Larissa de Brum Passini

Transcrição

1 COMPORTAMENTO MECÂNICO DE GRAMPOS COM FIBRAS DE POLIPROPILENO Larissa de Brum Passini Dissertação de Mestrado 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 Mestre em Engenharia Civil. Orientadores: Anna Laura Lopes da Silva Nunes Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão Rio de Janeiro Dezembro de 2010 i

2 COMPORTAMENTO MECÂNICO DE GRAMPOS COM FIBRAS DE POLIPROPILENO Larissa de Brum Passini DISSERTAÇÃO 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 MESTRE EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL. Examinada por: Profª. Anna Laura Lopes da Silva Nunes, Ph.D. Prof. Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão, Ph.D. Prof. Fernando Artur Brasil Danziger, D.Sc. Prof. Waldemar Coelho Hachich, Ph.D. RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL DEZEMBRO DE 2010 ii

3 Passini, Larissa de Brum Comportamento Mecânico de Grampos com Fibras de Polipropileno/ Larissa de Brum Passini. Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE, XX, 212 p.: il.; 29,7 cm. Orientadores: Anna Laura Lopes da Silva Nunes Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão Dissertação (mestrado) UFRJ/ COPPE/ Programa de Engenharia Civil, Referências Bibliográficas: p Solo Grampeado. 2. Materiais compósitos. 3. Fibras de polipropileno. 4. Resistência ao arrancamento. I. Nunes, Anna Laura Lopes da Silva, et al. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil. III. Título. iii

4 Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.) COMPORTAMENTO MECÂNICO DE GRAMPOS COM FIBRAS DE POLIPROPILENO Larissa de Brum Passsini Dezembro/2010 Orientadores: Anna Laura Lopes da Silva Nunes Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão Programa: Engenharia Civil Este trabalho tem por objetivo verificar a viabilidade de substituição das barras de aço utilizadas em grampos convencionais por fibras de polipropileno na técnica de contenção de encostas conhecida por solo grampeado. A área experimental onde os grampos foram executados, ensaiados e exumados localiza-se em um talude de solo residual de gnaisse no Rio de Janeiro, RJ. Os grampos convencionais foram executados com barras de aço envoltas por pasta de cimento. Os grampos não convencionais foram executados com argamassa reforçada com fibras de polipropileno. Todos os grampos foram instalados com inclinação de 15 o em relação à horizontal e alguns deles foram instrumentados com extensômetros elétricos (strain gages) para verificar a distribuição do carregamento ao longo do comprimento do grampo, durante a realização dos ensaios no campo. Também foram realizados ensaios de laboratório para a determinação da resistência e deformabilidade dos corpos-de-prova de solo do talude, de pasta de cimento e de argamassa com fibras de polipropileno. Os principais aspectos analisados foram a resistência ao arrancamento e a distribuição do carregamento dos grampos no campo. Os resultados indicam que os grampos com fibras de polipropileno apresentaram 62% da resistência dos grampos convencionais e sugerem a viabilidade de utilização destes. iv

5 Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.) MECHANICAL BEHAVIOR OF NAILS WITH POLYPROPYLENE FIBERS Larissa de Brum Passini December/2010 Advisors: Anna Laura Lopes da Silva Nunes Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão Department: Civil Engineering This research aims at verifying the viability of replacing the steel bars used in conventional nails by polypropylene fibers in the soil nailing technique for stabilization of slopes. The experimental area, where the nails were installed, tested and exhumed, is located in a slope of gneissic residual soil in Rio de Janeiro, RJ. The conventional nails were made of steel bars inserted in cement grout. The unconventional nails were prepared with the synthetic fibers mixed with the cement grout. All nails were installed with an inclination of 15 degrees relative to horizontal and some were instrumented with strain gages for verifying the load distribution along their lengths during the field tests. Laboratory tests were also carried out to obtain the deformability and strength characteristics of the residual soil and the cement grout, with and without fibers. The main aspects examined were the pullout resistance and the load distribution of nails in the field. The results suggest the feasibility of using the nails with polypropylene fibers and indicate that they had about 62% of the resistance of conventional nails. v

6 SUMÁRIO Capítulo 1 Introdução Considerações iniciais Objetivo geral Objetivos específicos Justificativas Metodologia Estrutura da dissertação Capítulo 2 Considerações sobre solo grampeado Considerações iniciais Histórico Conceito Processo executivo Revestimento da face Drenagem Vantagens e limitações Mecanismo e comportamento Análise de estabilidade Ensaio de arrancamento de grampos Mobilização do atrito ao longo dos grampos Instrumentação extensométrica de grampos Considerações finais Capítulo 3 Considerações sobre materiais compósitos Considerações iniciais Materiais compósitos reforçados com fibras Fase fibra Fase matriz Interação entre as fases fibra e matriz Parâmetros que influenciam o desempenho dos materiais compósitos vi

7 3.4 Comportamento mecânico dos materiais compósitos Propriedades dos materiais compósitos no estado fresco Propriedades dos materiais compósitos no estado endurecido Aplicações dos materiais compósitos reforçados com fibras Grampos compostos por argamassa com fibras de polipropileno Considerações finais Capítulo 4 Programa experimental Considerações iniciais Área experimental Grampos Grampos convencionais Grampos não convencionais Materiais utilizados Processo de instalação dos grampos no talude Ensaios de campo Ensaio de arrancamento Ensaio de empurramento Exumação dos grampos Escavação do talude Exumação dos grampos convencionais Exumação dos grampos não convencionais Ensaios de laboratório Ensaios em solo Ensaios em pasta de cimento e argamassa com fibras Capítulo 5 Apresentação e análise dos resultados Considerações iniciais Informações relevates Resultados dos ensaios de arrancamento Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais Resistência ao arrancamento dos grampos convencionais Resultados dos ensaios de empurramento vii

8 5.4.1 Curvas carga-deslocamento dos grampos não convencionais Resistência ao arrancamento dos grampos não convencionais Resistência dos grampos convencionais e não convencionais Resultados da instrumentação dos grampos Distribuição do carregamento ao longo dos grampos convencionais Distribuição do carregamento ao longo dos grampos não convencionais Análise da exumação dos grampos Capítulo 6 Conclusões e sugestões Considerações iniciais Conclusões Sugestões para futuras pesquisas Referências bibliográficas Anexos viii

9 LISTA DE FIGURAS Capítulo 2 Considerações sobre solo grampeado Figura 2.1 Comparação do NATM com a técnica convencional (ORTIGÃO et al., 1993)... Figura 2.2 Execução do solo grampeado com equipamentos mecânicos (ZIRLIS et al., 1999)... Figura 2.3 Execução do solo grampeado com equipamentos manuais (ZIRLIS et al., 1999)... Figura 2.4 Cabeças de grampos com barras de diâmetro superior e inferior a 20 mm (ORTIGÃO et al., 1993)... Figura 2.5 Exemplos da extremidade do grampo junto à face (INGOLD, 1995)... Figura 2.6 Extremidade do grampo embutida no terreno (ORTIGÃO et al., 1993)... Figura 2.7 Esquema de dreno sub-horizontal profundo (SOLOTRAT, 2003)... Figura 2.8 Esquema de drenagem superficial (SAES et al., 1999)... Figura 2.9 Mecanismos de estabilização (a) cortina atirantada e (b) solo grampeado (MITCHELL e VILLET, 1987)... Figura 2.10 Força máxima mobilizada no grampo (EHRLICH, 2003)... Figura 2.11 Comportamento de reforços (a) flexíveis e (b) rígidos (MITCHELL e VILLET, 1987)... Figura 2.12 Influência da rigidez do grampo nas deformações e tensões mobilizadas (EHRLICH, 2003)... Figura 2.13 Importância da face em taludes verticais e inclinados (EHRLICH, 2003)... Figura 2.14 Curvas típicas do ensaio de arrancamento de grampos (CLOUTERRE, 1991)... Figura 2.15 Tração mobilizada no grampo e resistência ao arrancamento (ORTIGÃO, 1997) ix

10 Figura 2.16 Figura 2.17 Figura 2.18 Figura 2.19 Figura 2.20 Figura 2.21 Figura 2.22 Esquema de montagem dos equipamentos para o ensaio de arrancamento (SPRINGER, 2006 adaptado de LAZART et al., 2003)... Distribuição das deformações ao longo do grampo durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE, 1991)... Distribuição das forças de tração ao longo do grampo de 3 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991)... Distribuição das forças de tração ao longo do grampo de 12 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991)... Mobilização das tensões de cisalhamento ao longo do grampo de 3 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991).. Mobilização das tensões de cisalhamento ao longo do grampo de 12 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991). Esquema de um extensômetro de resistência elétrica (ANDOLFATO et al., 2004) Capítulo 3 Considerações sobre materiais compósitos Figura 3.1 Definição do comprimento crítico da fibra (ASHBY e JONES, 1998)... Figura 3.2 Disposição da fibra na fissura idealizada (TAYLOR, 1994)... Figura 3.3 Curvas conceituais de concretos fibrosos com relação ao volume crítico de fibras incorporado (FOÁ, 2002)... Figura 3.4 Representação esquemática das curvas tensão-deformação de materiais compósitos dependendo do volume de fibras (PROCTOR, 1990)... Figura 3.5 Fator de eficiência como função do comprimento e da orientação das fibras (BENTUR e MINDESS, 1990)... Figura 3.6 Representação esquemática dos estágios de uma curva tensãodeformação do material compósito (BENTUR e MINDESS, 1990)... Figura 3.7 Representação esquemática do processo de fissuração múltipla e da curva resultante em compósito de matriz frágil reforçado com x

11 Figura 3.8 fibras (BENTUR e MINDESS, 1990)... Curva tensão-deformação da matriz cimentícia com e sem fibras (FIGUEIREDO, 2000) Capítulo 4 Programa experimental Figura 4.1 Vista frontal do talude... Figura 4.2 Vista lateral do talude... Figura 4.3 Solo residual com foliação da rocha preservada (a) de coloração amarelada e (b) de coloração esbranquiçada... Figura 4.4 Esboço da vista frontal do talude com os grampos... Figura 4.5 Esboço da vista lateral do talude com o grampo... Figura 4.6 Seção transversal esquemática do grampo convencional no talude Figura 4.7 Posição da instrumentação com strain gages nos grampos convencionais... Figura 4.8 Seção transversal esquemática dos grampos não convencionais com 1,0 m de comprimento... Figura 4.9 Seção transversal esquemática dos grampos não convencionais com 2,0 m de comprimento... Figura 4.10 Posição da instrumentação dos grampos não convencionais de 1,0 m... Figura 4.11 Posição da instrumentação dos grampos não convencionais de 2,0 m... Figura 4.12 Haste metálica de 1,0 m com strain gages, mangueira de reinjeção e centralizadores... Figura 4.13 Barra de aço do Sitema Gewi (CATÁLOGO GEWI)... Figura 4.14 Haste metálica para fixação dos strain gages dos grampos não convencionais... Figura 4.15 Strain gages utilizados na instrumentação dos grampos convencionais e não convencionais... Figura 4.16 Instrumentação com strain gages: (a) barras dos grampos convencionais e (b) hastes dos grampos não convencionais... Figura 4.17 Fibras de polipropileno... Figura 4.18 Isopor moldado com o diâmetro do furo de 100 mm para a xi

12 Figura 4.19 Figura 4.20 Figura 4.21 Figura 4.22 Figura 4.23 Figura 4.24 Figura 4.25 Figura 4.26 Figura 4.27 Figura 4.28 Figura 4.29 Figura 4.30 Figura 4.31 Figura 4.32 Figura 4.33 Figura 4.34 Figura 4.35 Figura 4.36 Figura 4.37 vedação do fundo dos grampos não convencionais... Espuma moldada com o diâmetro do furo de 100 mm para a vedação da extremidade final dos grampos não convencionais... Furo de 250 mm de diâmetro realizado no muro de concreto e furo de 100 mm de diâmetro realizado no solo... Esquema em planta dos comprimentos de perfuração... Equipamentos utilizados para a preparação e injeção da pasta de cimento... Preparação da mistura de argamassa com fibras de polipropileno. Injeção da argamassa com fibras de polipropileno... Reinjeção com pasta de cimento... Misturador de haste vertical utilizado na preparação da argamassa com fibras... Máquina P13 utilizada para a injeção da argamassa com fibras... Equipamentos do sistema de aquisição de dados... Esquema de funcionamento do sistema de aquisição de dados... Sistema de aplicação de carga do ensaio de arrancamento... Viga de reação utilizada nos ensaios de empurramento dos grampos com fibras... Tubo metálico prolongador utilizado nos ensaios de empurramento... Abertura no topodo tubo prolongador e no início do seu tronco para a passagem dos cabos dos straing gages... Abertura na base do tubo prolongador para encaixe da barra de aço... Início da montagem dos equipamentos para o ensaio de empurramento... Equipamentos montados para o ensaio de empurramento... Área escavada para a exumação dos grampos GC e GP Figura 4.38 Sequência de desmonte do talude para exumação dos grampos: (a) retirada do muro de concreto, (b) retirada do solo e excesso, xii

13 Figura 4.39 Figura 4.40 Figura 4.41 Figura 4.42 Figura 4.43 Figura 4.44 Figura 4.45 Figura 4.46 Figura 4.47 Figura 4.48 Figura 4.49 Figura 4.50 Figura 4.51 Figura 4.52 Figura 4.53 Figura 4.54 Figura 4.55 Figura 4.56 Figura 4.57 Figura 4.58 Figura 4.59 Figura 4.60 Figura 4.61 Figura 4.62 (c) escavação manual e limpeza dos grampos e (d) utilização de martelete em solo de transição para alteração de rocha... Retirada dos grampos exumados: (a) remoção e (b) transporte... Exumação do grampo convencional GC-4... Exumação do grampo convencional GC-5... Exumação do grampo convencional GC-6... Detalhe grampo convencional GC-4... Detalhe grampo convencional GC-6... Aumento do diâmetro do grampo convencional GC-6 em região de falha... Exumação do grampo não convencional GP Exumação do grampo não convencional GP Exumação do grampo não convencional GP Exumação do grampo não convencional GP Exumação do grampo não convencional GP Exumação do grampo não convencional GP Fissuras na cabeça dos grampos: (a) GP 2-1 e (b) GP Fissuras na cabeça dos grampos: (a) GP 2-2 e (b) GP Fissuras na cabeça dos grampos: (a) GP 1-1 e (b) GP Imperfeições localizadas ao longo do topo dos grampos: (a) GP 2-1; (b) GP 2-2; (c) GP 1-1; e (d) GP Coleta de amostras do material de transição para alteração de rocha... Curva granulométrica Solo residual jovem (SRJ)... Curva granulométrica Material de transição para alteração de rocha (TAR)... Curvas do ensaio de cisalhamento direto SRJ: (a) Tensão cisalhante-deslocamento horizontal e (b) Deslocamento verticaldeslocamento horizontal... Curvas do ensaio de cisalhamento direto TAR: (a) Tensão cisalhante-deslocamento horizontal e (b) Deslocamento verticaldeslocamento horizontal... Envoltória de resistência do SRJ... Envoltória de resistência do TAR xiii

14 Figura 4.63 Figura 4.64 Figura 4.65 Figura 4.66 Figura 4.67 Figura 4.68 Figura 4.69 Figura 4.70 Preparação dos corpos-de-prova para os ensaios de laboratório: (a) corte dos tubos, (b) retirada dos moles de PVC, (c) faceamento dos corpos-de-prova e (d) verificação da perpendicularidade das faces em relação ao eixo longitudinal... Ensaio de compressão uniaxial com medidas diretas de deformação axial... Equipamentos utilizados nos ensaios de laboratório: (a) prensa de 1000 kn e (b) caixa de comando para controle de carga... Corpo-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com fibra após o ensaio de compressão uniaxial... Curvas tensão-deformação típicas dos ensaios de compressão uniaxial para corpos-de-prova de pasta de cimento (CUPC) e argamassa com fibras de polipropileno (CUAP)... Ensaio de compressão diametral com uso de mordentes curvos de aço... Corpo-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com fibras após ensaio de compressão diametral... Curvas típicas carga-deslocamento do pistão dos ensaios de compressão diametral para pasta de cimento (CDPC) e argamassa com fibras de polipropileno (CDAP) Capítulo 5 Apresentação e análise dos resultados Figura 5.1 Curvas carga-deslocamento do GC-1: (a) Carga medida pela célula de carga e (b) Carga medida pelo manômetro do conjunto macaco-bomba-manômetro... Figura 5.2 Curvas carga-deslocamento do GC-2: (a) Carga medida pela célula de carga e (b) Carga medida pelo manômetro do conjunto macaco-bomba-manômetro... Figura 5.3 Curva carga-deslocamento do GC-3... Figura 5.4 Curva carga-deslocamento do GC-4... Figura 5.5 Curva carga-deslocamento do GC-5... Figura 5.6 Curva carga-deslocamento do GC-6... Figura 5.7 Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais (GC) xiv

15 Figura 5.8 Figura 5.9 Figura 5.10 Figura 5.11 Figura 5.12 Figura 5.13 Figura 5.14 Figura 5.15 Figura 5.16 Figura 5.17 Figura 5.18 Figura 5.19 Figura 5.20 Figura 5.21 Figura 5.22 Figura 5.23 Figura 5.24 Figura 5.25 Figura 5.26 Figura 5.27 Regiões típicas da curva carga-deslocamento do GC-1... Resistência ao arrancamento dos grampos convencionais... Curva carga-deslocamento do GP Curva carga-deslocamento do GP Curva carga-deslocamento do GP Curva carga-deslocamento do GP Curva carga-deslocamento do GP Curva carga-deslocamento do GP Curvas carga-deslocamento dos grampos com fibras de polipropileno... Regiões típicas da curva carga-deslocamento do GP Resistência ao arrancamento dos grampos não convencionais... Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais e não convencionais... Resistência ao arrancamento média dos grampos convencionais (GC) e não convencionais (GP)... Distribuição típica de carga ao longo do grampo (SPRINGER, 2006)... Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP Ilustração dos grampos no talude e resumo dos ensaios de campo e laboratório... Preenchimento do furo ineficiente após a espuma de vedação do trecho livre do grampo convencional (SPRINGER, 2006) Anexos Figura A.1 Figura A.2 Calibração conjunto macaco-bomba-manômetro C600: (a) página 1... (b) página 2... (c) página 3... Calibração conjunto macaco-bomba-manômetro C1000: xv

16 Figura A.3 Figura A.4 (a) página 1... (b) página 2... (c) página 3... Calibração do medidor elétrico de deslocamento - LVDT 1... Calibração do medidor elétrico de deslocamento - LVDT xvi

