm
3
)
e
inicial
S
inicial
(%)
σ
10%
(kPa)
ksf_3
0
10
21,03
1,98
0,634
88,14
16,37
ksf_4
100
21,40
1,99
0,641
88,65
48,60
k1_3
1
10
20,50
1,96
0,628
86,77
25,44
k1_4
100
20,90
1,97
0,633
87,64
63,27
σ
10%
- tensão desvio correspondente à abertura de fissuras (deformação vertical – ε
v
– 10%)
A Figura 5.26 mostra o comportamento mecânico das amostras. As amostras de
número 3 foram submetidas à compressão diametral sob tensão confinante de 10kPa e
as amostras de número 4 foram submetidas à compressão diametral sob tensão
confinante de 100kPa.
134
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Deformação vertical (%)
Tensão desvio (kPa)
ksf_3 (10kPa)
k1_3 (10kPa)
ksf_4 (100kPa)
k1_4 (100kPa)
Figura 5.26: Curvas tensão desvio versus deformação vertical dos ensaios hidromecânicos
complementares
Os resultados foram semelhantes aos obtidos nos ensaios anteriores, com
significativos aumentos da tensão desvio quando se adiciona fibras ao solo. A
contribuição das fibras foi maior para as amostras ensaiadas sob 100kPa de
confinamento.
Os resultados obtidos para a condutividade hidráulica encontram-se listados na
Tabela 5.7 em função das deformações verticais impostas.
Tabela 5.7: Condutividade hidráulica – ensaios complementares
ε
r
(%)
Condutividade hidráulica (cm/s)
ksf_3
ksf_4
k1_3
k1_4
0,00
4,91E-06
5,36E-07
5,90E-06
2,64E-06
0,50
4,96E-06
-
6,85E-06
-
1,00
5,18E-06
4,54E-07
7,38E-06
1,14E-06
2,00
5,61E-06
3,87E-07
-
9,41E-07
2,50
-
-
8,44E-06
-
3,00
6,70E-06
3,41E-07
8,77E-06
7,68E-07
4,00
7,79E-06
2,65E-07
9,23E-06
6,73E-07
5,00
8,24E-06
2,28E-07
9,69E-06
6,68E-07
6,00
-
1,98E-07
9,74E-06
6,58E-07
6,50
8,91E-06
-
-
-
7,00
8,97E-06
1,86E-07
9,81E-06
6,43E-07
8,00
8,00E-06
2,94E-07
9,90E-06
6,21E-07
9,00
5,05E-06
3,26E-07
9,50E-06
6,54E-07
10,00
3,10E-06
1,9041E-07
8,45E-06
7,37E-07
11,00
-
1,78591E-07
-
7,76E-07
11,50
-
-
6,88E-06
-
12,00
-
-
5,22E-06
6,40E-07
13,00
-
-
-
5,87E-07
135
Os valores em destaque na Tabela 5.7 mostram os acréscimos e decréscimos da
condutividade hidráulica ao longo dos ensaios. A Figura 5.27 apresenta o
comportamento hidráulico das amostras em diferentes níveis de deformação vertical.
σc - 10kPa
0,00E+00
1,00E-06
2,00E-06
3,00E-06
4,00E-06
5,00E-06
6,00E-06
7,00E-06
8,00E-06
9,00E-06
1,00E-05
1,10E-05
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
Deformação vertical (%)
Condutividade hidráulica (cm/s)
ksf_3 (10kPa)
k1_3 (10kPa)
ksf_4 (100kPa)
k1_4 (100kPa)
Figura 5.27: Curvas condutividade hidráulica x deformação vertical dos ensaios
hidromecânicos complementares
Observa-se que, inicialmente, o comportamento das amostras ensaiadas sob
tensão confinante de 10kPa é oposto ao comportamento das amostras ensaiadas sob
tensão confinante de 100kPa.