17 LISTA DE TABELAS Capítulo 4 Programa experimental Tabela 4.1 Características das barras de aço utilizadas nos grampos convencionais... Tabela 4.2 Características das hastes metálicas utilizadas dos grampos não convencionais... Tabela 4.3 Características dos strain gages utilizados... Tabela 4.4 Propriedades das fibras de polipropileno utilizadas... Tabela 4.5 Dosagem adotada dos materiais para a preparação das misturas. Tabela 4.6 Diâmetros medidos ao longo dos grampos convencionais... Tabela 4.7 Comprimentos dos grampos não convencionais... Tabela 4.8 Diâmetros medidos ao longo dos grampos não convencionais.. Tabela 4.9 Resultados dos ensaios de caracterização... Tabela 4.10 Características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão uniaxial... Tabela 4.11 Resultados dos ensaios de compressão uniaxial... Tabela 4.12 Características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão diametral... Tabela 4.13 Resultados dos ensaios de compressão diametral Capítulo 5 Apresentação e análise dos resultados Tabela 5.1 Características dos grampos convencionais e não convencionais Tabela 5.2 Equações provindas das calibrações dos equipamentos... Tabela 5.3 Processamento dos ensaios de campo... Tabela 5.4 Resultados dos ensaios de arrancamento em grampos convencionais... Tabela 5.5 Resultados dos ensaios de arrancamento de Ortigão et al. (1992), Azambuja et al. (2001), Soares e Gomes (2003), Proto Silva (2005), Magalhães (2005), Springer (2006), Feijó (2007) e Silva et al. (2010)... Tabela 5.6 Resultados dos ensaios de empurramento em grampos não convencionais xvii

18 Tabela 5.7 Tabela 5.8 Resultados dos ensaios de arrancamento de grampos com fibras de polipropileno de Magalhães (2005) e Leite (2007)... Diâmetros medidos ao longo dos grampos exumados por Springer (2006) ` xviii

19 LISTA DE SÍMBOLOS A área da seção transversal A f A GC A GP A M C d D e E E c E f E médio E GC E GP F F a F máx F t F CC F M FS G s H K K o área de seção transversal da fibra área da seção transversal da barra de aço do grampo convencional (mm²) área da seção transversal do grampo com fibras de polipropileno (mm²) área da superfície de atuação do êmbolo do macaco (cm²) coesão do solo diâmetro equivalente da fibra diâmetro do furo/grampo/corpo-de-prova índice de vazios módulo de elasticidade (Young) módulo de elasticidade da matriz módulo de elasticidade da fibra módulo de elasticidade médio (GPa) módulo de elasticidade da barra de aço do grampo convencional (GPa) módulo de elasticidade da argamassa com fibras de polipropileno (GPa) força resistência de aderência fibra-matriz força máxima (kn) resistência à tração da fibra carga medida pela célula de carga (kn) carga medida pelo manômetro do conjunto macaco-bomba-manômetro (kn) fator de sensibilidade do strain gage densidade real dos grãos altura da escavação/talude vertical/corpo-de-prova fator de sensibilidade do strain gage coeficiente de empuxo no repouso k GCmédio rigidez média dos grampos convencionais (kn/mm) k GPmédio rigidez média dos grampos com fibras de polipropileno (kn/mm) l comprimento da fibra l c L comprimento crítico da fibra comprimento do grampo xix

20 L a trecho injetado do grampo (m) LL limite de liquidez (%) LP limite de plasticidade (%) p f q s q smédio R S h S i S v T o T máx V exc V f perímetro da fibra resistência ao arrancamento do grampo (kpa) resistência ao arrancamento media (kpa) resistência elétrica do condutor espaçamento horizontal entre grampus índice de rigidez relativa solo-grampo espaçamento vertical entre grampus força de tração na face do talude força máxima de tração mobilizada ao longo do grampo (kn) voltagem de excitação (Volts) volume de fibras w umidade natural (%) d 1 m c cmédio f mc s t,b t,bmédio z L R peso específico aparente seco (kn/m³) deformação deformação principal maior deformação última da matriz resistividade do conductor tensão resistência à compressão uniaxial (MPa) resistência à compressão uniaxial média (MPa) resistência à tração da fibra tensão de fissuração da matriz tensão horizontal no solo resistência à tração/compressão diametral (MPa) resistência à tração média/compressão diametral (MPa) tensão vertical tensão de cisalhamento ângulo de atrito variação do comprimento variação da resistência elétrica do condutor xx

21 Capítulo 1 INTRODUÇÃO 1.1 Considerações iniciais As estruturas de contenção são utilizadas na estabilização de encostas naturais ou escavadas. São muitas as técnicas empregadas para proporcionar a estabilidade dos taludes, entre outras, pode-se citar a cortina atirantada, o muro de arrimo ou de gravidade, o solo compactado reforçado e o solo grampeado. O solo grampeado é uma técnica em que o reforço do maciço é obtido por meio da inclusão de elementos resistentes. Esses elementos de reforço são muito semelhantes aos empregados em cortinas atirantadas, porém não há a aplicação de pré-tensão e nem a presença de trecho livre, sendo elementos passivos. De modo geral, o grampeamento consiste em três etapas: (i) realização dos furos nos nichos ou nas bancadas, para o caso de taludes escavados; (ii) introdução de barras de aço envoltas por pasta de cimento injetada por gravidade, comumente com 15º de inclinação com a horizontal; e (iii) revestimento da superfície do talude através da execução de concreto projetado com tela metálica, ou concreto projetado com fibras, ou ainda apenas a aplicação de proteção vegetal, e implementação de um sistema de drenagem eficiente. A resistência ao arrancamento dos grampos (q s ) está relacionada à mobilização do atrito no contato dos mesmos com o solo circundante. Os grampos trabalham basicamente à tração e quanto maior o atrito solo-grampo, melhor será o desempenho da inclusão. Para que o atrito na interface seja mobilizado é necessário que haja pequenos deslocamentos entre o grampo e o material do maciço. Geralmente os materiais cimentícios são utilizados com a adição de barras de aço, como acontece na técnica do solo grampeado, tanto na composição dos grampos, como na composição da face. Os materiais cimentícios apresentam baixa resistência à tração e pequena capacidade de deformação, caracterizados como materiais frágeis. Também se podem incorporar fibras como reforço de materiais frágeis, sendo esta uma técnica utilizada há muito tempo. No caso de materiais compósitos à base de cimento Portland, a principal contribuição das fibras consiste no reforço da matriz, controlando a fissuração da mistura e alterando o seu comportamento após a fissuração.

22 As fibras retardam o surgimento da primeira fissura e distribuem as tensões, originando um maior número de fissuras menos visíveis. Desta forma, elas proporcionam um aumento da tenacidade e da deformação na ruptura do compósito, entre outros benefícios, de acordo com a fibra e a matriz empregada. Os materiais compósitos fibrosos são amplamente empregados, sendo também aplicados na técnica do grampeamento, onde são comumente utilizados para compor o revestimento da face do talude. Nesta dissertação, uma aplicação particular do material compósito fibroso é proposta para a composição de grampos da técnica de solo grampeado. Propõe-se também um ensaio não convencional para a determinação da resistência ao arrancamento (q s ) dos grampos compostos por argamassa reforçada com fibras. Ao invés de ensaios de arrancamento, são realizados ensaios de empurramento, correspondentes à compressão da cabeça do grampo para sua movimentação no interior do furo. Esta pesquisa dá continuidade aos estudos realizados por Magalhães (2005) e Leite (2007), em suas respectivas dissertações de mestrado, os quais estudaram grampos com fibras de polipropileno ensaiados ao arrancamento, sendo pioneiramente idealizados pelos coordenadores do Grupo de Solo Grampeado, formado por pesquisadores da COPPE-UFRJ e da PUC-RIO. 1.2 Objetivo geral O principal objetivo desta dissertação é estudar o comportamento mecânico de grampos compostos por argamassa reforçada com fibras de polipropileno, visando constatar a viabilidade de substituição das barras de aço envoltas por pasta de cimento na técnica de solo grampeado convencional, para fins de contenção de encostas. 1.3 Objetivos específicos Realizar uma revisão bibliográfica sobre solo grampeado e materiais compósitos fibrosos; Adquirir conhecimento prático da técnica de grampeamento;

23 Obter as curvas típicas de carga-deslocamento, resultantes dos ensaios de arrancamento dos grampos convencionais e empurramento dos grampos não convencionais; Verificar a distribuição do carregamento ao longo dos grampos convencionais e não convencionais durante a execução dos ensaios de campo; Realizar a exumação dos grampos ensaiados; Determinar os parâmetros de resistência do solo, do material compósito fibroso e da pasta de cimento através de ensaios de laboratório; Determinar as resistências ao arrancamento (q s ) dos grampos convencionais e não convencionais; Comparar a resistência mobilizada entre os dois tipos de grampos; 1.4 Justificativas Na técnica convencional de grampeamento, faz-se uso de barras de aço envoltas por pasta de cimento, sendo o aço o constituinte de custo mais elevado na composição desses grampos, além de requerer cuidados especiais para evitar a corrosão. Esta dissertação apresenta uma solução alternativa à técnica convencional de grampeamento, propondo a execução de grampos compostos por apenas material compósito fibroso, constituídos de argamassa reforçada com fibras de polipropileno, injetada no interior de uma perfuração previamente executada no talude. Essa solução tem como vantagens principais a economia de tempo e de recursos, além de facilitar o processo executivo dos grampos. O traço adotado para a argamassa reforçada com fibras deve ser previamente testado, assegurando as condições de trabalhabilidade no campo, possibilitando o processo de mistura e de injeção do material compósito no interior dos furos. Os grampos não convencionais, para que possam ser utilizados na técnica de contenção de encostas, devem oferecer resistência mecânica suficiente para suportar os esforços de tração e de cisalhamento mobilizados ao longo dos mesmos, produzidos por pequenos deslocamentos, garantindo a estabilidade do talude.

24 1.5 Metodologia O desenvolvimento desta dissertação compreendeu três etapas fundamentais. A primeira etapa consistiu no levantamento de informações, a partir da realização da revisão bibliográfica sobre o tema solo grampeado e materiais compósitos fibrosos, através de buscas na literatura nacional e internacional. A segunda etapa deste trabalho incidiu na realização dos trabalhos de campo, como preparação e instalação dos grampos convencionais e não convencionais, realização dos ensaios mecânicos de arrancamento e empurramento e exumação dos grampos. Os trabalhos de laboratório compreenderam na realização de ensaios de caracterização e cisalhamento direto em amostras de solos do talude e ensaios de compressão uniaxial e diametral em corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa reforçada com fibras de polipropileno. A terceira etapa fundamentou-se na determinação dos valores máximos das forças de tração e de compressão obtidas nos ensaios de arrancamento e empurramento, respectivamente. De posse desses valores pôde-se calcular os valores de resistência ao arrancamento (q s ) na ruptura para os grampos convencionais e não convencionais, e verificar a distribuição do carregamento ao longo dos grampos. Foram analisados os resultados obtidos e o comportamento dos grampos convencionais e não convencionais foram comparados. 1.6 Estrutura da dissertação A presente dissertação está dividida em cinco capítulos: Capítulo 1 Introdução: realiza uma breve exposição sobre solo grampeado e materiais compósitos fibrosos, com a definição dos objetivos (geral e específicos), descrição das justificativas e apresentação da metodologia seguida para a realização dessa dissertação, além da estrutura da mesma. Capítulo 2 Considerações sobre solo grampeado: apresenta uma revisão bibliográfica sobre solo grampeado, contendo o histórico da técnica, conceitos, processo executivo, vantagens e limitações, mecanismos e comportamento e análise de estabilidade do grampeamento, além de uma explanação sobre o ensaio de arrancamento, a mobilização do atrito ao longo dos grampos e a instrumentação extensométrica.

25 Capítulo 3 Considerações sobre materiais compósitos: oferece uma revisão bibliográfica sobre materiais cimentícios reforçados com fibra. São descritos os conceitos básicos das fases fibra e matriz e a interação entre as fases, os parâmetros que influenciam o desempenho e o comportamento mecânico dos materiais compósitos. Também são apresentadas as propriedades dos materiais compósitos no estado fresco e no estado endurecido, além da exposição de algumas aplicações desses materiais, como na composição de grampos com argamassa reforçada com fibras de polipropileno na técnica de grampeamento de solos. Capítulo 4 Programa experimental: descreve a metodologia desenvolvida para a pesquisa, com a exposição da área experimental, dos grampos convencionais e não convencionais, dos materiais utilizados, do processo de instalação dos grampos no talude e dos ensaios de campo representados pelos ensaios de arrancamento e de empurramento. Por fim é apresentado o processo de exumação dos grampos, os ensaios de laboratório realizados com o solo coletado do talude, com a pasta de cimento e argamassa com fibras dos grampos. Capítulo 5 Apresentação e análise dos resultados: apresenta algumas informações relevantes para o processamento dos ensaios de campo, os resultados dos ensaios de arrancamento e empurramento, as curvas carga-deslocamento, aspectos de comportamento e problemas ocorridos durante a realização de alguns ensaios. Os valores de resistência ao arrancamento dos grampos (q s ) são apresentados, discutidos e comparados entre si e com outros resultados presentes na literatura. São apresentadas e analisadas as curvas de distribuição de carga ao longo do comprimento do grampo. As observações resultantes da exumação dos grampos convencionais e não convencionais também são reportadas. Capítulo 6 Conclusões e sugestões: oferece as principais conclusões desta dissertação e algumas sugestões para futuras pesquisas. Ao final desta dissertação são apresentadas as referências bibliográficas e os anexos, com as curvas de calibração dos equipamentos utilizados nos ensaios de campo.

26 Capítulo 2 CONSIDERAÇÕES SOBRE SOLO GRAMPEADO 2.1 Considerações iniciais Este capítulo explana sobre solo grampeado, apresentando uma revisão bibliográfica de forma a abordar os itens mais relevantes. Inicialmente é realizada uma exposição do histórico, do conceito, do processo executivo, e das vantagens e limitações. Na sequência são abordados o mecanismo e o comportamento do solo grampeado, assim como a sua análise de estabilidade. Posteriormente são apresentados os princípios do ensaio de arrancamento, da mobilização do atrito ao longo dos grampos, e da instrumentação extensométrica. 2.2 Histórico Segundo Mitchell e Villet (1987), a técnica de solo grampeado ou soil nailing se originou, em parte, da técnica utilizada na execução de apoios de túneis e galerias chamada NATM (New Austrian Tunneling Method) aplicada à Engenharia de Minas. A partir de 1945 esta técnica foi desenvolvida pelo professor Landislau Von Rabcewicz, para avanço de escavações em túneis rochosos, tendo em vista a necessidade de se promover a estabilidade das paredes e teto de escavações subterrâneas de forma rápida e segura. Este método evoluiu significativamente na Europa entre o final da década de 50 e a primeira metade da década seguinte. O método NATM admite a formação de uma região plastificada no entorno da escavação devido ao efeito do peso e das tensões confinantes na cavidade. A aplicação de chumbadores curtos e radiais e um revestimento flexível composto por concreto projetado sobre uma tela metálica logo após a escavação permite a deformação do terreno e redistribuição das tensões in situ. No método convencional de execução de túneis, os deslocamentos são impedidos por um revestimento rígido que mobiliza esforços muito maiores requerendo revestimentos mais espessos, tornando-se uma solução de custo mais elevado. A Figura 2.1 exemplifica o método convencional e o método NATM em túnel. Ortigão et al. (1993) afirmam que uma escavação estabilizada em solo grampeado está

27 para o método NATM, da mesma forma que a solução convencional de túneis está para a cortina atirantada. Figura 2.1 Comparação do NATM com a técnica convencional (ORTIGÃO et al., 1993). Pode-se também atribuir o desenvolvimento do solo grampeado às técnicas de solos reforçados, as quais, em última análise e em termos práticos, se assemelham muito às técnicas de solo grampeado (FEIJÓ, 2007). Abramento et al. (1998) asseguram que o método NATM ganhou a aceitação dos profissionais e evoluiu, por exemplo, para a aplicação no túnel Massemberg, em 1964, executado em um maciço composto por uma camada de xisto grafítico argiloso. Outras aplicações e novas experiências ocorreram e as finas camadas de concreto projetado com a presença de chumbadores passaram a substituir os pesados escoramentos de madeira, na estabilização de rochas brandas e solos menos resistentes, além das aplicações ocorrentes em rochas duras. Conforme Clouterre (1991), Lizzi (1970) apresentou um processo de estabilização de encostas em solo, através de chumbadores longos não protendidos, executados com diversas inclinações e fixados a vigas de concreto armado. Este sistema deu origem às estacas raiz, usualmente empregadas como reforço de fundações. Bruce e Jewell (1987) acrescentam que a primeira utilização do solo grampeado de que se tem registro ocorreu na França em 1972, quando foi executado um talude ferroviário com cerca de 70 de inclinação, próximo à cidade de Versailles. O maciço, constituído por arenito, foi estabilizado com chumbadores de 4 a 6 m de comprimento,

28 injetados em furos com espaçamento de 70 cm e cerca de 100 mm de diâmetro. Esta obra bem sucedida intensificou o uso desta técnica no país. O primeiro experimento com uma estrutura em solo grampeado em verdadeira grandeza foi realizada na Alemanha. A estrutura foi construída e levada à ruptura através da aplicação de uma sobrecarga, similar às utilizadas em provas de carga em estacas (STOCKER et al., 1979). A partir do início dos anos 70, a técnica de solo grampeado passou a se desenvolver e outros países começaram a utilizá-la. França, Alemanha Ocidental e Estados Unidos lideraram pesquisas no sentido de se obter conhecimentos a respeito deste método de estabilização. Em 1979 ocorreu um simpósio sobre a técnica de solo grampeado em Paris, abrindo espaço para a troca de idéias entre os profissionais, proporcionando a compreensão dos mecanismos físicos envolvidos, e impulsionando a adoção do grampeamento como solução de estabilização. Abramento et al. (1998) comentam que uma empresa suíça radicada no Brasil aplicou, em 1966, concreto projetado sobre tela metálica com grampos para estabilizar taludes na área do reservatório da Barragem de Xavantes. Em 1970, outra empresa utilizou concreto projetado sobre tela metálica e chumbadores curtos para os emboques de um dos túneis do Sistema Cantareira, para o abastecimento de água à cidade de São Paulo. Nos túneis e taludes da Rodovia dos Imigrantes, em 1972, também foram aplicadas contenções com chumbadores, dos tipos perfurados com injeção de calda de cimento e simplesmente cravados. Ortigão et al. (1993) explanam que no país a técnica do solo grampeado pode ser dividida em duas fases: uma antiga e empírica, baseada na experiência dos construtores em NATM, e outra atual, em que têm sido projetadas obras mais arrojadas, com a utilização de métodos de análise desenvolvidos, estudados e discutidos nos últimos 25 anos por pesquisadores do mundo inteiro. 2.3 Conceito A técnica de estabilização de maciços em geral e de escavações conhecida como solo grampeado é uma excelente opção devido ao baixo custo, equipamentos

29 construtivos leves, adaptabilidade às condições do terreno (taludes inclinados e verticais) e flexibilidade a deformações. O solo grampeado é uma técnica em que o reforço do talude natural ou escavado é obtido com a introdução de barras de aço, as quais apresentam maior resistência às tensões de tração, esforços cortantes e momentos fletores. As barras de aço são envoltas por pasta de cimento injetada, nos furos pré-abertos, comumente com 15 de inclinação com a horizontal. As barras não são protendidas e não apresentam trecho livre. Em outras obras as barras podem ser apenas cravadas diretamente no talude, sem a proteção de pasta. A estrutura de contenção em solo grampeado é finalizada com a aplicação de um revestimento na face do talude e a implementação de um sistema de drenagem adequado. A distribuição dos grampos na face do talude de solo a ser estabilizada depende, principalmente, da geometria desse talude, das propriedades mecânicas do solo e das propriedades mecânicas dos próprios grampos. Lima (2002) concluiu em sua pesquisa que para escavações de baixa altura (inferiores a 5m), a razão entre comprimento do grampo e altura da escavação deve ser superior a 0,7 e a razão entre espaçamento vertical e comprimento do grampo inferior a 50%. Para escavações maiores, a razão entre espaçamento vertical e comprimento do grampo deve ser inferior a 25%. Para o dimensionamento e realização de projetos em solo grampeado devem ser definidos o comprimento dos grampos (L), o seu ângulo de instalação e os espaçamentos verticais (S v ) e horizontais (S h ) no talude. Não existe uma metodologia padrão ou única a ser seguida para permitir a realização do dimensionamento de uma estrutura em solo grampeado. As bibliograficas pertinentes apresentam diferentes enfoques em relação às premissas de cálculo. O grampeamento do solo possibilita a execução de cortes em grandes desníveis e inclinações, em locais que de outra forma seriam instáveis. Dessa maneira, a técnica pode ser utilizada tanto em taludes naturais como em taludes escavados, sendo também aplicada a taludes rompidos ou instáveis, emboques de túneis, escavações de subsolos, inclusive em centros urbanos, dentre outros. Segundo Ehrlich (2003), em geral, a aplicação de um revestimento na face do talude em solo grampeado apresenta uma função secundária na estabilização do maciço,

30 sendo utilizada basicamente para proporcionar uma estabilidade pontual contra rupturas localizadas e proteção à erosão. Comumente o faceamento é feito em concreto projetado reforçado com malha metálica, porém, também pode ser adotada cobertura vegetal em taludes mais abatidos. É necessário realizar um sistema de drenagem superficial e profunda para garantir uma estabilização eficiente. A água aumenta as poropressões que diminuem as tensões efetivas e, portanto, reduz a resistência ao cisalhamento do maciço. A presença de água também pode ocasionar a corrosão das barras de aço, caso não sejam adequadamente protegidas. A drenagem superficial e a profunda se encarregam de promover tanto a estabilização pontual, junto ao paramento da estrutura, quanto a estabilização global do maciço. A técnica do solo grampeado pode ocasionar o aumento do custo da obra em terrenos de baixa resistência, devido à necessidade de utilização de grampos longos e numerosos. O grampeamento também pode gerar deformações importantes,e em alguns casos não aceitáveis. Isso ocorre devido à necessidade de deslocamentos no maciço para que os grampos sejam mobilizados, pois são inclusões passivas. Em geral, os deslocamentos máximos são inferiores a 0,2 até 0,3% da altura da escavação (H). Lima (2007) monitorou uma escavação em solo grampeado, através da instrumentação do maciço e dos grampos e observou que os deslocamentos do maciço e os esforços nos grampos cresceram significativamente com o avanço da escavação e que os mesmos não tinham cessado até o final da obra. 2.4 Processo executivo O processo executivo de um talude em solo grampeado é simples e consiste das seguintes etapas principais: escavação (mecânica ou manual) prévia do talude, em nichos ou bancadas, caso necessário; realização de pré-furos, com a utilização de equipamentos mecânicos ou manuais; instalação dos grampos; e implementação do faceamento e do sistema de drenagem. Em virtude das condições de estabilidade do terreno, a ordem da instalação dos grampos e do paramento da face pode ser invertida. Lima (2007) monitorou uma escavação em solo grampeado, através da instrumentação do maciço e dos grampos e observou que o comportamento do talude foi influenciado pelo processo executivo adotado e por outra escavação no terreno vizinho.

31 Zirlis et al. (1999) exemplificam através das Figuras 2.2 e 2.3 a sequência de trabalho de uma contenção em um talude escavado com a utilização da técnica do solo grampeado, com o emprego de equipamentos mecânicos e manuais. Figura 2.2 Execução do solo grampeado com equipamentos mecânicos (ZIRLIS et al., 1999). Figura 2.3 Execução do solo grampeado com equipamentos manuais (ZIRLIS et al., 1999). A altura máxima para se escavar em cada etapa depende da resistência do material e da inclinação final da face da estrutura. Segue-se, então, à execução da primeira linha de grampos e posterior revestimento da face com concreto projetado. No caso de taludes já escavados ou encostas naturais, pode-se trabalhar de forma

32 descendente ou ascendente, conforme a conveniência (KOCHEN, 2003). Na maioria dos casos o grampeamento é realizado de forma descendente, devido às vantagens proporcionadas. Ortigão et al. (1993) comentam que o solo a ser escavado deve apresentar uma resistência aparente não drenada ao cisalhamento mínima de 10 kpa. Este valor de resistência é obtido na maioria dos solos argilosos e arenosos, inclusive em areias puras úmidas, como conseqüência da capilaridade. No caso de areias secas e sem nenhuma cimentação esta técnica não será bem sucedida. Os grampos injetados são executados sub-horizontalmente no maciço por meio de um pré-furo, seguido da introdução do elemento metálico e preenchimento do furo com material cimentante. Os grampos injetados são os mais empregados, visto que o processo construtivo e os equipamentos necessários para a sua instalação são semelhantes aos utilizados na técnica de estabilização com de tirantes. Os grampos podem ser cravados, sendo executados por meio de cravação direta de elementos metálicos no terreno, tais como, barras, cantoneiras ou tubos de aço. Conforme Abramento et al. (1998), os grampos cravados podem também ser instalados através da cravação da barras ou tubos de aço utilizando marteletes pneumáticos ou de forma manual. A principal vantagem deste método está na rapidez de sua execução. Porém, a resistência ao cisalhamento do contato solo-grampo é reduzida. Ortigão et al. (1993) complementam que os grampos cravados apresentam maior suscetibilidade à corrosão. Além disso, a cravação é difícil ou impossível em materiais com pedregulhos e solos muito competentes, sendo também limitada por um comprimento máximo de cravação de 6,0 m. Esta técnica é menos utilizada no Brasil e voltada para contenções provisórias. Os grampos injetados são realizados com perfurações prévias de diâmetros usualmente entre 75 e 150 mm, seguido da introdução de uma barra de aço, com diâmetro de 12,5 a 38,1 mm, e injeção de nata de cimento com pressões reduzidas, inferiores a 100 kpa. A perfuração deve seguir de maneira que a cavidade perfurada se mantenha estável até o término da injeção. Zirlis et al. (1999) afirmam que a inclinação dos furos pode variar de 5 a 30 com a horizontal, para facilitar o processo de injeção da nata de cimento.

33 O aço utilizado para os grampos injetados é de alta resistência. As barras e os componentes do sistema podem ser fornecidos de fábrica com pintura anticorrosiva (epóxica) ou galvanizados. As proteções contra corrosão devem ser executadas considerando a vida útil do grampo (permanentes ou provisórios) e o nível de agressividade do terreno em que os mesmos serão instalados. As barras rosqueadas melhoram a aderência com a pasta de cimento e facilitam a ligação do grampo com a face. O comprimento dos grampos injetados varia de 0,5 a 1,0 m da altura do talude (H) e a com distribuição de um grampo por 3 a 6 m² de face. Os equipamentos utilizados para perfuração são perfuratrizes do tipo sonda, crawlair, wagon drill ou perfuratrizes manuais. Os fluidos de perfuração e limpeza do furo podem ser água, ar ou lama, tendo-se também a opção dos trados helicoidais contínuos. No caso de se utilizar lama bentonítica, deve-se assegurar que esta seja removida por completo através da introdução da calda de cimento, para evitar um decréscimo da resistência ao atrito lateral devido à presença da lama. A escolha do equipamento de perfuração depende do tipo de solo, da profundidade do furo, do seu diâmetro e da área de trabalho. Ao longo das barras de aço são acoplados centralizadores, que evitam o contato direto das barras de aço com as paredes dos furos, garantindo uma cobertura uniforme da barra pela pasta de cimento. Também são fixados um ou mais tubos de injeção e reinjeção, ao longo das barras de aço, com diâmetro que variam de 8 a 15 mm. Esses tubos apresentam válvulas vedadas espaçadas de 30 a 50 mm, até cerca de 1,0 m da boca do furo, as quais se abrem quando ligadas à bomba de injeção. A quantidade de tubos depende do número de fases de injeção previstas. Pode-se realizar a injeção de calda de cimento após a introdução da barra de aço no furo, ou preencher o furo com material cimentante e em seguida inserir a barra de aço. Zirlis et al. (1999) nomeiam a primeira injeção de calda de cimento como bainha, a qual recompõe a cavidade escavada. A pasta de cimento deve ser preparada em misturadores de alta turbulência e, conforme Pitta et al. (2003), com fator água/cimento em peso variando entre 0,5 e 0,7. A bainha é injetada pela tubulação auxiliar, de forma ascendente (do fundo para a superfície), até extravasar na boca do furo.

34 Aditivos podem ser acrescidos a pasta de cimento como, por exemplo, plastificantes, retardadores do tempo de pega e expansores. A Georio (2000) afirma que o atrito lateral unitário obtido através da utilização de aditivos expansores atinge valores razoavelmente elevados em solos compactos ou rijos. Esse tipo de aditivo também evita a retração, garantindo o preenchimento total e contínuo da cavidade. Qualquer fluido cimentante pode ser utilizado, sendo características as injeções com calda de cimento ou resinas. As resinas são tipicamente utilizadas em contenções de maciços rochosos, já em solos é comum utilizar caldas com elevado teor de cimento. Zirlis et al. (1999) afirmam que nos casos onde se deseja um aumento na aderência lateral solo-calda é necessária a realização de uma segunda injeção (reinjeção) após um período de tempo total mínimo de 12 horas da fase de injeção inicial. Abramento et al. (1998) destacam que a reinjeção, além de promover uma maior ancoragem da barra de aço, ainda trata o maciço através do preenchimento das fissuras. Pitta et al. (2003) comentam que a reinjeção é realizada com a calda sob pressão por meio de tubo de injeção fixado junto à barra de aço, sendo possível controlar a quantidade de calda de cimento injetada, medindo-se a pressão de injeção e o volume de calda injetado. Souza et al. (2005) analisaram doze grampos com as mesmas características geométricas (diâmetro, comprimento e inclinação), executados com diferentes estágios de injeção. Foi constatado que nos grampos envolvidos apenas com a bainha, a exsudação da nata de cimento provoca vazios em grande parte do furo, impedindo a reconstituição do confinamento prejudicado/reduzido pela perfuração. Portanto, deve ser realizada pelo menos uma fase de reinjeção, de preferência sob pressão, o que melhora sensivelmente o contato entre o grampo e o solo. Os ensaios de arrancamento realizados comprovam esta melhoria através do aumento da resistência ao atrito lateral. Springer (2006) estudou o comportamento tensão-deformação-resistência de grampos ensaiados ao arrancamento, em função do método de instalação, sendo considerados grampos com e sem pré-lavagem do furo, com uma ou duas injeções de nata de cimento, com três ou dez dias de cura. Uma das principais conclusões foi que a resistência ao arrancamento de grampos reinjetados (bainha + 1 injeção), executados em solo residual maduro, foi em média 37% superior à resistência de grampos com uma injeção (bainha).

35 Silva e Bueno (2009) concluíram, através de ensaios de arrancamento em grampos curtos e longos com uma, duas ou três fases de injeções além da bainha, que a resistência ao arrancamento (q s ) é relacionada ao volume de calda de cimento injetado, visto que ocorreu um aumento significativo de q s com o acréscimo de injeções. Os autores também afirmaram que a quantificação do volume de injeção é uma excelente opção no controle de qualidade de execução do grampo. 2.5 Revestimento da face O faceamento é responsável pela estabilização da face, pois absorve alívio das tensões provocadas pela escavação, além de proteger a face do talude contra os processos erosivos causados pela chuva. Springer (2006) comenta que geralmente as faces dos taludes em solo grampeado são executadas na vertical. No entanto, a inclinação da face induz a uma apreciável melhoria nas condições de estabilidade durante a construção e a vida útil da obra. Em muros de grande altura, a construção de bermas se apresenta como uma boa solução estética e técnica. Possibilita o acesso facilitado a diferentes partes da obra, provando ser extremamente útil nas fases de manutenção e monitoramento ou quando algum serviço posterior à construção venha a ser realizado (SPRINGER, 2006). A face do talude, ao longo de toda a altura a ser estabilizada e protegida, pode ser composta por concreto projetado (com ou sem adição de fibras) sobre armadura convencional ou tela/malha eletrossoldada de aço, ou concreto projetado com adição de fibras metálicas. Também podem ser utilizados painéis pré-fabricados de concreto e revestimentos vegetais, esses para o caso de taludes abatidos, apresentando inclinação inferior a 60, o que proporciona um melhor efeito estético. A escolha habitual pelo concreto projetado deve-se basicamente às vantagens que esse apresenta, como grande durabilidade, tenacidade e facilidade de aplicação. Segundo Abramento et al. (1998), é necessário garantir o recobrimento da armadura e tomar cuidados especiais durante a projeção, a fim de que haja uma boa ligação entre o concreto e a armadura. A função principal da armação do paramento é suportar as tensões de oscilações térmicas.

36 O concreto projetado pode ser acrescido de fibras, de aço ou de polipropileno, aumentando a sua homogeneidade, resistência à tração, ductilidade e resistência à corrosão. A presença das fibras produz um concreto de alta tenacidade e baixa permeabilidade, uma vez que as tensões de tração são combatidas homogeneamente em toda a peça, desde o início do processo de cura. Também proporciona a redução de mão-de-obra, pois não há necessidade de pessoal para preparo e instalação das telas metálicas. Conforme Georio (2000), a utilização de concreto reforçado com fibras para compor a face dos taludes apresenta as seguintes vantagens: rapidez de execução devido à eliminação da etapa de colocação da tela, redução de volume de concreto projetado devido à redução nas perdas por reflexão e melhor controle sobre a espessura da camada. Pitta et al. (2003) relatam a tendência moderna de se armar o concreto somente com fibras e sugerem a execução de juntas no sentido vertical, espaçadas de 10 a 20 m, para evitar o aparecimento de trincas. A fibra de polipropileno pode ser uma boa opção para a armação do concreto projetado, sua aplicabilidade é excelente e não sobre os efeitos de corrosão. Quanto ao preparo, existem duas maneiras de se obter o concreto projetado: por via seca ou por via úmida (LEITE, 2007). Segundo Zirlis et al. (1999), a diferença básica entre os dois métodos está no preparo e condução dos materiais componentes do concreto. Na via seca, os componentes sólidos do concreto são misturados a seco, e a adição da água à mistura ocorre junto ao bico de projeção, instantes antes da aplicação. Na via úmida, o concreto é misturado com todos os seus componentes e é conduzido através dos mangotes até o local de aplicação. O jateamento por via seca é mais utilizado nas obras devido à sua maior praticidade, não havendo, entretanto, qualquer objeção à utilização do jateamento por via úmida (MAGALHÃES, 2005). O trabalho pode ser interrompido e reiniciado sem perda de material e de tempo para limpeza do equipamento no processo por via seca. No caso de utilização de grandes volumes de concreto, superior a 5 m³, aplicados ininterruptamente, a via úmida é empregada e, a cada paralisação, é necessário efetuar uma limpeza geral no mangote.

37 Springer (2006) acrescenta que a perda por reflexão do concreto na parede da contenção é sensivelmente maior (cerca de 40%) no caso de se usar a via seca em comparação com o processo por via úmida. Leite (2007) relaciona os equipamentos necessários para a projeção do concreto por via seca, sendo eles: bombas de projeção, compressor de ar, bomba de água, mangote, bico de projeção, anel de água e bico pré-umidificador (opcional). A bomba de projeção recebe o concreto seco, devidamente misturado, e o disponibiliza para aplicação. Dessa forma, o concreto é conduzido pelo mangote até o local desejado, impulsionado por ar comprimido em vazão e pressão adequadas. A bomba de água pode ser substituída pela rede de abastecimento pública, desde que forneça pressão ao bico de projeção de, no mínimo, 0,1 MPa. O anel de água é o componente de ligação pelo qual se adiciona água ao concreto. Se desejável, pode-se utilizar um bico pré-umidificador, instalado a cerca de três metros do bico de projeção, com objetivo de fornecer água ao concreto antes do ponto de aplicação. Na projeção por via úmida, o concreto já entra na bomba devidamente dosado e no bico de projeção é injetado ar comprimido para o seu lançamento. Nesse caso o concreto projetado é de maior qualidade e homogeneidade. Conforme Abramento et al. (1998), a elevada energia em que a mistura é submetida por ocasião de sua projeção promove boas condições de compactação do concreto, colaborando tanto para sua alta resistência, como também para o adensamento da capa superficial do solo. A resistência normalmente exigida para o concreto projetado é de 15 MPa, mas na prática podem ser atingidos valores muito superiores, até cerca de 40 MPa. A confecção da mistura seca pode ser feita na própria obra ou fornecida por usina. A espessura da camada pode variar de 5 a 15 cm (LEITE, 2007). Em projetos, recomenda-se o embutimento do pé do paramento, a fim de prevenir o carregamento dos finos dos solos devido à presença de algum fluxo de água, e manter o confinamento do solo atrás da face. Esse embutimento depende das características do solo e da geometria da face (altura e inclinação). Para estruturas médias a longas, o valor mínimo do embutimento para solos resistentes é de 20 cm e para solos menos resistentes é de H/20, sendo H a altura da escavação (SPRINGER, 2006).

38 O tipo de conexão das barras dos grampos junto à face do talude é função do diâmetro. As barras com diâmetro inferior a 20 mm podem apresentar uma dobra de 90 e aproximadamente 20 cm na sua extremidade, para fixação do grampo ao paramento. Já as barras de diâmetro superior a 20 mm são fixadas com auxílio de uma placa de apoio e porca, permitindo a aplicação de uma pequena carga de incorporação (da ordem de 5 a 10 kn). No caso de muros com paramento vertical, recomenda-se a fixação de barras com auxílio de placa de apoio e porca, garantindo a aderência solo-concreto projetado e evitando possíveis desplacamentos. A Figura 2.4 apresenta detalhes das cabeças dos grampos com barras de diâmetro superior e inferior a 20 mm. Outras configurações para a extremidade dos grampos junto à face podem ser empregadas, como mostram as Figuras 2.5 e 2.6. Figura 2.4 Cabeças de grampos com barras de diâmetro superior e inferior a 20 mm (ORTIGÃO et al., 1993).

39 Figura 2.5 Exemplos da extremidade do grampo junto à face (INGOLD, 1995). Figura 2.6 Extremidade do grampo embutida no terreno (ORTIGÃO et al., 1993). 2.6 Drenagem A execução de solos grampeados exige que o talude a ser estabilizado esteja com acima do nível d água ou que o nível d água seja rebaixado antecipadamente. Não obstante, mesmo tomando estas medidas, é necessário evitar que a percolação de água de outras fontes, como a água da chuva ou provinda de vazamentos de tubulações de água e esgoto, ocorra na direção do paramento. Portanto, juntamente com o avanço dos trabalhos, executa-se o sistema de drenagem com a instalação de drenos sub-horizontais

40 profundos (DHP) e drenos pontuais e superficiais junto à face (barbaças), além da execução de canaletas de crista e pé e descidas d'água em concreto armado. Os drenos sub-horizontais profundos captam a água distante da face, conduzindo-as para o exterior do talude (Figura 2.7). Esses drenos diminuem o empuxo na zona reforçada. O processo construtivo consiste na perfuração do solo em diâmetros de 60 a 100 mm e instalação de tubos plásticos drenantes de 40 a 50 mm de diâmetro. Esses tubos são perfurados e revestidos por uma manta geotêxtil ou tela de náilon. O comprimento dos drenos situa-se, normalmente, entre 6 e 18 m, devendo ser maior que o comprimentos dos grampos. O espaçamento entre eles depende das condições locais, tais como nível do lençol freático, frequência de chuvas, permeabilidade do solo, etc. Figura 2.7 Esquema de dreno sub-horizontal profundo (SOLOTRAT, 2003). A drenagem superficial ou de paramento (Figura 2.8) é realizada por meio de drenos do tipo barbacã, situados na face do talude, e de drenos lineares contínuos, localizados atrás da face. Esses drenos recolhem a água que chega até o paramento e evitam a saturação do solo nesta região.