Para as amostras ensaiadas com 10kPa de confinamento, a condutividade
hidráulica tende a aumentar à medida que crescem as deformações verticais, até atingir
valores entre 7 e 8% de deformação, quando as fissuras começam a surgir, como
definido nos ensaios preliminares de compressão diametral. A partir destes valores a
condutividade hidráulica decresce chegando próximo aos valores obtidos para as
deformações nulas. Isso ocorre provavelmente devido ao carreamento de partículas
finas do solo para o interior das fissuras e/ou pelas deformações provocadas pela
compressão da amostra com conseqüente alteração da estrutura do material. O
comportamento da amostra de solo-fibra é o mesmo da amostra de solo, sendo a
condutividade hidráulica da amostra de solo-fibra superior.
Para as amostras ensaiadas com 100kPa de confinamento, a condutividade
hidráulica tende a reduzir à medida que crescem as deformações verticais, até atingir
136
valores entre 7 e 8% de deformação. A partir destes valores a condutividade hidráulica
sofre um pequeno acréscimo e volta a reduzir. O acréscimo da condutividade hidráulica
ocorre durante as deformações correspondentes à abertura das fissuras. Entretanto, o
confinamento tende a selar as fissuras fazendo com que a condutividade hidráulica volte
a decrescer. Nestes casos o comportamento da amostra de solo-fibra também é
semelhante ao da amostra de solo e apresenta valores de condutividade hidráulica
superiores.
Nota-se que o comportamento das amostras confinadas a 100kPa segue o mesmo
padrão das amostras ensaiadas anteriormente. No entanto, o comportamento das
amostras confinadas a 10kPa é diferente. Como esperado, a abertura de fissuras aumenta
significativamente a condutividade hidráulica (cerca de 80%). As amostras com fibras
apresentam-se em todas as condições com maior condutividade hidráulica. Entretanto,
deve-se considerar (vide Figura 5.26) que a resistência à abertura de fissuras das
amostras com fibras é cerca de 25% a 50% superior à resistência das amostras sem
fibras. Desta forma, no caso de cobertura (tensões confinantes baixas), as fibras poderão
desempenhar papel favorável a evitar-se a abertura de fissuras e o aumento da
condutividade hidráulica. Na figura 5.27 observa-se um aumento de 50% na
condutividade hidráulica comparando-se a amostra sem fibras após a compressão
diametral (k=9,00x10
-6
cm/s, 7% de deformação) com a amostra com fibras antes da
compressão diametral (k=6,00x10
-6
cm/s, deformação nula) na condição de
confinamento igual a 10kPa. É também importante destacar que para elevadas tensões
de confinamento (100kPa) verifica-se, independente da adição de fibras, decréscimos na
condutividade hidráulica com a deformação sob solicitações de compressão diametral.
Tal indica, como esperado, uma menor tendência de abertura de fissuras sob elevadas
tensões confinantes como é o caso de barreiras horizontais de depósitos de elevada
altura de estocagem.
137
CAPÍTULO 6
CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
6.1 CONSIDERAÇÕES GERAIS
O objetivo principal deste trabalho foi avaliar a potencialidade do uso de fibras
de PET adicionadas a um solo de características argilosas para uso como barreira
hidráulica. O solo utilizado é típico da região do Rio de Janeiro e apresenta
condutividade hidráulica baixa o suficiente para ser empregado em barreiras hidráulicas
quando compactado de forma controlada. O teor de finos deste solo é superior ao valor
mínimo recomendado pela EPA (1992) para uso em barreiras hidráulicas (30%).
Entretanto, ao ser solicitado, pode apresentar aumentos consideráveis da condutividade
hidráulica em função da abertura de fissuras que permitem a passagem de líquidos para
as camadas subjacentes. Desta forma, o uso das fibras foi avaliado com a finalidade
principal de reduzir ou até mesmo evitar a abertura de fissuras e, conseqüentemente,
melhorar o comportamento hidráulico do solo.