41 Figura 2.8 Esquema de drenagem superficial (HACHICH et al., 1999). O dreno tipo barbacã é responsável pela drenagem pontual. Trata-se da escavação de uma cavidade com cerca de 40 x 40 x 40 cm, preenchida com material arenoso ou brita envolvido por tela de náilon ou geotêxtil drenante. Essa cavidade é conectada a um tubo de PVC drenante com inclinação descendente para o exterior, que conduz a água para fora do maciço. Mitchell e Villet (1987) recomendam o uso de tubos de PVC de aproximadamente 100 mm diâmetro, comprimento variando de 0,3 a 0,5 m e espaçamento idêntico ao dos grampos. Os drenos lineares contínuos, instalados atrás do paramento da face, se estendem verticalmente da crista ao pé do talude, despejando as águas coletadas em uma canaleta alojada no pé do paramento. São constituídos por uma calha plástica drenante revestida por manta geotêxtil, geodreno ou por dreno fibroquímico, instalados numa escavação de cerca de 10 x 30 cm. Para completar o sistema de drenagem, são construídas canaletas de crista e pé, bem como escadas de descidas d água, moldadas in loco e revestidas por concreto projetado. Através dos sistemas de drenagem a água é conduzida para fora do talude de maneira adequada, sendo necessário garantir a sua manutenção.

42 2.7 Vantagens e limitações A técnica de contenção de taludes em solo grampeado apresenta vantagens e limitações. As vantagens do solo grampeado são: Baixo custo Os grampos são o único elemento estrutural utilizado para a estabilização na técnica do solo grampeado. O faceamento do talude/escavação em concreto projetado, revestimentos pré-fabricados, ou proteção superficial com vegetação tem custo relativamente baixo e pode permitir uma considerável economia em relação às soluções convencionais. São necessários poucos equipamentos para a execução da obra, como escavadeira, perfuratriz, misturador e bomba de injeção de pasta de cimento ou martelo para a cravação do grampo. Magalhães (2005) afirma que o emprego dessa técnica apresenta uma economia de 10 a 50% em relação aos sistemas de contenção atirantados. Equipamentos leves e acessibilidade Podem ser utilizadas perfuratrizes e bombas de diversos tamanhos, como equipamentos de pequeno porte e de fácil manuseio para transporte até áreas instáveis, densamente ocupadas ou espaços de trabalho limitados. Normalmente são empregadas sondas rotativas de pequeno porte para a execução dos furos e a injeção da pasta de cimento é obtida por gravidade. O faceamento pode ser aplicado manualmente ou utilizando-se um equipamento de projeção. Dringenberg e Craizer (1992) acrescentam que os equipamentos empregados são pouco ruidosos e ideais para a execução de obras urbanas, nas quais os ruídos, as vibrações e as condições de acesso são muito importantes. Produção Devido ao avanço contínuo dos serviços, não necessitando de paralisações para a cura do concreto, ensaios de verificação e protensão das ancoragens (comuns em cortinas atirantadas), o grampeamento permite uma maior velocidade de execução se comparada com as soluções convencionais. Isso também se deve aos equipamentos requeridos para execução do método.

43 Adaptação às condições locais O método de grampeamento dispõe da facilidade de adaptação a diferentes condições geométricas do talude, podendo adotar a forma do maciço com suas irregularidades naturais, evitando escavações. Também apresenta grande flexibilidade de adaptação às mudanças do projeto, caso sejam necessárias, nos diversos estágios da obra, quanto à distribuição, dimensionamento, espaçamento, comprimento e número de grampos. Segurança e deformabilidade Os taludes, em solo grampeado, podem ser executados de forma inclinada, contribuindo para uma maior estabilidade da obra. A inclinação ao mesmo tempo minimiza os movimentos de terra e as perdas por reflexão do concreto projetado. Além disso, o solo grampeado é uma estrutura deformável, tolerando com segurança a ocorrência de recalques absolutos ou diferenciais. Springer (2006) assegura que um grampo que venha a sofrer uma sobrecarga, não induzirá o colapso do sistema como um todo. Juran e Elias (1991) reportam que os deslocamentos necessários para a mobilização dos grampos foram consideravelmente menores do que os previstos, segundo medições no campo. Os valores máximos medidos foram em torno de 0,3% da altura dos taludes verticais (H). Os deslocamentos podem ser minimizados se o grampeamento for realizado logo após a escavação, prevenindo danos as estruturas próximas. Springer (2006) comenta que caso existam estruturas próximas sensíveis a movimentações do solo, podem ser adotadas soluções mistas como grampos e ancoragens convencionais para aumentar a rigidez da estrutura e reduzir os movimentos no terreno. Embora a maioria das aplicações do solo grampeado até agora esteja limitada a solos homogêneos, este método também pode ser utilizado em solos heterogêneos. As melhores condições observadas para o grampeamento ocorrem em solos granulares compactos ou em argilas arenosas rijas de baixa plasticidade. Vucetic et al. (1993) afirmam que para regiões sísmicas, a técnica do solo grampeado é um bom método de contenção a ser adotado, sendo analisado e confirmado o desempenho e a estabilidade das estruturas nestas regiões através de ensaios em centrífuga.

44 Algumas limitações da técnica de grampeamento são: Tipo de Solo O solo deve apresentar alguma cimentação ou coesão (mesmo que proveniente da sucção), devido à necessidade de oferecer resistência ao cisalhamento, para que o talude, caso seja escavado, permaneça estável por algumas horas até a perfuração, instalação e injeção dos grampos. Para isso, as escavações podem ser limitadas por nichos ou por linhas de grampeamento, de acordo com a necessidade, assegurando a estabilidade da escavação. A técnica não é aconselhada para areias puras e secas, solos moles, solos com alto teor de argila ou passíveis de variações volumétricas significativas (argilas expansivas e argilas orgânicas) e solos suscetíveis ao congelamento, pois as deformações intrínsecas a esta técnica poderiam ser, nesses casos, inaceitáveis. Presença de nível d água O uso da técnica limita-se a taludes sem nível d água ou distanciados através de um eficiente sistema de rebaixamento permanente do lençol freático antes da execução do grampeamento, além de um bom sistema de drenagem profunda e superficial. Em condições de drenagem inadequada, o nível freático pode ocasionar instabilizações localizadas, dificultando a execução do faceamento em concreto projetado. No caso de solos argilosos, pode-se ter a elevação do grau de saturação, aumento da poropressão e significativa redução do atrito solo-grampo, esse fato associado a um aumento na tensão horizontal (empuxo hidrostático) pode levar a instabilizações e rupturas localizadas na massa de solo. A presença de água também acarreta em riscos de corrosão das barras dos grampos. Elementos passivos Os grampos são elementos passivos, os quais exigem movimentações para se mobilizarem, quando se tornam ativos. Os deslocamentos devem ser considerados, pois podem causar danos a estruturas adjacentes. No entanto, esses deslocamentos são em geral pequenos e, na maioria dos casos, não inviabilizam a adoção dessa técnica. Taludes resultantes de escavações junto a estruturas pré-existentes, sujeitas a danos por recalques, somente devem ser estabilizados pelo processo de grampeamento se houver uma análise adequada e controle de recalques da estrutura desde o início da

45 escavação até mais ou menos os seis meses seguintes após o término da obra. Tal recomendação é decorrente das deformações inevitáveis que ocorrem durante a mobilização da resistência do solo e alongamento do grampo até atingir a sua carga de trabalho, que induzem recalques na superfície de montante do talude escavado (SPRINGER, 2006). Após ponderar as vantagens e limitações da técnica de grampeamento, e realizar estudos geotécnicos de estabilidade, sendo o solo grampeado escolhido como método de contenção, alguns itens importantes devem ser cumpridos para a avaliação e o bom desempenho da obra. Pitta et al. (2003) enumeram alguns desses itens, sendo eles: a observação da geologia e hidrogeologia previamente ao projeto; o detalhamento padronizado do método executivo a ser seguido; a avaliação da qualidade da injeção, muito mais qualitativamente do que quantitativamente; a observação obrigatória das deformações; e a realização do diário de acompanhamento dos trabalhos, os quais definem os passos de um projeto, que somente se encerra após o término da execução da contenção. 2.8 Mecanismo e comportamento A massa de solo grampeado pode ser subdividida em duas: zona potencialmente instável (ativa) e zona resistente (passiva). A zona ativa situa-se entre a face do talude e superfície potencial de ruptura, já a zona passiva é onde os grampos são fixados. Somente quando ocorre o deslocamento da zona ativa em relação à zona passiva é que os esforços nos grampos são mobilizados. Pitta et al. (2003) discorrem que o trecho reforçado com grampos pode ser entendido como um muro de gravidade, dependendo da densidade de grampos utilizada, limitado pelo comprimento do mesmo. A massa de solo, desta forma, é melhorada pela introdução dos chumbadores e pelas injeções. Esse muro de peso garante a estabilidade da zona não reforçada, tratando-se, portanto, também de uma técnica de reforço do solo. Os grampos não apresentam trecho livre, transferindo tensões para o solo ao longo de todo seu comprimento. A estabilidade no solo grampeado é garantida pelas forças de atrito desenvolvidas no contato solo-grampo. Através dos grampos ocorre a união da zona potencialmente instável (ativa) e da zona resistente (passiva), melhorando a estabilidade do conjunto.

46 Plumelle et al. (1990) completam que a tensão nos grampos cresce, de forma aproximadamente linear, de zero na sua extremidade interna até um valor máximo, em um determinado ponto de sua extensão o qual coincide com a superfície potencial de ruptura, e posteriormente decresce até a superfície do talude, chegando com aproximadamente 25% do valor máximo. Em taludes suaves e com faceamento vegetal, por exemplo, não há tensão na superfície do talude. Mitchell e Villet (1987) comparam os mecanismos de estabilização de uma cortina ancorada (a) e de um solo grampeado (b), possibilitando a diferenciação dos métodos de contenção (Figura 2.9). Figura 2.9 Mecanismos de estabilização (a) cortina atirantada e (b) solo grampeado (MITCHELL e VILLET, 1987). O atrito mobilizado ao longo dos grampos tem direções opostas nas zonas ativa e resistente, seguindo a tendência de movimento relativo da interface (Figura 2.10). A força máxima mobilizada ao longo do grampo (T máx ) ocorre na interseção do grampo com a superfície potencial de ruptura, região na qual as tensões cisalhantes na interface solo-grampo se alunam.

47 Figura 2.10 Força máxima mobilizada no grampo (EHRLICH, 2003). Mitchell e Villet (1987) também comparam a mobilização de esforços e apresentam o comportamento dos reforços flexíveis e rígidos (Figura 2.11). Os autores afirmam que os reforços flexíveis atuam apenas com resistência à tração na estabilização de taludes. Já os reforços rígidos podem atuar à tração, à flexão e ao cisalhamento, como pode ocorrer em alguns casos de grampeamento. Figura 2.11 Comportamento de reforços (a) flexíveis e (b) rígidos (MITCHELL e VILLET, 1987). A eficiência máxima dos grampos se dá quando sua inclinação coincide com a direção principal maior de deformação da massa reforçada ( 1 ). Nessa condição os

48 grampos unicamente são submetidos à tração, independente da rigidez à flexão desses elementos (EHRLICH, 2003). Essas tensões se desenvolvem como resultado das restrições impostas pelos grampos e pela face às deformações laterais. Para uma escavação com a execução do solo grampeado de cima para baixo, as deformações laterais estão associadas ao desconfinamento promovido pela retirada de material terroso de suporte como conseqüência do processo executivo. No caso da execução de um reforço em uma estrutura já existente ou de um talude natural, as deformações laterais estão associadas a movimentações já em curso na estrutura ou no talude (FEIJÓ, 2007). Sob condições de fundo estável, a tendência de movimentação de uma escavação é preponderantemente na horizontal, não divergindo expressivamente da inclinação dos grampos, os quais são instalados no talude com ângulo médio de 15 com a horizontal. Sendo assim, a tração mobilizada nos grampos prepondera como mecanismo estabilizador. Lima (2007) monitorou uma escavação em solo grampeado, através a instrumentação do maciço e dos grampos e observou que o os deslocamentos do maciço e os esforços nos grampos cresceram significativamente com o avanço da escavação e que não tinham cessado até o final da obra. Os grampos trabalharam predominantemente à tração, com momentos fletores pouco significativos. A distribuição dos esforços de tração foi influenciada pelas características geológicas do maciço. A tração máxima (T máx ) teve uma posição variando com a profundidade e a inclinação do talude, e uma magnitude aumentando com o avanço da escavação. A tração na face (T o ) foi de 0,3 a 0,6 de T máx. Feijó (2007) comenta que se o grampeamento ocorrer em um talude natural com inclinação suave, onde a direção da superfície potencial de ruptura é quase perpendicular à direção dos grampos, além dos esforços de tração, os esforços de cisalhamento e de flexão poderão exercer influência significativa nas análises de estabilidade da região da superfície de ruptura e da face do talude, dependendo do tipo de faceamento adotado. O empuxo passivo distribuído ao longo do grampo é o responsável pela mobilização desses esforços de cisalhamento e flexão. Segundo Ehrlich (2003), nas análises convencionais, as contribuições da resistência à flexão e ao cisalhamento dos grampos são comumente negligenciadas.

49 Jewell (1980) afirma que sob condições de trabalho, podem-se considerar nulas as movimentações relativas na interface solo-grampo, não ocorrendo deslizamento no contato de ambos, sendo iguais as deformações tanto para o solo como para o grampo. Dessa forma, as deformações que ocorrem no solo são controladas pela deformabilidade do grampo. A Figura 2.12 apresenta a curva esquemática de esforços versus deformação do sistema solo-grampo. Ehrlich (2003) explica que inicialmente o solo encontra-se em repouso, com deformação lateral nula ( s = z.k o ). À medida que as deformações se processam as tensões no solo diminuem tendendo ao estado ativo e as tensões nos reforços aumentam até que o equilíbrio seja alcançado. Os grampos mais rígidos, (S i ) 2, apresentam menores deformações e as tensões no solo e no reforço estão mais próximas do estado de repouso. Já os grampos mais deformáveis, (S i ) 1 permitem deformações maiores, suficientes para alcançar a plastificação da zona potencialmente instável e as tensões estão mais próximas do estado ativo. Sendo S i o índice de rigidez relativa sologrampo. Figura 2.12 Influência da rigidez do grampo nas deformações e tensões mobilizadas (EHRLICH, 2003). O faceamento apresenta função secundária na estabilização da massa de solo grampeada, garantindo a estabilidade local e evitando processos erosivos. Ehrlich (2003) explana que faces estruturalmente resistentes podem ser necessárias em taludes mais íngremes, devido às tensões serem mais elevadas na face e apresentarem um trecho de transferência reduzido na cunha ativa. Em taludes mais abatidos tem-se um maior

50 comprimento de transferência na cunha ativa e menores tensões atuantes na face. Assim, a estabilidade junto à face aumenta e o revestimento adotado não necessita apresentar resistência estrutural (Figura 2.13). Figura 2.13 Importância da face em taludes verticais e inclinados (EHRLICH, 2003). Lima (2002) afirma que a inclinação da face da escavação é um parâmetro importante no projeto. Uma pequena variação na geometria, condições de contorno, modelo constitutivo e parâmetros do solo e do grampo causam mudanças expressivas nos valores de deslocamento, tensões iniciais e esforços axiais nos grampos. Uma pequena variação da inclinação do talude pode acarretar reduções de até 70% nos deslocamentos finais. Os esforços axiais máximos, mobilizados em cada grampo durante o processo de escavação, são maiores nos taludes mais íngremes. Através de estudos numéricos Ehrlich (2003) concluiu que grampos mais rígidos permitem menores movimentações da face e menor plastificação da massa de solo. A variação da inclinação dos grampos não se mostra como um fator principal nas movimentações, porém, a rigidez dos grampos altera as tensões atuantes nos mesmos. A face pouco influencia nas movimentações e nas forças axiais mobilizadas nos grampos, contudo, o aumento da rigidez da mesma promove a diminuição dos momentos fletores mobilizados nos grampos.

51 2.9 Análise de estabilidade A análise de estabilidade para o dimensionamento de estruturas em solo grampeado pode ser realizada a partir de vários métodos. Ortigão et al. (1993) relacionam alguns métodos de análise para solo grampeado disponíveis, sendo eles: método alemão (Stocker, 1979), método Davis (Shen et al., 1981), método do Multicritério (Schlosser, 1982), método Cardiff, todos do tipo análise de equilíbrio limite, e o método Cinemático (Juran et al., 1990), o qual é do tipo análise de tensões internas. Na Europa são utilizados, com frequência, o método francês: Multicritério (Schlosser, 1982) e o alemão (Stocker, 1979), enquanto nos EUA utiliza-se o método de Davis (Shen et al., 1981). Como alternativa quanto à utilização dos métodos mencionados acima, tem-se os métodos convencionais como Bishop, Fellenius, Jambu, Spencer, entre outros, além dos métodos clássicos como Rankine e Coulomb, todos do tipo análise de equilíbrio limite para cálculo de estabilidade de taludes. Hachich e Camargo (2006) realizaram uma revisão crítica e uma análise comparativa dos diversos processos fundamentados no método de equilíbrio limite, tanto do ponto de vista conceitual quanto do ponto de vista de aplicação, procurando destacar os pontos comuns e os pontos divergentes entre eles. Camargo (2005) apresenta uma comparação dos diversos métodos para o cálculo de estabilidade de estruturas em solo grampeado, todos baseados na análise de equilíbrio limite. Para o autor o método do Multicritério (Schlosser, 1982) é o mais completo. Hachich e Camargo (2003) realizaram uma comparação dos processos mais usuais para o dimensionamento de estruturas de solo grampeado, sendo todos baseados no método de equilíbrio limite. Duas situações foram analisadas: um exemplo hipotético do artigo de Juran et al. (1990) e um exemplo real de obra no Brasil. Foram comparadas as trações máximas (T máx ) e os comprimentos dos grampos obtidos por cada método de cálculo. Os processos de Jewell (1980), Muticritério (Schlösser, 1982) e Estável (Hachich, 1997) apresentaram resultados bastante próximos. Desses, o Multicritério tende a levar a arranjos ligeiramente mais econômicos devido ao modo como considera a mobilização nos esforços.

52 Jimenez (2008) ressalta que todos os métodos baseados na análise de equilíbrio limite só analisam a condição de pré-ruptura sob um comportamento rígido-plástico do material. Isso é um problema para os maciços de solo grampeado, visto que eles se deformam durante e após a construção, muitas vezes não apresentando uma ruptura bem definida. Na prática, os dimensionamentos de estruturas em solo grampeado baseiam-se em metodologias de equilibrio limite, em que se faz necessário fornecer os parâmetros de resistência do solo e da resistência ao cisalhamento no contato solo-grampo (q s ). Existem diversos métodos analíticos e diferentes correlações empíricas e semiempíricas baseadas em ensaios de campo e de laboratório para a previsão da resistência ao cisalhamento de interface, entre os quais: Cartier e Gigan (1983), Bustamante e Doix (1985), Jewell (1980), Clouterre (1991), Heymann et al. (1992), Ortigão e Palmeira (1997) e Proto Silva (2005). Entretanto, como este parâmetro é influenciado por diferentes fatores (variabilidade do solo, método construtivo do chumbador, variação física e geométrica do reforço e níveis de tensões atuantes) a sua previsão torna-se, na maioria das situações, imprecisas e conservadoras (SILVA et al, 2010). Estes métodos de previsão são úteis na fase preliminar de um projeto em solo grampeado. A realização de ensaios de arrancamento in situ permite uma quantificação mais real deste parâmetro (q s ), possibilitando a realização de projetos executivos mais econômicos e viáveis Ensaio de arrancamento de grampos O dimensionamento de uma estrutura em solo grampeado considera o atrito desenvolvido entre o grampo e o solo, denominado atrito solo-grampo, designado por q s. Esse atrito confere a resistência ao arrancamento do grampo, sendo que o seu valor tem papel fundamental no comportamento do elemento de reforço. Este parâmetro pode ser obtido através de ensaios de arrancamento executados em verdadeira grandeza ou, alternativamente, para uma estimativa inicial, através de correlações empíricas com parâmetros do solo obtidos em ensaios de laboratório e/ou campo. Diversos pesquisadores têm apresentado métodos analíticos e diferentes correlações empíricas e semi-empíricas para a determinação de q s (SILVA e BUENO, 2009).

53 Proto Silva (2005), Magalhães (2005), Springer (2006) e Leite (2007), entre outros autores, realizaram ensaios de arrancamento em verdadeira grandeza. Proto Silva (2005) apresentou uma proposta de relação semi-empírica para se avaliar a resistência ao arrancamento dos grampos, baseada nos parâmetros de resistência do solo e da interface solo/nata de cimento, obtidos em ensaios de cisalhamento direto no laboratório. Os modelos e as correlações entre valores de q s e as características do solo são ferramentas importantes, principalmente para concepção inicial de projeto. Embora esses modelos e correlações se baseiem em interações simples e empreguem parâmetros aparentemente fáceis de serem determinados, há dificuldade em se determinar o valor de q s. Nesse contexto, a realização de ensaios de arrancamento é de fundamental importância para a quantificação mais realística desse parâmetro. Os resultados de ensaios de arrancamento permitem ajustes à concepção inicial do projeto executivo de forma a torná-lo mais específico à obra em questão, e durante a fase construtiva pode-se realizar alterações benéficas e vantajosas. Não existe uma norma ou procedimento padrão para a execução do ensaio de arrancamento em grampos. Alguns pesquisadores fazem recomendações quanto ao procedimento do ensaio e ao controle de obras realizadas com a técnica do solo grampeado, como Falconi e Alonso (1996), Ortigão (1997), Zirlis et al. (2003), Pitta et al. (2003) e Nunes et al. (2006). Springer (2006), em sua pesquisa, propõem uma metodologia a ser adotada em ensaios de arrancamento de grampos, enfocando-se os detalhes executivos. O ensaio consiste em promover a movimentação do grampo no interior da massa de solo, por meio de um conjunto macaco hidráulico e bomba, o qual aplica incrementos de carga de tração na barra do grampo que está ancorada no solo. As cargas são medidas com auxílio de uma célula de carga e os deslocamentos com a utilização de extensômetros, que registram as movimentações na cabeça do grampo a cada incremento de carga. Desta forma, obtém-se uma curva carga-deslocamento e o valor máximo da força de tração no grampo (T máx ), possibilitando o cálculo do atrito unitário solo-grampo na ruptura/resistência ao arrancamento do grampo (q s ).

54 Clouterre (1991) apresenta duas curvas típicas de carga-deslocamento, resultantes de ensaios de arrancamento em grampos (Figura 2.14). Essas curvas são utilizadas para a obtenção do valor máximo da força de tração no grampo (T máx = F máx ). Figura 2.14 Curvas típicas do ensaio de arrancamento de grampos (CLOUTERRE, 1991). O valor de q s é dependente do diâmetro do furo (D), do comprimento ancorado ou injetado do grampo (L a ) e da carga máxima (T máx ). Esse parâmetro é definido em unidades de tensão, normalmente em kpa, e sua grandeza é expressa por: q s = T máx. D. L a (2.1) Ortigão (1997) ilustra na Figura 2.15 a relação entre a tração mobilizada no grampo e a resistência ao arrancamento. Figura 2.15 Tração mobilizada no grampo e resistência ao arrancamento (ORTIGÃO, 1997).

55 Os principais fatores que influenciam o valor de q s são: características mecânicas do solo; metodologia executiva dos furos; método construtivo do grampo (número de injeções e características da pasta de cimento); variações físicas e geométricas dos elementos de reforço (comprimento e rugosidade da barra, tipo da barra de aço, diâmetro da coluna de calda de cimento e inclinação do reforço); tipo de aplicação (estrutura de contenção ou estabilização de taludes); e níveis de tensão atuantes. Com exceção das características mecânicas do solo, todos os outros fatores são capazes de serem controlados e padronizados na execução de um grampo. Desta forma, valores de q s podem ser comparados considerando-se condições executivas similares. Clouterre (1991) sugere que os grampos ensaiados sejam executados com os mesmos procedimentos dos grampos permanentes da obra, com relação à inclinação, limpeza do furo, instalação da barra e injeção da pasta de cimento. Dependendo do objetivo e da fase construtiva em que a obra de contenção se encontra, o ensaio de arrancamento pode ser classificado como: (i) ensaio preliminar, executado na fase de projeto anteriormente ao início dos trabalhos na obra; (ii) ensaio de conformidade, executando quando os trabalhos são iniciados no talude; e (iii) ensaio de inspeção, executado durante a construção. Todos os ensaios são idênticos e objetivam a determinação do parâmetro q s. O ensaio de arrancamento é realizado aplicando-se uma tensão estática à cabeça do grampo, até que haja movimento excessivo de cisalhamento. Nenhum dos grampos submetidos ao ensaio de arrancamento pode ser usado novamente ou ser incorporado à estrutura permanente da contenção (CLOUTERRE, 1991). Springer (2006) e Silva e Bueno (2009) realizaram ensaios de arrancamento que permitiram quantificar as melhorias na resistência ao cisalhamento de interface, a partir da quantidade de injeções nos grampos, sendo uma importante ferramenta para analisar o desempenho do grampeamento. Em geral, os ensaios são realizados com o grampo apresentando um metro de trecho livre seguido de um trecho injetado ou ancorado. O trecho livre proporciona o isolamento do grampo no interior da massa de solo, evitando os efeitos de contorno na cabeça do mesmo, causados pela placa de reação que é posicionada diretamente sobre o solo que circunda o grampo.

56 Clouterre (1991) sugere um comprimento de trecho livre de, no mínimo, um metro de comprimento para proporcionar tal isolamento e evitar os efeitos de contorno nos resultados. Na ausência do comprimento livre, as tensões induzidas pelo macaco poderão ser transferidas do solo para o grampo. Ao se aplicar o carregamento de tração no grampo, a face e o solo são submetidos à compressão. Caso haja preenchimento com nata, o trecho inicial do grampo estará sujeito à compressão, o que é indesejado. Portanto, deve-se utilizar um obturador de calda de cimento, para não permitir o preenchimento do furo neste trecho (SPRINGER, 2006). Como exemplo, Proto Silva (2005), Springer (2006), Feijó (2007), Silva e Bueno (2009), Lima (2010) e Hlenka et al. (2010) garantiram o trecho livre dos seus grampos, para a realização do ensaio de arrancamento, por meio de um obturador constituído de espuma que envolve a barra de aço, sendo esse trecho livre sempre igual ou superior a um metro de comprimento. Para a montagem do ensaio de arrancamento (Figura 2.16) alguns equipamentos são essenciais, tais como: placas de reação, responsáveis pela distribuição da carga do macaco; grade de reação, que direciona o macaco na mesma inclinação do grampo para que a carga aplicada seja axial; conjunto macaco hidráulico e bomba, que fornece a força necessária para deslocar o grampo; célula de carga, para medida da força transmitida ao grampo; placa de referência, superfície de apoio do extensômetro e de referência das leituras iniciais de deslocamentos; suporte externo rígido e fixo, estrutura de fixação do extensômetro para a medida dos deslocamentos do grampo sob carga; porcas, as quais mantêm o conjunto unido durante a realização do ensaio; além de porcas e placas extras. Deve-se atentar para o aperto inicial da porca, pois este já fornece uma carga inicial ao grampo e deve ser devidamente monitorado.

57 Figura 2.16 Esquema de montagem dos equipamentos para o ensaio de arrancamento (SPRINGER, 2006 adaptado de LAZART et al., 2003). Lazart et al. (2003) sugerem que sejam utilizados dois medidores de deslocamento posicionados na cabeça do grampo. Clouterre (1991) aconselha que os medidores de deslocamentos se situem sobre uma base estável e independente do sistema montado sobre a barra do grampo a ser ensaiado, e que realizem medidas de deslocamento da cabeça do grampo em relação a um ponto fixo Mobilização do atrito ao longo dos grampos Quando se aplica um esforço de tração na cabeça do grampo, o mesmo se move em relação ao maciço, mobilizando a resistência lateral e gerando uma zona de tensão e deformação. Segundo Clouterre (1991), a mobilização do atrito lateral ao longo do grampo, desenvolvido entre o grampo e o solo, ocorre gradativamente, a partir da cabeça do grampo, próxima à superfície do talude, em direção à parte mais interna do mesmo. Sendo assim, a cabeça do grampo apresenta forças e deformações maiores, as quais vão diminuindo até a outra extremidade, e isso ocorre independentemente do comprimento do grampo (Figura 2.17). Proto Silva (2005), Springer (2006), França (2007), Silva e Bueno (2009) e Silva e Ehrlich (2010), entre outros, ratificaram esse comportamento através da instrumentação extensométrica de grampos em seus trabalhos de pesquisa.

58 Figura 2.17 Distribuição das deformações ao longo do grampo durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE, 1991). O relatório de Clouterre (1991) mostra que com o aumento das forças de tração, as tensões de cisalhamento aproximam-se do limite de ruptura no contato solo-grampo e que essas tensões desenvolvem-se ao longo da extensão do grampo, atingindo o valor da resistência ao arrancamento (Figuras 2.18 e 2.19), Quanto maior o grampo, maior será a variação distribuição de tensões de cisalhamento ao longo do seu comprimento (Figuras 2.20 e 2.21).

59 Figura 2.18 Distribuição das forças de tração ao longo do grampo de 3 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991). Figura 2.19 Distribuição das forças de tração ao longo do grampo de 12 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991).

60 Figura 2.20 Mobilização das tensões de cisalhamento ao longo do grampo de 3 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991). Figura 2.21 Mobilização das tensões de cisalhamento ao longo do grampo de 12 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991).

61 2.12 Instrumentação extensométrica de grampos A instrumentação extensométrica de grampos, através do posicionamento de medidores de deformação ao longo das barras de aço, possibilita a verificação da distribuição dos carregamentos durante a realização do ensaio de arrancamento. Portanto, a extensometria permite uma análise experimental das tensões e deformações. Os dados provindos da instrumentação proporcionam uma maior previsão e confiabilidade dos resultados do ensaio. Uma vez determinada essa distribuição, é possível identificar o comprimento real do grampo que estará sendo solicitado à tração na medida em que o solo circundante tende a se deslocar (LEITE, 2007). Proto Silva (2005), Springer (2006), Nunes et al. (2006), Feijó (2007), Leite (2007), França (2007), Saré (2007), Lima (2007), Silva e Bueno (2009), e Silva e Ehrlich (2010) utilizaram extensômetros de resistência elétrica (strain gages) fixados ao longo de grampos em seus trabalhos de pesquisa. Segundo Dally e Riley (1991), os extensômetros de resistência elétrica são elementos metálicos sensíveis que transformam pequenas variações de dimensões, em variações equivalentes de sua resistência elétrica, e a partir dessa grandeza elétrica as deformações são medidas e registradas. Os autores acrescentam que os extensômetros de resistência elétrica são simples e constituem-se de uma fina base de polímero isolante contendo uma matriz com a forma de um fio contínuo de pequeno diâmetro (material condutor), cuja fabricação é semelhante à de um circuito elétrico impresso (Figura 2.22). Figura 2.22 Esquema de um extensômetro de resistência elétrica (ANDOLFATO et al., 2004).

62 A resistência elétrica de um condutor de seção uniforme é dada pela expressão: R =. L A (2.2) Onde R é a resistência (ohms), L é o comprimento do condutor, A é área da seção transversal do condutor, é a resistividade do condutor, função da temperatura e das solicitações mecânicas aplicadas. Ao submeter um condutor a uma solicitação mecânica (tração ou compressão), sua resistência irá variar devido às variações de dimensão da seção A, do comprimento L, e da resistividade do condutor. A razão entre a variação de resistência pela resistência inicial dividida pela deformação é chamada de Fator de Sensibilidade à deformação axial da liga metálica do condutor (strain gage), expressão por: K = (R/R) (2.3) Onde R é a variação de resistência, R é a resistência nominal e = L/L é a deformação. Sendo conhecido o fator de sensibilidade (K) e medindo-se a variação relativa de resistência (R/R), determina-se à deformação aplicada (). Os strain gages são fixados nas barras de aço, as quais sofrerão esforços durante a realização do ensaio de campo, e, posteriormente, são soldados os cabos que permitem a realização das leituras de resistências elétricas amplificadas em um local remoto, exterior ao talude. Os extensômetros de resistência elétrica (strain gages) são versáteis quanto a sua aplicação, de fácil manuseio e apresentam precisão em suas medidas. Também são capazes de monitorar deformações até as cargas últimas em ensaios destrutivos. Dally e Riley (1991) relacionam as características mais relevantes dos extensômetros de resistência elétrica: alta precisão, baixo custo, excelente resposta dinâmica, excelente linearidade, facilidade de instalação, possibilidade de se efetuar medidas de maneira remota e possibilidade de ser usado submerso ou em ambiente agressivo, desde que se faça tratamento adequado.

63 Conforme Leite (2007), a resistência medida pelos strain gages pode variar com a alteração da temperatura, porém, para eliminar essa interferência existem distintos métodos de medição. É necessário o emprego de circuitos elétricos especiais para se realizarem medidas de pequenas variações na resistência elétrica dos strain gages com precisão. O circuito que melhor se adapta a essa condição é a Ponte de Wheatstone, e por essa razão é freqüentemente adotada. Perry e Lissner (1962) expõem algumas vantagens do uso desse circuito, como: a variação da voltagem pode ser diretamente relacionada à deformação; os sensores podem ser ligados de modo a apresentar compensação elétrica para efeitos indesejáveis como deformações aparentes induzidas por variações térmicas; podem ser realizadas medidas estáticas ou dinâmicas; o sistema é simples, robusto e de baixo custo. O circuito elétrico Ponte de Wheatstone tem a função de converter a pequena mudança de resistência elétrica decorrente da deformação sofrida pelo strain gage em uma unidade de voltagem. Para isso, aplica-se uma voltagem constante de entrada e mede-se a voltagem na saída da ponte. Esse circuito é formado por quatro resistores, R1, R2, R3 e R4, apresentando quatro braços em sua configuração. No processo de medição, existem três tipos distintos de disposição dos extensômetros de resistência elétrica nesse circuito, denominados de um quarto de ponte, meia ponte e ponte completa. De acordo com Perry e Lisser (1962), quando adotada a disposição do tipo ponte completa, as deformações do extensômetro elétrico podem ser calculadas através da expressão: = (R/R) K = (4. L) V exc + 2. L. K (2.4) Onde é a deformação do extensômetro elétrico, R é variação de resistência do extensômetro elétrico (ohms), R é a resistência nominal do extensômetro elétrico, K é o Fator de Sensibilidade do extensômetro elétrico, V exc é a voltagem de excitação da Ponte de Wheatstone, e L é a variação de voltagem dos terminais da Ponte de Wheatstone (volts). A deformação do strain gage pode ser interpretada em termos de força aplicada à barra de aço do grampo, por meio da teoria da Elasticidade (Lei de Hook), utilizando:

64 = E. (2.5) (2.6) Onde é a tensão aplicada na barra de aço, F é a força aplicada na barra de aço, A é a área da seção transversal da barra de aço na região de colagem do strain gage, E é o módulo de elasticidade (Young) do aço, R é a constante de correlação (E.A), e é a deformação do strain gage. Sabendo-se o módulo de elasticidade e o diâmetro da seção da barra de aço no ponto de colagem do extensômetro elétrico, a Equação 2.6 permite a conversão dos valores de deformações dos extensômetros elétricos em cargas aplicadas aos grampos Considerações finais Esta revisão bibliográfica sobre solo grampeado apresenta as principais considerações da técnica de estabilização. Aspectos construtivos são reportados, assim como os mecanismos de mobilização de resistência de grampos. Várias referências da literatura são apresentadas. O objetivo principal do capítulo foi proporcionar o embasamento necessário para a execução dos trabalhos desta dissertação, tanto no que diz respeito ao conceito e execução dos grampos, como na análise dos resultados dos ensaios de campo.

65 Capítulo 3 CONSIDERAÇÕES SOBRE MATERIAIS COMPÓSITOS 3.1 Considerações iniciais Este capítulo realiza uma revisão bibliográfica sobre materiais compósitos, apresentando as considerações mais relevantes. É efetuada uma explanação das fases fibra e matriz e da interação existente entre elas, e dos parâmetros que influenciam o desempenho e o comportamento mecânico dos materiais compósitos. As propriedades dos materiais compósitos, no estado fresco e no estado endurecidom são citadas, assim como algumas das aplicações destes materiais, como é o caso de grampos compostos por argamassa reforçada com fibras de polipropileno na técnica de grampeamento de solos. 3.2 Materiais cimentícios reforçados com fibras Os materiais compósitos são constituídos, normalmente, por duas fases, a matriz (concretos, silicones, argamassas, etc.) e o elemento de reforço (fibras, aço, etc.). A matriz é contínua e envolve a outra fase, o reforço, chamado freqüentemente de fase dispersa. A combinação das melhores propriedades de diferentes materiais gera os compósitos. Budinski (1996) explica que um material compósito é a combinação de dois ou mais materiais, o qual apresenta propriedades que os materiais componentes deste compósito não possuem por si próprios. Higgins (1994) classifica os compósitos em dois grandes grupos: os compósitos particulados, onde são adicionados à matriz algum material em forma de partícula (correspondente à abstração de um corpo dotado de massa, ou uma parte dele, concentrada idealmente em um ponto), e os compósitos fibrosos, onde há a adição de fibras (materiais muito finos e alongados, como filamentos, que podem ser contínuos ou cortados).