Com base no conceito de que as fibras podem melhorar o comportamento do
solo foram analisadas algumas hipóteses que pudessem explicar de que forma as fibras
poderiam ser usadas sem alterar significativamente algumas propriedades físicas do solo
e apresentando uma boa trabalhabilidade na mistura. As hipóteses formuladas foram as
seguintes:
1. A adição de fibras pode aumentar a condutividade hidráulica do solo;
2. A adição de fibras aumenta a resistência à tração do solo;
3. A adição de fibras reduz (ou previne) a abertura de fissuras de tração;
4. O aumento da tensão confinante reduz a abertura das fissuras;
5. A redução na abertura das fissuras diminui a condutividade hidráulica do
compósito solo-fibra.
Estas hipóteses são mais facilmente elucidadas analisando-se o comportamento
dos materiais a partir da caracterização dos mesmos até o comportamento das amostras
sob as diferentes condições dos ensaios.
138
6.2 CARACTERIZAÇÃO DAS AMOSTRAS
A caracterização físico-química e mineralógica mostrou que o solo utilizado é
formado essencialmente pelo argilo-mineral caulinita, de baixa expansão e capacidade
de troca catiônica reduzida, o que tem pouca influência na condutividade hidráulica.
A compactação de amostras com 0,5% e 1% de fibras apresentou
comportamento semelhante ao da amostra sem fibras, alterando de forma não
representativa os valores de umidade ótima e massa específica seca aparente máxima o
que permitiu fixar estes valores para todos os ensaios realizados.
Pelas tomografias realizadas em amostras com 1% de fibras, pode-se verificar
que as fibras apresentam uma distribuição uniforme na matriz do solo como no modelo
proposto por Michalowski e Zhao (1996) para solos reforçados com fibras.
Embora a umidade tenha sido um índice físico fixo em todos os ensaios, as
variações sofridas nos primeiros ensaios permitiram concluir que as amostras
compactadas abaixo da umidade ótima tendem a valores mais elevados de
condutividade hidráulica, o que confirma a afirmação de Lambe (1962) sobre as
variações na estrutura do solo em função da umidade. Para amostras compactadas na
umidade muito acima da ótima, como no caso dos ensaios de adensamento, os altos
valores de condutividade hidráulica podem estar relacionados à baixa massa específica
seca aparente que, neste caso, tem maior influência do que as variações na estrutura do
solo.
6.3 COMPORTAMENTO MECÂNICO DAS AMOSTRAS
A resistência à tração do solo é fortemente influenciada pela adição de fibras. A
resistência à tração cresce com a adição de fibras para todos os teores estudados em
todos os níveis de deformação vertical impostos (acima de 1%).
O uso da membrana de látex envolvendo o corpo-de-prova exerce pouca
influência no resultado dos ensaios. A tensão de confinamento, no entanto, favorece o
aumento da tensão desvio, sendo mais pronunciado para os mais altos valores de tensão
confinante aplicada. Para as amostras ensaiadas sem aplicação de tensão confinante
ocorre uma alteração no comportamento do material de frágil para dúctil quando se
adiciona fibras.
139
Observou-se que o comportamento do material compósito com relação à
resistência à tração parece ser inicialmente controlado unicamente pela matriz de solo.
À medida que crescem as deformações, o comportamento passa a ser controlado pela
matriz e pelas fibras.
A adição de fibras em todos os teores estudados reduziu a magnitude das fissuras
de tração. Além disso, as fissuras começaram a surgir em níveis de deformações
verticais mais elevados.
6.4 COMPORTAMENTO HIDRO-MECÂNICO DAS AMOSTRAS
O ensaio de adensamento da amostra com 1,5% de fibras mostrou que, embora a
redução do índice de vazios para tensões verticais mais elevadas seja mais acentuada do
que em amostras sem fibras (a compressibilidade da amostra com fibras é superior),
essa redução não é suficiente para reduzir a condutividade hidráulica para valores
recomendados pela EPA (1992). Isto mostra que, para o teor de fibras estudado, a
condutividade hidráulica foi significativamente influenciada pela adição destas, o que
pode ser diferente para teores de fibras mais baixos. Acredita-se que as fibras sejam
responsáveis pela formação de caminhos preferenciais para o fluxo, que tendem a
aumentar com o aumento do teor de fibras. A utilização de um teor de fibras mais baixo
pode gerar resultados mais eficientes. Entretanto, não se pode afirmar que o teor de
fibras seja o único responsável pelos elevados valores de condutividade hidráulica, uma
vez que a amostra foi compactada com umidade muito acima da ótima nos ensaios de
adensamento.
A análise do comportamento hidráulico e mecânico como um conjunto
interdependente mostrou que, apesar da adição de fibras ao solo gerar um aumento da
condutividade hidráulica, o confinamento favorece a sua redução de maneira
significativa, mesmo após solicitado por compressão diametral. A redução da
condutividade hidráulica pode estar relacionada às deformações provocadas pela
compressão da amostra com conseqüente alteração da estrutura do material ou pelo
selamento promovido pelo carreamento de partículas finas do solo para o interior das
fissuras. Nos casos de tensões confinantes elevadas (100 KPa) o confinamento foi
superior à tensão desvio aplicada, assim não deve ter ocorrido a ruptura por tração e
abertura de fissuras.
140
Para teores de fibras mais elevados (1,5%), a tensão confinante exerceu menor
influência na redução da condutividade hidráulica, o que pode ser explicado pela maior
probabilidade da existência de intrusões e defeitos provenientes da homogeneização da
amostra que favorecem o fluxo de água.
Os ensaios complementares permitiram verificar que, como esperado, a abertura
de fissuras aumenta significativamente a condutividade hidráulica das amostras sob
baixas tensões confinantes (10kPa). Entretanto, deve-se considerar que a resistência à
abertura de fissuras das amostras com fibras é cerca de 25% a 50% superior à
resistência das amostras sem fibras. Desta forma, no caso de cobertura (tensões
confinantes baixas), as fibras poderão desempenhar papel favorável a evitar-se a
abertura de fissuras e o conseqüente aumento da condutividade hidráulica. É também
importante destacar que, para elevadas tensões de confinamento (100kPa), verifica-se,
independente da adição de fibras, decréscimos na condutividade hidráulica com a
deformação sob solicitações de compressão diametral. Tal indica, como esperado, uma
menor tendência de abertura de fissuras sob elevadas tensões confinantes como é o caso
de barreiras horizontais de depósitos de elevada altura de estocagem.
Assim como já reportado na literatura (Maher e Ho, 1994), a adição de teores
elevados de fibras ao solo (> 1%), além de promover o acréscimo da condutividade
hidráulica, exerce pouca influência no acréscimo da resistência à tração.
As considerações feitas a respeito dos resultados obtidos neste estudo permitem
concluir que a adição de 1% de fibras, além de favorecer o acréscimo da tensão de
tração máxima do solo, retarda a abertura de fissuras e reduz a magnitude das mesmas,
sem alterar as propriedades desejáveis na compactação e sem influenciar negativamente
a condutividade hidráulica do solo quando utilizadas sob tensão confinante. Além disso,
apresenta boa trabalhabilidade na mistura, o que torna viável a utilização do compósito
solo-fibra como barreira hidráulica.
141
6.5 SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
• Verificar o comportamento hidromecânico dos materiais sob diferentes
condições de ensaio, tais como diferentes compacidades, umidades de
compactação (abaixo e acima da umidade ótima) e tensões de confinamento;
• Analisar a influência do comprimento das fibras;
• Montagem de modelo experimental reduzido de barreira hidráulica sob
diferentes condições de confinamento;
142
BIBLIOGRAFIA
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