66 Os compósitos mais importantes são aqueles em que a sua fase dispersa encontra-se na forma de fibras, sendo que esses materiais são projetados, com freqüência, para elevar as qualidades mecânicas da sua matriz. As propriedades dos materiais compósitos reforçados por fibras são função das propriedades das fases constituintes, das suas quantidades relativas e da geometria da fase dispersa (forma, tamanho, dispersão e orientação). Para Budinski (1996), os materiais compósitos mais importantes são aqueles formados pela combinação de polímeros e materiais cerâmicos. Os materiais cerâmicos são de grande aplicabilidade na engenharia civil, nessa categoria estão incluídos todos os materiais baseados em cimento Portland como solo-cimento, pastas, argamassa e concreto. Estes grupos de materiais apresentam características típicas sendo uma delas a tendência de fissuração por secagem. Lameiras (2007) aponta que um dos materiais compósitos com matriz cerâmica mais utilizados é o material a base de cimento Portland reforçado com fibras, sendo a matriz do compósito constituída por agregados ligados uns aos outros pela pasta de cimento Portland hidratada. Taylor (1994) mostra que os materiais de cimento Portland são uma opção natural para a adição de materiais fibrosos, uma vez que são baratos. Os materiais cerâmicos apresentam alta resistência à compressão e são muito rígidos. Porém, são frágeis e oferecem baixa resistência à tração e à flexão, além de apresentarem problemas relativos à ductibilidade e resistência ao impacto. Já os polímeros apresentam baixo módulo de elasticidade, ductibilidade variável e resistência à tração moderada. São versáteis e, dentro de certos limites, podem sofrer alterações para se adequarem as necessidades requeridas. Segundo Johnston (1994), de maneira geral, as fibras em uma matriz cimentada podem causar dois efeitos admiráveis. O primeiro efeito é que elas tendem a reforçar o compósito sobre todos os modos de carregamento que induzem tensões de tração e, secundariamente, as fibras melhoram a ductibilidade (que representa o grau de deformação que um material suporta até o momento de sua fratura) e a tenacidade (que corresponde à medida de quantidade de energia que um material pode absorver antes de fraturar) de uma matriz cimentada frágil.

67 Taylor (1994) afirma que as fibras não impedem a formação de fissuras no compósito, mas elas são capazes de aumentar a resistência à tração pelo controle da propagação das fissuras na matriz, além de melhor distribuir as tensões. Conforme Hannant (1994), as fibras mantêm as interfaces das fissuras juntas, isto é, proporcionam o aumento da ductibilidade, beneficiando as propriedades mecânicas do estado pósfissuração. O maior potencial dos materiais compósitos fibrosos está no estado pósfissuração, onde as fibras contribuem da forma mais efetiva na resistência do material, aumentando a capacidade de absorção de energia (VENDRUSCOLO, 2003). Para Illston (1994), Taylor (1994) e Hannant (1994), o aumento da capacidade de absorção de energia é devido ao fato de que a deformação necessária para causar fissuras na matriz cimentada é muito inferior à elongação das fibras. As fibras, geralmente, possuem menor módulo de elasticidade do que a matriz cimentada, e assim, pouco ou nenhum aumento de tensão de fissuração é esperado. O alongamento na ruptura de todas as fibras é cerca de duas a três ordens de magnitude maior do que a deformação de ruptura da matriz cimentícia. Consequentemente, nos compósitos, a matriz fissura muito antes da resistência da fibra ser atingida (HANNANT, 1978). Bentur e Mindess (1990) comentam que os materiais cimentícios convencionais necessitam de reforço para viabilizar sua utilização em grande parte das aplicações da construção civil. Historicamente, esse reforço se faz pela introdução de barras contínuas, as quais podem ser utilizadas em determinadas posições da estrutura, para suportarem os esforços de tração e de cisalhamento. As fibras, sendo descontínuas e dispersas por toda a matriz cimentícia, não são tão eficientes para suportarem as tensões de tração. No entanto, as fibras apresentam aspectos admiráveis, devido ao fato dos materiais cimentícios reforçados por fibras apresentarem espaçamentos menores entre os elementos de reforço, se comparado com as barras contínuas. Devido às diferenças, Bentur e Mindess (1990) citam aplicações nas quais o reforço com fibras é benéfico em relação às barras convencionalmente utilizadas, dentre as quais estão: Elementos de pequena espessura, onde as fibras atuam como reforço principal, elevando a resistência e a ductibilidade do compósito;

68 Componentes projetados para suportarem grandes cargas ou deformações, tais como revestimentos de túneis, estruturas resistentes a explosões e estacas pré-fabricadas, as quais serão cravadas por percussão no solo; Componentes onde as fibras são adicionadas com o intuito principal de promover o controle de fissuração induzida pelas variações de umidade ou temperatura, tais como em lajes, telhas ou elementos de pavimentos. Assim, os compósitos resultantes da combinação dos materiais cerâmicos com fibras poliméricas apresentam características mais apropriadas de resistência mecânica, rigidez, ductibilidade, fragilidade, capacidade de absorção de energia de deformação e de comportamento pós-fissuração em relação aos materiais que lhe deram origem, do ponto de vista de engenharia civil Fase fibra Lameiras (2007) expõe que, ao longo dos anos, o interesse da indústria e do mercado em potencial impulsionou o desenvolvimento de processos de produção de diversas fibras e de materiais cimentícios reforçados com fibras. Além disso, as realizações de inúmeras pesquisas proporcionaram a viabilização da utilização dessas fibras, tanto nas melhorias com relação ao desempenho mecânico como na durabilidade desses materiais. Várias investigações são realizadas em todo o mundo em busca de novos tipos de fibras, de melhorias nas propriedades das fibras já comercializadas e de uma melhor interação entre as fibras e a matriz cimentícia. Segundo o Instituto Americano de Concreto ACI Committee 544 (1996), as fibras podem ser consideradas materiais que possuem uma de suas dimensões muito superior as outras duas, ou seja, comprimento muito superior as dimensões de sua seção transversal. Um parâmetro numérico conveniente que caracteriza os materiais fibrosos é o fator de forma (l/d), definido como sendo a razão entre o comprimento da fibra e seu diâmetro equivalente (diâmetro de um círculo cuja área é igual à área da seção transversal da fibra). Zollo (1997) comenta que os fatores de forma das fibras variam entre 40 a 1000, sendo que para as fibras com comprimento de 0,10 a 7,62 cm os fatores de forma são inferiores a 300. Callister Jr. (2002) classifica as fibras por diferentes aspectos, sendo eles: dimensão, configuração, natureza e módulo de elasticidade.

69 Com relação à dimensão existem três divisões: whiskers, fibras e arames. As fibras são as que possuem diâmetros intermediários; Quanto à configuração das fibras, as mesmas podem ser divididas em dois grupos: monofilamentos discretos, separados uns dos outros, e combinações de filamentos de fibras, geralmente constituídos de feixes; Quanto à natureza existem quatro categorias, sendo elas: as fibras vegetais, metálicas, minerais e poliméricas. Quanto ao módulo de elasticidade, as fibras podem ser divididas em dois grupos: um grupo das fibras que possuem módulo de elasticidade menor do que a matriz cimentícia, tais como as fibras vegetais e as fibras poliméricas; e outro grupo, que é o das fibras que possuem módulo de elasticidade maior do que a matriz cimentícia, tais como as fibras metálicas e as fibras minerais. Para Hannant (1978), os compósitos produzidos a partir de fibras que apresentam baixo módulo de elasticidade geralmente não são utilizados para suportarem cargas permanentes elevadas, pois com o aparecimento das microfissuras na matriz, as fibras tendem a sofrer alongamentos ou deflexões consideráveis ao logo do tempo. Dessa forma, comumente, essas fibras são utilizadas em situações onde não se espera que a fissuração da matriz ocorra, mas sim que ocorram sobrecargas transitórias. Hannant (1978) também menciona outro problema relacionado aos valores elevados do coeficiente de Poisson destas fibras. Esses valores combinados com os baixos módulos de elasticidade implicam em contrações muito maiores do que as verificadas em outras fibras, quando solicitadas ao longo do seu eixo. As contrações elevadas geram altas tensões de tração laterais na interface fibra-matriz, provocando um descolamento prévio da fibra e o seu arrancamento. Alguns tipos de fibras utilizadas como elemento de reforço de matriz cimentícia são apresentados abaixo juntamente com suas características. Fibras vegetais As fibras vegetais utilizadas como reforço de matrizes frágeis à base de materiais cimentícios têm despertado grande interesse devido, principalmente, as questões ambientais, mas também devido ao baixo custo, à disponibilidade e à economia de energia.

70 Segundo Hannant (1994), as fibras vegetais utilizadas podem ser bambu, juta, capim elefante, malva, piaçava, sisal, linho e cana-de-açúcar. Donato (2003) acrescenta que algumas destas fibras podem atingir grandes resistências, como, por exemplo, as fibras de bambu que atingem normalmente resistências acima de 100 MPa, com módulo de elasticidade entre 10 e 25 GPa. A durabilidade dessas fibras é o principal empecilho em sua utilização devido à degradação pela ação de fungos e microorganismos. Teodoro (1999) afirma que a exposição dessas fibras em ambientes alcalinos, por exemplo, quando utilizados como reforço de matrizes contendo cimento Portland, causa a sua rápida degradação. As fibras de celulose são preparadas para aplicação em adesivos, argamassas, artefatos de borracha, eletrodos, fibrocimento, filtração, fluidos para perfuração de poços, fonte de fibras para ração animal, laminados e emulsões a base de asfalto, massas para calafetação, materiais de fricção, sabões, refratários e rejuntes. Essas fibras quando adicionadas às matrizes, conferem excelentes propriedades mecânicas e reduzem a densidade dos compostos produzidos, podendo ainda ser aplicadas como substituto natural das fibras de amianto em diversos segmentos da indústria. Conforme Hannant (1994), a resistência à tração das fibras de celulose variam de 300 a 1000 MPa e seu módulo de elasticidade varia de 10 a 50 GPa. Fibras metálicas Taylor (1994) assegura que as fibras metálicas mais comuns são as fibras de aço, sendo sua resistência média à tração de 1100 MPa e módulo de elasticidade de 200 GPa. Dependendo do meio onde estão inseridas, as fibras podem apresentar problemas devido à corrosão. Para minimizar esse problema é realizado um banho de níquel nas mesmas. Hannant (1994) acrescenta que existe no mercado uma grande variedade de formas e comprimentos dessas fibras, sendo que as fibras utilizadas na construção civil apresentam comprimento variando de 10 a 60 mm e diâmetro entre 100 a 600 μm. Outros dois problemas relacionados com o uso de fibras de aço podem ocorrer. Um desses problemas é a formação de grumos/ouriços/ novelos, que são bolas formadas pela aglomeração de fibras e da fração mais fina dos agregados e cimento. Depois de formados os grumos, mesmo uma mistura energética é incapaz de separar o material. Os grumos podem representar um risco de entupimento da tubulação das bombas de concreto ou dos mangotes de projeção nos casos de concreto projetado. O outro

71 problema associado ao uso de fibras de aço, e comumente questionado no mercado, é a ocorrência de afloramento das fibras que apontam na superfície durante e após os trabalhos de desempenho mecânico, na execução de lajes, pisos e pavimentos de concreto, sendo esse somente um problema estético e não funcional. Vendruscolo (2003) afirma que foram conduzidas pesquisas com a aplicação de fibras de aço para melhoria das propriedades mecânicas de compósitos utilizados como materiais de construção, sendo constatado que a ruptura desses compósitos é normalmente associada ao arrancamento da fibra e não à sua ruptura. Fibras minerais Conforme Taylor (1994), as fibras minerais são classificadas em fibras de vidro, carbono e amianto. As fibras de vidro são geralmente manufaturadas na forma de fios compostos de centenas de filamentos individuais, com diâmetro dependendo das propriedades do vidro, do tamanho do furo por onde são extrudados e da velocidade de extrusão, sendo geralmente na ordem de 10 μm. As fibras do vidro tipo E, que correspondem a 99 % das fibras comercializadas, são atacadas por álcalis presentes nas matrizes de cimento Portland. Para coibir o problema, existe uma fibra comercialmente denominada de Cem-Fil, a qual é resistente a álcalis e é utilizada em pasta de cimento. Segundo Hannant (1994), as fibras de vidro apresentam comprimento variando de 10 a 50 mm, resistência à tração de 600 a 2500 MPa e módulo de elasticidade de 70 GPa. As fibras de carbono, segundo Higgins (1994), são baseadas na resistência das ligações entre átomos de carbono, a qual deve ser elevada, para evitar o seu arrancamento. As fibras são formadas por agrupamentos de 20 mil filamentos e apresentam diâmetros entre 5 a 10 μm. De acordo com Vendruscolo (2003), elas podem ser divididas em duas categorias: a primeira categoria é a das fibras de alta resistência à tração, 2400 MPa, com módulo de elasticidade de 240 GPa; e a segunda categoria é a das fibras de alto módulo de elasticidade, 420 GPa, com resistência à tração de 2100 MPa. As fibras de amianto apresentam resistência à tração variando de 200 a 1800 MPa, módulo de elasticidade de aproximadamente de 165 GPa, e diâmetro de 0,02 até 30 μm, sendo estes dados fornecidos por Hannant (1994).

72 Alguns países têm mobilizado esforços para coibir o uso de amianto na construção civil devido aos danos provocados à saúde. Outro problema relacionado a este produto é seu comportamento frágil e sua baixa resistência ao impacto (VENDRUSCOLO, 2003). Fibras poliméricas A utilização das fibras poliméricas em reforços de materiais de construção é uma técnica recente. Illston (1994) afirma que o desenvolvimento de polímeros no último século foi possível graças ao crescimento da indústria do petróleo. Para Bentur e Mindes (1990), as fibras poliméricas são mais atrativas do que fibras compostas de outros materiais, quando utilizadas como reforços de matriz cimentante devido a sua não degradação, seja por microorganismos, como acontecem em fibras vegetais, seja por corrosão, como acontecem com as fibras metálicas, ou ainda, seja por meio alcalino, como acontece com as fibras de vidro e vegetais. As fibras plásticas são obtidas dos polímeros que, conforme sua estrutura química, apresentam diferentes denominações e comportamentos, originando tipos de fibras diferentes. Dentre os diversos produtos obtidos destacam-se a poliamida (náilon), o polietileno, o poliéster e o polipropileno. As fibras de poliamida (náilon), de acordo com Hannant (1994), apresentam resistência à tração de 800 MPa, módulo de elasticidade de 8 GPa e comprimento variando de 10 a 20 mm. Taylor (1994) explica que estas fibras são formadas por longas cadeias de moléculas e geralmente possuem baixa resistência e rigidez, pois suas moléculas são dobradas e espiraladas. Porém, se estas moléculas forem reforçadas durante o processo de manufatura, podem ser alcançados altos módulos de elasticidade e resistência. As fibras de poliamida recebem o nome comercial de Kevlar. Existe no mercado a fibra Kevlar 29 (K29), com resistência mecânica da ordem de 3000 MPa e módulo de elasticidade intermediário de aproximadamente 64 GPa, e também, a fibra Kevlar 49 (K49), com alto módulo de elasticidade na ordem de 300 GPa e a mesma resistência mecânica da fibra K29. Segundo Hannant (1994), as fibras de polietileno de peso molecular normal apresentam módulo de elasticidade baixo, sendo fracamente aderidas à matriz cimentada e altamente resistentes aos álcalis. Entretanto, o polietileno de alta densidade tem sido desenvolvido para aumentar seu módulo e a aderência com a matriz. Sua

73 durabilidade é alta, pois não sofre variação volumétrica na presença de água, mas apresentam maiores deformações de fluência quando comparadas às fibras de polipropileno. As fibras de polietileno são encontradas comercialmente na forma de monofilamentos picados ou malhas contínuas. As fibras de poliéster, conforme Johnston (1994), apresentam resistência à tração de 800 a 1300 MPa, módulo de elasticidade superior a 17 GPa e comprimento entre 20 e 30 mm. Para Taylor (1994), as fibras de poliéster são similares as fibras de polipropileno, porém são mais densas, mais rígidas e mais resistentes. Essas fibras podem ser utilizadas para as mesmas aplicações que as de polipropileno, porém apenas onde a melhoria no desempenho justifique o seu maior custo. Um dos poliésteres mais populares é o polietileno tereflalato (PET), utilizado como material de constituição de garrafas plásticas descartáveis tipo PET. Como essas garrafas depois de utilizadas acabam se transformando em resíduos, sua reutilização na forma de fibras pode reduzir a relação custo/benefício, além disso, contribuir para minimização de problemas ambientais. As fibras de polipropileno são constituídas de um material polimérico chamado termoplástico, que consiste de uma série de longas cadeias de moléculas polimerizadas, sendo todas elas separadas, podendo deslizar umas sobre as outras. Taylor (1994) afirma que devido a esta formação, as fibras possuem grande flexibilidade, tenacidade e substancial aumento de resistência ao impacto dos materiais a qual é incorporada. O módulo de elasticidade desta fibra é menor do que qualquer outra comumente utilizada, sendo inferior a 8 GPa, e sua resistência à tração é de aproximadamente 400 MPa. Essa fibra não é recomendada para ser utilizada com a finalidade de aumentar a resistência pré-fissuração ou rigidez dos compósitos. As fibras de polipropileno são resistentes a uma variedade de produtos químicos e aos álcalis, porém são sensíveis à radiação ultravioleta No entanto, esta preocupação é irrelevante quando a fibra é utilizada como reforço de uma matriz cimentícia, pois a mesma fica coberta pela matriz. As propriedades térmicas das fibras de polipropileno conferem ao concreto maior resistência ao fogo, pois reduzem o risco de lascamentos explosivos, que é a expulsão violenta e repentina de camadas ou pedaços de concreto da superfície de um

74 elemento estrutural quando exposto ao aumento rápido da temperatura, como acontece em casos de incêndio. Nanni e Meamarian (1991) comentam que as fibras de polipropileno estão disponíveis comercialmente na forma de monofilamentos (macrofibras produzidas individualmente) e na forma de multifilamentos (microfibras agrupadas em filmes ou redes), as quais são cortadas em fitas, esticadas e fibriladas. A fibrilação é feita através de cortes longitudinais controlados, criando uma espécie de rede trançada. Essa forma apresenta vantagens sobre a forma de monofilamentos devido a sua fácil distribuição no concreto e melhoria da interação mecânica fibra-matriz. Bentur e Mindess (1990) afirmam que as fibras individuais, curtas e dispersas aleatoriamente, são mais utilizadas como reforço de argamassas de revestimentos, mesmo sabendo que as fibras na forma de multifilamentos ofereçam um melhor efeito mecânico de ancoragem quando adequadamente dispersas (rede aberta). Os autores consideram como fibras curtas, as fibras que possuem menos de 50 mm de comprimento. Segundo Silva (2006), quando comparadas às fibras poliméricas, a fibra de polipropileno apresenta maior facilidade de dispersão durante a mistura com a matriz cimentante, em relação à fibra de poliamida. Também oferecem maior resistência de aderência na matriz cimentícia que as fibras de poliéster e poliamida e apresentam degradação lenta quando imersa na matriz de cimento Portland, diferentemente do que acontece com o poliéster. O baixo módulo de elasticidade, a alta deformação na ruptura e a elevada resistência à tração propiciada pelas fibras de polipropileno as tornam um material interessante na aplicação em argamassas de ligação de elementos pré-moldados, onde um acréscimo de desempenho promovido pelo aumento de deformabilidade é desejável (ARAUJO, 2005). Araújo (2005) em sua pesquisa concluiu que a adição de fibras de polipropileno à argamassa da junta promove uma melhoria de propriedades mecânicas iniciais, tais como a distribuição uniforme dos esforços internos de compressão e tração na interface do bloco com a junta, e também o aumento da capacidade de deformação dos elementos, melhorando a rigidez e retardando o colapso do sistema. Essas melhorias

75 proporcionadas pela adição das fibras de polipropileno a argamassa de junta acarreta em benefícios ao sistema estrutural empregado. Leite (2007) completa que as fibras de polipropileno auxiliam no controle da fissuração durante o endurecimento e melhoram as propriedades pós-pico, quando adicionadas à matriz cimentícia. Magalhães (2005) apresenta resumidamente as vantagens e as desvantagens da utilização de fibras de polipropileno como reforço de materiais compósitos. As vantagens são: alta resistência aos álcalis presentes no cimento; baixo custo; proporcionam uma ampla distribuição das fissuras ao longo da matriz, sugerindo uma maior distribuição das tensões; minimizam a fissuração que ocorre no estado plástico do concreto e nas primeiras horas de endurecimento; restringem as fissuras causadas por retração plástica do concreto, ou sua frequência e tamanho são reduzidos; controlam a abertura de fissuras que venham a surgir dentro da matriz; diminuem a incidência de fissuras de assentamento dos componentes sólidos durante o fenômeno de exsudação do concreto; aumentam a resistência à abrasão pelo controle da exsudação do concreto; e reduzem a reflexão do concreto projetado devido ao aumento da coesão. Magalhães (2005) acrescenta que o uso de fibras de polipropileno com maior capacidade de elongação tem apresentado melhores resultados se comparado à utilização de fibras de maior rigidez, tais como as fibras de aço. As desvantagens da utilização de fibras de polipropileno como reforço de materiais cimentícios são: alta sensibilidade à luz solar e oxigênio; baixo módulo de elasticidade; e fraca aderência com a matriz Fase matriz Bentur e Mindess (1990) dividem as matrizes cimentícias em três grupos, em função do tamanho do agregado que contém: pastas (cimento e água), argamassas (cimento, água e agregado miúdo) e concretos (cimento, água, agregado miúdo e graúdo). As pastas e argamassas reforçadas com fibras são geralmente aplicadas em componentes de pequena espessura, onde as fibras atuam como reforço principal e são incorporadas em teores na faixa de 5 a 20% do volume do compósito. Nos concretos reforçados com fibras, o volume de fibra é muito menor (menos do que 5% em relação

76 ao volume do compósito), nesse caso as fibras atuam como reforço secundário, com a finalidade de controlar a fissuração da matriz. Para Callister Jr. (2002), a matriz atua como meio através do qual uma tensão aplicada externamente é transmitida e distribuída para as fibras, sendo que apenas uma proporção muito pequena da carga aplicada é suportada pela fase matriz. A matriz também tem como função proteger as fibras individuais contra danos superficiais, como resultado da abrasão mecânica ou de reações químicas com o ambiente. Além disso, a matriz separa as fibras umas das outras e previne a propagação de fissuras de uma fibra para a outra, o que, poderia resultar em uma ruptura brusca. No caso das matrizes cimentícias, a fissuração é iniciada na própria matriz, mais especificamente na interface entre os agregados e a pasta de cimento Portland. Segundo Lameiras (2007), a matriz constitui a parcela majoritária do compósito, geralmente superior a 95% em volume do material, determinando o seu comportamento com relação às solicitações de compressão e cisalhamento interlamelar, entre outras propriedades. Porém, a porcentagem do compósito correspondente a essa fase, e sua dosagem, varia de acordo com o método de produção utilizado, a quantidade de fibra adicionada, dentre outros fatores. Na dosagem do material cimentício devem ser feitas compensações de forma a se atingir, no estado fresco, a trabalhabilidade necessária para o método de produção utilizado e, no estado endurecido, atingir as propriedades mecânicas e de durabilidade necessárias. Com o objetivo de alcançar propriedades específicas para o compósito é comum realizar modificações na matriz cimentícia, com adições de pozolana, fíleres, superplastificantes e/ou polímeros. Silva (2006) salienta que na preparação do compósito, a distribuição volumétrica uniforme da fibra na matriz faz com que ocorra o aumento da homogeneidade do material e da confiabilidade da mistura produzida, obtendo-se um compósito contendo em todo o seu volume a mesma quantidade de reforços Interação entre as fases fibra e matriz Para uma boa interação entre as fases fibra e matriz, é essencial que haja uma compatibilidade física e química entre ambas, de forma que as forças de ligações adesivas entre os materiais sejam elevadas, e fazendo com que haja uma minimização

77 da extração das fibras. Callister Jr. (2002) afirma que a força de ligação é uma consideração importante na escolha de uma combinação matriz-fibra, pois a resistência final do compósito depende em grande parte da magnitude dessa ligação. Uma ligação adequada é essencial para maximizar a transmissão da tensão da matriz para as fibras. Bentur e Mindess (1990) asseguram que os materiais compósitos de matriz cimentícia são caracterizados por uma zona de transição que ocorre tanto na interface agregado-pasta, como na interface fibra-matriz, na qual a microestrutura especial dessa zona de transição está intimamente correlacionada com a natureza da matriz. A natureza particulada do compósito no estado fresco exerce uma influência importante na zona de transição, porque leva à formação de uma região porosa ao redor das fibras devido a dois efeitos: o escoamento e aprisionamento de água ao redor da fibra dispersa na matriz, e o empacotamento ineficiente dos grãos de cimento de aproximadamente 10 μm na zona de transição. Juntamente com as propriedades individuais das duas fases principais constituintes do compósito, fibras e matriz, a zona de transição é constituída pela interação entre essas duas fases e é responsável pelas principais propriedades dos materiais compósitos. Donato (2003) comenta que diversos tipos de fibras são utilizados como reforço de materiais cimentícios e as características de comportamento de cada uma dessas fibras, suas propriedades químicas, físicas e mecânicas, estão intimamente relacionados ao material do qual as mesmas são compostas, além do seu processo de fabricação. Para compreender o mecanismo de interação matriz-fibra e a parcela de contribuição de cada uma das fases no comportamento final do material compósito fibroso, é fundamental conhecer e definir o tipo de fibra a ser empregada. Essa definição depende das características da matriz a ser reforçada e das características desejadas do material compósito resultante. Com os carregamentos atuantes, as movimentações externas ou as deformações na estrutura interna da pasta de cimento, ocorrem tensões internas na matriz de cimento, e essas tensões internas, quando superiores ao nível de tensão de ruptura da matriz, irão originar pequenas fissuras que poderão ter sua abertura e sua profundidade acentuada devido à concentração de tensões situadas na sua extremidade.

78 Silva (2006) aponta para a contribuição das fibras em compósitos de matriz cimentícia nas situações descritas acima, de forma que o efeito da adição de fibra na matriz frágil é dificultar a propagação dessas fissuras, costurando-as, absorvendo energia. As fibras presentes em uma microfissura em propagação servem como uma barreira, onde para a continuidade da propagação dessa fissura é necessário que ocorra o carregamento da fibra, ou o desvio da fissura pelo contorno da fibra, ou ainda a ruptura da fibra. Essas três situações requerem um elevado nível de energia. Enquanto a energia não é superada, outra microfissura se inicia em outro defeito estrutural da matriz, e se propaga até encontrar outra fibra, repetindo o mesmo mecanismo anteriormente explicado. Assim, duas características intrínsecas aos compósitos cimentícios fibrosos são apresentadas, uma é que para a sua ruptura faz-se necessário o aumento de energia e a outra é a ocorrência de múltiplas fissuras. Bentur e Mindess (1990) explicam que ao se adicionar fibras na matriz cimentícia, pode ocorrer transferência de tensões da matriz para as fibras antes e após a fissuração, mas com mecanismos distintos. A compreensão desses mecanismos permite que sejam previstos os modos de ruptura do compósito (frágil ou dúctil) e servem também como base para o desenvolvimento de compósitos com melhores desempenhos, através da modificação da interação entre as fases constituintes. A atuação das fibras em materiais compósitos ocorre na etapa de pós-fissuração da matriz cimentícia e o mecanismo é, predominantemente, de transferência de tensões de atrito. Antes de qualquer tipo de fissuração na matriz, ocorrem transferências de tensões do tipo elásticas, nas quais a tensão de cisalhamento na extensão da interface fibra-matriz distribui o carregamento externo entre as fibras e a matriz (uma vez que eles possuem módulos de elasticidade diferentes). Nessa etapa, os deslocamentos longitudinais da fibra e da matriz na interface são geometricamente compatíveis e as deformações permanecem as mesmas. A transferência de tensões cisalhantes é o mecanismo que influencia o surgimento da primeira fissura no compósito. Esse mecanismo de transferência de tensões controla a curva tensão-deformação do compósito antes da fissuração. Quando a tensão cisalhante se torna superior à resistência de aderência da fibramatriz, ocorre o deslizamento da fibra ao longo da interface fibra-matriz.

79 Conseqüentemente, o seu deslizamento favorece o surgimento da resistência de atrito ao longo da interface fibra-matriz, transformando o mecanismo de transferência de tensões elásticas para o mecanismo de transferência de tensões de atrito. Este modo de transferência de tensões controla as resistências e deformações últimas dos compósitos. Conforme já mencionado, as propriedades físicas e químicas dos materiais envolvidos são de extrema importância no entendimento do comportamento do compósito. Nesse caso, assumindo que o atrito ocorre na interface da matriz ao longo da extensão da fibra, o nível de transferência dessas tensões e deformações está associado às propriedades do compósito em questão. De acordo com Bentur e Mindess (1990), a ocorrência de cada uma das etapas de transferência de tensões depende da resistência de aderência entre a fibra e a matriz e da resistência à tração da matriz. Se a resistência à tração da matriz for elevada, esperase que ocorra um deslocamento na interface entre a fibra e a matriz quando a tensão de cisalhamento elástica ultrapassar a resistência de aderência entre os dois materiais, anteriormente à fissuração da matriz. Se a matriz apresenta baixa resistência à tração, a fissuração precede o descolamento da fibra com relação à matriz, e o seu arrancamento se dá pelo avanço da fissura em sua direção. 3.3 Parâmetros que influenciam o desempenho dos materiais compósitos Segundo Hannant (1994), o desempenho dos materiais compósitos reforçados com fibras é controlado, sobretudo, pelo teor e comprimento da fibra, pelas propriedades físicas da fibra e matriz e pela aderência entre ambas. Conforme Johnston (1994), a orientação e distribuição da fibra na matriz influenciam o desempenho do material compósito. A orientação de uma fibra relativa ao plano de ruptura ou fissura influencia sua habilidade de transmitir cargas. A fibra posicionada paralelamente ao plano de ruptura é ineficiente, enquanto a fibra perpendicular a esse mesmo plano apresenta máxima mobilização de esforços. Zollo (1997) acrescenta a relevância do volume de fibras no compósito, além da geometria, distribuição, orientação e tipo de fibra e matriz. O modo de preparo da mistura da matriz com as fibras, igualmente influencia o desempenho do material compósito.

80 Para Taylor (1994), o teor e o comprimento das fibras, a aderência entre as fibras e a matriz, o módulo de elasticidade e a resistência das fibras são os principais parâmetros relacionados com o desempenho dos materiais compósitos cimentícios. A seguir, é realizado um relato sobre cada um dos parâmetros que influenciam o desempenho dos materiais compósitos. Teor de fibra Existe um teor de fibra recomendado para cada tipo e emprego, o qual maximiza as propriedades desejadas. O teor de fibra necessário para melhorar algumas propriedades do material compósito no estado plástico, como diminuir a incidência de fissuras por retração plástica, a exsudação e a segregação, é sensivelmente menor que o teor de fibras necessário para alterar propriedades do material compósito no estado endurecido, como por exemplo, a resistência ao impacto. Um alto teor de fibras confere ao compósito maior resistência pós-fissuração e fissuras de menor dimensão, desde que as fibras possam absorver as cargas adicionais causadas pelo surgimento das fissuras. Bentur e Mindess (1990) reportam uma relação direta entre o teor de fibras e a capacidade do material compósito pós-fissuração da matriz. Assim, aumentando a quantidade de fibras por unidade de área do material compósito, pode ocorrer o aumento da sua capacidade resistente e da sua tenacidade, devido o aumento das pontes de transferência de tensões nas fissuras, como também o aumento da quantidade de fibras a serem arrancadas. Silva (2006) relata que em argamassas reforçadas com fibras de polipropileno, observou-se apenas o aumento da tenacidade, pois devido às propriedades mecânicas da fibra (baixa resistência e módulo de elasticidade), o uso de baixos teores de fibra não proporcionou uma capacidade resistente ao compósito. Cortez (1999) acrescentou diferentes teores de fibras de polipropileno de 20 mm em argamassa para revestimento e a resistência à tração na flexão do material compósito não foi alterada, porém a energia específica de fraturamento e o fator de tenacidade aumentaram. Conforme mencionado, quando o teor de fibras de polipropileno é inferior a 5% do volume de concreto, essas fibras são consideradas reforços secundários, tendo como

81 função principal controlar a fissuração. Acima desse teor os reforços podem ser considerados como primários, com a resistência e a tenacidade aumentadas. Módulo de elasticidade da fibra Um alto módulo de elasticidade confere maior resistência pós-fissuração e fissuras de menor dimensão. Porém quanto maior esse módulo, maior a probabilidade de ocorrer o arrancamento da fibra. O módulo de elasticidade da fibra é importante no sentido de proporcionar maior rigidez e capacidade de impedir que a fissuração continue. A fibra de baixo módulo permite um maior nível de abertura de fissuras que uma fibra de alto módulo, para um mesmo nível de deformação do conjunto fibra-matriz. Isso ocorre porque quanto maior o nível de deflexão, maior será o nível de abertura de fissuras, mantendo-se uma relação constante que depende das características do conjunto fibra-matriz. Aderência entre a fibra e a matriz Características como resistência, deformação e padrões de ruptura de uma grande variedade de materiais compósitos cimentícios reforçados com fibras dependem da aderência entre a fibra e a matriz. A alta aderência entre a fibra e a matriz reduz o tamanho das fissuras e amplia a distribuição esforços pelo compósito. Quanto maior a dificuldade das fibras serem arrancadas da matriz, proporcionada por uma boa aderência entre ambas, maior será a capacidade de transmissão de cargas pelas fibras, e conseqüentemente, menores serão as fissuras. Segundo Taylor (1994), as fibras que absorvem água podem causar excessiva perda de trabalhabilidade das misturas cimentíceas, em curto prazo, além de serem susceptíveis a variações de volume, o que compromete a aderência entre a fibra e a matriz. Resistência da fibra Com o aumento da resistência da fibra, aumenta-se, também, a ductilidade do compósito, supondo-se que não ocorra o rompimento das ligações por aderência. A resistência da fibra dependerá das características pós-fissuração desejadas, assim como do teor de fibra e das propriedades de aderência fibra-matriz.

82 Comprimento da fibra Quanto menor o comprimento das fibras, maior é a possibilidade de elas serem arrancadas da matriz, devido a um menor comprimento de ancoragem. Para garantir um desempenho melhor da fibra, o comprimento deve ser suficiente para que, a partir de uma dada tensão de cisalhamento superficial aplicada à fibra, possa ser gerada uma tensão de tração igual à resistência à tração da fibra. Para Ashby e Jones (1998), a transferência do carregamento da matriz para as fibras induz a máxima tensão de tração na região central da fibra (Figura 3.1). Se esse valor exceder a resistência à tração da fibra, ela romperá. O comprimento crítico (l c ) para a fibra pode ser definido como o comprimento mínimo requerido para que a fibra do material compósito seja solicitada com uma tensão de tração igual à sua resistência à tração, sem que ocorra o seu arrancamento ou a sua ruptura. Figura 3.1 Definição do comprimento crítico da fibra (ASHBY e JONES, 1998). Foá (2002) apresenta três possíveis hipóteses de distribuição de tensões nas fibras em função do seu comprimento (l) em relação ao comprimento crítico (l c ). Essas distribuições baseiam-se no conceito de que a transferência de tensão entre a matriz e a fibra aumenta linearmente dos extremos para o centro. Primeira hipótese: l < l c A tensão cisalhante desenvolvida entre a fibra e a matriz não é suficiente para produzir uma tensão de tração () na fibra que mobilize sua resistência à tração ( f ).

83 Assim, com o aumento progressivo da deformação e da abertura da fissura, a fibra será arrancada do lado que possuir menor comprimento embutido. Bentur e Mindess (1990) explicam que quando os comprimentos das fibras são inferiores a l c, não há fibra aderida à matriz suficiente para gerar uma tensão igual à resistência da fibra, e a ruptura do compósito na zona de pós-fissuração ocorre preferencialmente pelo deslizamento da fibra. Isso acontece em função da inexistência de zona de contato suficiente entre a fibra e a matriz de forma a permitir que ocorra uma transferência de tensões suficiente para que haja uma falha por rompimento da fibra. Segunda hipótese: l = l c A tensão de tração () desenvolvida no centro da fibra é igual à sua resistência à tração ( f ). Dessa forma, pode-se dizer que a fibra, que está atuando como ponte de transferência de tensões através de uma fissura, encontra-se com seu desempenho máximo, pois sua resistência à tração está é mobilizada para que a fissura não aumente. Terceira hipótese: l > lc A tensão cisalhante desenvolvida entre a fibra e a matriz produz uma tensão de tração () maior do que a resistência à tração da fibra ( f ), resultando em ruptura. Isto também pode ocorrer quando se tem uma alta aderência entre a fibra e a matriz. Se o comprimento da fibra for consideravelmente superior ao comprimento crítico, as tensões ao longo da maior parte das fibras podem atingir os valores de tensões de escoamento ou resistência à tração. Há que se considerar também o diâmetro, o qual influencia na capacidade da fibra em resistir às tensões de cisalhamento e de tração. O fator de forma (l/d), com l o comprimento da fibra e d o diâmetro da mesma, é proporcional ao quociente entre a resistência à tração da fibra (F t ) e a resistência de aderência (F a ) entre a fibra e a matriz na ruptura (Figura 3.2). O mecanismo de transferência de tensão é expresso por: ² (3.1) l d = Ft Fa. 2 (3.2)

84 Figura 3.2 Disposição da fibra na fissura idealizada (TAYLOR, 1994). Se a fibra possui elevada resistência à tração (fibras de aço, por exemplo) então a resistência de aderência entre a fibra e a matriz deve ser alta para impedir o arrancamento das fibras antes que a resistência à tração seja totalmente mobilizada. Isto indica que fibras com alto fator de forma devem ser utilizadas. Bentur e Mindesss (1990) ressaltam que com relação à influência do comprimento das fibras na tenacidade do compósito, o aumento do tamanho das fibras implica em crescimento da capacidade de absorção de energia do compósito. Porém, essa relação só é validaa até um determinado comprimento de fibra limite. O comprimento de fibra limite é o fator que iguala a tensão de aderência à tensão de ruptura das fibras. A partirr desse comprimento, ocorre a ruptura da fibra antes do seu arrancamento da matriz, provocando assim uma mudança na forma de ruptura do compósito e reduzindo a tenacidade do material. Foá (2002) acrescenta que além da compatibilidade física e química, deve haver também uma compatibilidade dimensional entre agregados e fibras, de modo que essas interceptem com maior frequência a fissura que ocorre na matriz. Em função disso recomenda-se a utilização de fibras cujo comprimento seja igual ou superior ao dobro da dimensão máxima característica do agregado utilizado na mistura.

85 Volume de fibra O volume de fibras, representado pelo número de fibras por metro cúbico de concreto, argamassa ou pasta de cimento, determina o bom desempenho dos compósitos fibrosos. Zollo (1997) afirma que para garantir a eficiência do reforço, o número necessário de fibras por volume de matriz está diretamente relacionado com a probabilidade estatística das fissuras formadas na matriz frágil atingirem as fibras. Dessa forma, quanto maior o volume de fibras no compósito, melhor será o seu desempenho mecânico. Porém, existe um volume crítico, que mantém a mesma capacidade portante do compósito após a ruptura da matriz. O volume crítico é diretamente proporcional à resistência da matriz, que determina a tensão de aparecimento da primeira fissura e inversamente proporcional à tensão de ruptura da fibra e seu módulo. Foá (2002) mostra que quando o volume de fibras é inferior ao volume crítico, após a ruptura da matriz ocorrem quedas progressivas de carga com o aumento das deformações. No entanto, quando o volume de fibras é superior ao volume crítico, o material compósito suporta níveis crescentes de carregamento, mesmo após a ruptura da matriz. A Figura 3.3 ilustra esse conceito, através das curvas carga-deslocamento de concretos reforçados com fibras, obtidas a partir de ensaios de flexão realizados em corpos-de-prova prismáticos. Observa-se um trecho inicial elástico-linear, que corresponde ao estágio pré-fissurado da matriz. Por meio dos patamares de escoamento podem-se diferenciar os comportamentos dos compósitos com volume de fibras abaixo, acima e igual ao volume crítico.

86 Figura 3.3 Curvas conceituais de concretos fibrosos com relação ao volume crítico de fibras incorporado (FOÁ, 2002). Conclui-se que quanto maior o volume de fibras, melhor será o desempenho mecânico do material compósito, porém as fibras diminuem a trabalhabilidade da mistura, uma vez que ao se adicionar fibra, adiciona-se também uma grande área superficial, a qual demanda mais água para a sua molhagem. A redução da trabalhabilidade pode acarretar muitos prejuízos, incluindo-se o próprio desempenho mecânico do material compósito. O volume crítico de fibras de baixo módulo de elasticidade (fibras de polipropileno, por exemplo) é maior que o das fibras de alto módulo de elasticidade. A eficiência dessas fibras será maior nas primeiras idades do compósito, diminuindo com o processo de hidratação do cimento, o ganho de resistência e módulo de elasticidade da matriz. Por sua vez, Proctor (1990) afirma que as fibras só contribuem significativamente com a resistência do compósito quando o volume for maior que um volume crítico, conforme as expressões: (3.3) (3.4) Onde K o é uma constante que leva em consideração a orientação das fibras na matriz; f resistência à tração da fibra; V f é o volume de fibras, mc é a tensão de fissuração da matriz; l f é o comprimento das fibras; A f é a área da seção transversal das

87 fibras; é a resistência de aderência entre as fibras e a matriz; e p f é o perímetro da fibra ou do feixe de fibras. Proctor (1990) explica que caso o volume de fibras no compósito não atenda a expressão 3.3, assim que aparecer a primeira fissura na matriz haverá uma ruptura brusca do compósito, provocada pela propagação de uma única fissura,conforme o trecho a da Figura 3.4. Caso a expressão 3.3 seja atendida, mas o reforço seja constituído de fibras curtas e com volume de fibras tal que contrarie a expressão 3.4, haverá ruptura do compósito devido ao deslizamento das fibras, ocorrendo neste caso uma contribuição das fibras para aumentar a capacidade de adsorçãoo de energia do compósito, conforme trecho b da Figura 3.4. Caso o volume de fibras seja tal que as duas expressões sejam atendidas, quando a tensão de fissuração da matriz for atingida, todo o carregamento será transferido para as fibras que estarão costurando as fissuras da matriz, fazendo com que o compósito apresente um processo de fissuração múltipla e de enrijecimento pós-fissuração, conforme os trechos c e d da Figura 3.4. Figura 3.4 Representação esquemática das curvas tensão-deformação de materiais compósitos dependendo do volume de fibras (PROCTOR, 1990). Segundo Bentur e Mindess (1990), os valores típicos do volume crítico de fibras de aço, vidro e polipropileno variam entre 0,3 a 0,8%. Porém, esses valores são válidos para o caso de fibras contínuas e alinhadas. Considerando a eficiência em relação à orientação e ao comprimento do reforço, o volume crítico de fibras pode ser consideravelmente maior. Para fibras orientadas aleatoriamente em duas ou três

88 dimensões espera-se um aumento de três a seis vezes no valor do volume crítico de fibras. Assim, na prática, o volume crítico de fibras comumente se situa na faixa de 1 a 3%. Essa faixa coincide com o limite dos procedimentos convencionais de mistura de fibras à matriz cimentícia em função da trabalhabilidade. Conseqüentemente, em muitos materiais cimentícios, a presença das fibras resulta em alguma melhoria da ductibilidade do trecho pós-fissuração, mas não no aumento da resistência pós-fissuração do compósito. Disposição das fibras A disposição das fibras com relação à direção do carregamento influencia o desempenho e as propriedades mecânicas dos materiais compósitos. Os reforços com fibras longas e alinhadas são mais eficientes. Porém, os materiais compósitos são comumente reforçados por fibras de pequenas dimensões, dispersas na matriz cimentícia, as quais, muitas vezes, não estão dispostas paralelamente à orientação da solicitação. De acordo com Callister Jr (2002), a orientação das fibras é função do método de produção e do seu fator de forma, pois dependendo do fator de forma há uma tendência das fibras se posicionarem sob uma orientação preferencial. Majumdar e Laws (1991) explicam que dependendo do método de produção do material compósito, as fibras podem estar orientadas de modo tridimensional, bidimensional ou ainda unidimensional. A Figura 3.5 apresenta a influência conjunta da orientação das fibras e dos seus comprimentos na eficiência do reforço para o caso de transferência de tensões cisalhantes.

89 Figura 3.5 Fator de eficiência como função do comprimento e da orientação das fibras (BENTUR e MINDESS, 1990). Conforme Callister Jr (2002), apesar da maior eficiência dos reforços ser obtida através das fibras alinhadas, é importante perceber que o ambiente em que estas fibras estão inseridas é inerentemente anisotrópico. Na direção do alinhamento das fibras a resistência é máxima, enquanto na direção transversal a resistência é nula ou muito reduzida. Desse modo, nos casos que envolvem tensões aplicadas multidirecionalmente, é recomendada a utilização de fibras dispersas e descontínuas, que estão orientadas de maneira aleatória no interior da matriz. Preparo do material compósito No preparo do material compósito deve-se privilegiar uma distribuição uniforme dos materiais constituintes. Silva (2006) afirma que a dispersão ineficiente das fibras na matriz resulta em: (i) regiões em que existe pouca concentração de fibras e outras com grande concentração das mesmas; e (ii) concentração de fibras em forma de grumos. Ambas as situações produzirão uma redução do teor de fibra homogeneamente distribuída. De acordo com Figueiredo (2000), a concentração de fibras em forma de grumos reduz a resistência local do compósito. Os grumos de fibra constituem-se em fibras aglomeradas dentro da matriz, os quais podem ser observados durante a etapa de mistura do compósito. Esses grumos são deficiências, pois resultam em porosidade elevada. Além disso, as fibras não são

90 completamente envolvidas pela matriz, desfavorecendo o mecanismo de aderência entre ambas. Silva (2006) explica que, para evitar problemas, o processo de mistura deve ser feito a partir de uma metodologia bem definida, contemplando a quantidade de material, a sequência de adição dos materiais no misturador, o tipo de misturador (eixo horizontal ou vertical), a sua velocidade e o tempo de mistura. O outro fator relevante que pode contribuir com a formação de grumos de fibras é o tipo de tratamento superficial dado à fibra. Os tratamentos usuais realizados nas fibras têm por objetivo principal a melhoria de aderência entre a fibra e a matriz, mas nem sempre esse tratamento é eficiente, podendo ser inclusive a causa da dificuldade da mistura do compósito. Magalhães (2005) e Silva (2006) reportam dificuldades no processo de mistura: (i) maior solicitação do misturador mecânico, incluindo o seu travamento; e (ii) existência de grandes grumos de fibras, significando a não dispersão uniforme da fibra no interior da matriz. Nesse caso, o tratamento dado à superfície da fibra, ao invés de resultar em uma melhoria na eficiência do compósito, contribuiu para a sua maior heterogeneidade. 3.4 Comportamento mecânico dos materiais compósitos Segundo Hannant (1978), Laws (1983), Bentur e Mindess (1990) e Majumdar e Laws (1991), um modelo simples do comportamento mecânico, dos materiais cimentícios reforçados com fibras curtas e dispersas em uma matriz frágil, é a teoria ACK ou lei de material compósito. Esse modelo de fratura foi proposto por Aveston, Cooper e Kelly, na década de 70. O comportamento mecânico do material compósito pode ser dividido em três estágios na curva tensão-deformação, sendo eles: elástico, fissuração múltipla e pós-fissuração múltipla, como é exemplificado na Figura 3.6

91 Figura 3.6 Representação esquemática dos estágios de uma curva tensão-deformação do material compósito (BENTUR e MINDESS, 1990). Onde m é a deformação última da matriz, E c é o módulo de elasticidade da matriz, E f é o módulo de elasticidade da fibra, f é a resistência à tração da fibra e V f é o volume de fibra. Bentur e Mindess ( 1990) explicam que a fase elástica corresponde ao intervalo antes do aparecimento da primeira fissura, onde a fibra e a matriz trabalham juntas. Já a fissuração múltipla inicia-se assim que a fissuração ocorre na matriz frágil e a carga é transferida para as fibras, sendo que essa etapa só ocorre se a capacidade de carga das fibras for maior do que a carga da matriz quando surge a primeira fissura. Sendo assim, a primeira fissura no compósito não leva a uma ruptura brusca, mas resulta em uma redistribuição do carregamento. Quando aplicadas cargas adicionais, novas fissuras são abertas até que a matriz se encontre dividida em segmentos separados por elas. Essa região da curva tensão-deformação é aproximadamente horizontal e levemente ascendente, semelhante a um comportamento plástico. Porém, esse comportamento é muitas vezes denominado pseudo-plástico, por estar associado à fissuração sucessiva da matriz. O processo de fissuração múltipla controla a capacidade de absorção de energia do material (tenacidade). Cada nova fissura aberta provoca uma deformação plástica

92 seguida de um enrijecimento, que resulta em um módulo de elasticidade inferior ao da configuração anterior, conforme mostra a Figura 3.7. O controle do espaçamento das fissuras e de sua abertura nesse estágio também tem uma influência considerável na servicibilidade do material. Figura 3.7 Representação esquemática do processo de fissuração múltipla e da curva resultante em compósito de matriz frágil reforçado com fibras (BENTUR e MINDESS, 1990). Laws (1983) esclarece que quando não há mais a ocorrência de fissuração múltipla e a matriz está dividida por fissuras paralelas, qualquer incremento de tensão adicional provoca solicitação nas fibras ou deslizamento das mesmas. Nessas condições surge o tramo ascendentee da curva tensão-deformação após a zona de fissuração múltipla. Callister Jr (2002) acrescenta que algumas fibras individuais podem vir a romper. Porém, a fratura total do compósito somente ocorrerá após a ruptura de fibras próximas, formando uma região frágil de dimensão considerável. 3.5 Propriedades dos materiais compósitos no estado fresco Para Mehta e Monteiro (1994), Johnston (2001) e Foá (2002), a adição de fibras à matriz cimentícia reduz a sua trabalhabilidade proporcionalmente à concentração volumétrica de fibras incorporadas ao compósito.

93 A relação entre o teor máximo de fibras a ser incorporado com a trabalhabilidade ou consistência adequada depende da fluidez e do volume da pasta, do tamanho máximo do agregado graúdo, quando presente, e do fator de forma da fibra. Ressalta-se que quanto menor for o diâmetro das fibras e quanto maior for o seu comprimento, maior será a perda de fluidez da mistura. As fibras que absorvem água causam a redução da fluidez da mistura e até mesmo as fibras não absorventes reduzem a fluidez da mesma devido ao seu formato e a sua alta superfície específica. As fibras possuem uma grande área superficial que demanda água para a sua molhagem, restando menos água disponível para dar fluidez à mistura. Foá (2002) conclui que quanto maior o fator de forma da fibra, maior será o impacto sobre a trabalhabilidade da mistura. Por essa razão, a adição de fibras é apontada como um elemento redutor da trabalhabilidade, podendo ocasionar prejuízos a sua compactação e a sua durabilidade e desempenho mecânico. Mehta e Monteiro (1994) afirmam que ensaio de abatimento não é um bom índice de trabalhabilidade para ser utilizado em materiais compósitos reforçados com fibras. Figueiredo et al. (2002) ressaltam que compósitos com fibras de polipropileno em baixos teores, quando submetidos a vibração apresentam trabalhabilidade adequada para os processos convencionais de manipulação do concreto. Oliveira et al. (2003) comentam que a coesão resultante da adição de fibras em concretos e argamassas pode ser favorável em algumas aplicações, tais como concretos ou argamassas projetados e pré-moldados, uma vez que a adição das fibras minimizam a reflexão e aumentam a estabilidade dimensional do compósito fresco recém desformado. Outra propriedade importante dos materiais compósitos no estado fresco é o impedimento do aparecimento de fissuras provindas da exsudação. A adição de fibras à matriz cimentícia reduz a água exsudada durante o processo de cura do material compósito. Em estruturas de concreto ou de argamassa, caso a quantidade de água perdida por unidade de área exposta ao meio ambiente seja maior que a quantidade de água de exsudação, pode ocorrer o aparecimento de fissuras por retração plástica. No caso do

94 concreto, para uniformizar o assentamento, as fissuras se desenvolvem acima das obstruções como barras de aço ou agregado graúdo. Se o concreto próximo a superfície estiver muito rígido para fluir e não possuir resistência suficiente para suportar as tensões de tração causadas pela retração, haverá o aparecimento de fissuras (MEHTA e MONTENIRO, 1994). Para as argamassas de revestimento, além dos fenômenos de retração próprios dos materiais cimenticíos, há ainda, a influência da perda de água por sucção pela base revestida, que pode acarretar no aparecimento de fissuras. Balanguru (1994) realizou um estudo de retração plástica de placas de argamassas reforçadas com fibras de polipropileno com 19 mm de comprimento, na proporção de 900 e 1800 g/m³ (massa de fibra por metro cúbico de argamassa), e concluiu que a área das fissuras é reduzida devido à atuação da fibra. As argamassas com fibras na proporção de 900 e 1800 g/m³ obtiveram 5% e 53%, respectivamente, a menos de área das fissuras quando comparadas com argamassas sem fibras. Araujo (2005) comparou o comportamento de concreto sem e com a adição fibras. O concreto sem fibras é fluido logo após o lançamento e, aos poucos, ele endurece perdendo fluidez e, consequentemente, reduzindo a capacidade de deformação. Com a evaporação da água de exsudação, a retração aumenta até atingir a resistência do concreto, promovendo o surgimento de fissuras. Já o concreto com fibras de polipropileno é mais deformável nas primeiras idades em função do elevado nível de deformação e do baixo módulo das fibras. As fibras transferem a sua natural capacidade de deformação para o concreto. A deformação de retração pode ser a mesma, porém não maior do que a capacidade do concreto em absorvê-las. Assim, as fissuras são inibidas ou sua frequência e tamanhos são reduzidos. Tanesi e Fegueiredo (1999) constataram, através de pesquisas, que a adição de fibras de polipropileno à matriz cimentícia reduz a exsudação, sendo que essa redução pode ser consequência do fato das fibras formarem uma malha que estabiliza a matriz, prevenindo o assentamento e a segregação dos materiais pesados da mistura, além de poderem contribuir com o aumento da área de molhagem. Assim, os canais capilares, formados pela exsudação, tendem a ser eliminados ou reduzidos. Essa diminuição da exsudação pode ter sido um dos fatores da menor fissuração por retração observada pelos autores.

95 Tanesi e Fegueiredo (1999) também alertam que a simples incorporação de fibras à matriz cimentícia não impede o surgimento de fissuras, sendo necessárias, sobretudo, boas técnicas de aplicação, acabamento e cura. Silva (2006) explica que uma das condições para que a fibra atue como reforço é que o seu módulo de elasticidade seja maior do que o módulo de elasticidade da matriz. Dessa forma, a fibra de polipropileno, com módulo de elasticidade reduzido, somente influencia as matrizes cimentícias no estado plástico, visto que nessa condição a matriz encontra-se com níveis baixos de resistência mecânica. Conforme Bentur e Mindess (1990), fibras de baixo módulo de deformação em baixos teores (inferior a 0,3% em volume) ajudam a reduzir a quantidade de fissuras provenientes da retração plástica, que é um problema comum em argamassas de revestimento. Silva (2006) comenta que com a adição de fibras de polipropileno em argamassas com baixa propriedade mecânica, o reforço além de atuar no estado plástico, também atua no estado endurecido. 3.6 Propriedades dos materiais compósitos no estado endurecido Segundo Johnston (2001), as fibras quando incorporadas em pastas de cimento, argamassas ou concretos podem ter pelo menos três efeitos importantes no estado endurecido desses materiais compósitos: (i) tendência de majorar a tensão sob a qual a matriz fissura, sendo esse efeito mais visível quando os materiais compósitos são submetidos a carregamentos que geram esforços de tração direta, flexão e cisalhamento; (ii) melhoria da capacidade de deformação ou ductibilidade de materiais frágeis, devido ao aumento da capacidade de absorção de energia ou tenacidade. Esse aumento pode ocorrer mesmo quando o acréscimo de resistência for mínimo; e (iii) capacidade de inibir ou modificar o desenvolvimento de fissuras ao reduzir a abertura e o espaçamento entre elas. Esse efeito depende do tipo e quantidade de fibras incorporadas, assim como da natureza do mecanismo de fissuração. A determinação das propriedades dos materiais compósitos no estado endurecido contribui no seu controle de produção, visto que, muitas vezes, a produção se faz de forma artesanal, sendo suscetível a erros e também sujeita às condições ambientais.

96 No entanto, tais propriedades não são simples de serem determinadas, uma vez que dependem de uma série de variáveis que envolvem não somente o material compósito, mas também, o substrato a receber a mistura, as condições de aplicação e as próprias condições de produção e ambientais. Portanto, para se avaliar as propriedades mecânicas dos materiais compósitos no estado endurecido todas essas variáveis devem ser consideradas. Porém, tendo em vista a complexidade do tema, são tratadas apenas as características mecânicas, tais como: resistência a compressão, resistência à tração na flexão e módulo de elasticidade. Resistência à compressão A resistência à compressão dos materiais compósitos reforçados com fibras varia devido a diversos fatores, entre eles, tipo de matriz e de fibra, distribuição, comprimento e teor de fibras acrescido a matriz. Diferentes autores obtiveram distintas conclusões com relação à resistência à compressão de seus compósitos. Johnston (2001) explica que as forças de compressão normalmente não causam fissuração da matriz, pelo menos não diretamente em um plano perpendicular à tensão como acontece em esforços de tração. No entanto, o ensaio de compressão uniaxial usualmente produz uma combinação de ruptura por cisalhamento próximo das extremidades do corpo-de-prova, com expansão lateral da seção transversal não confinada, acompanhada por fissuras paralelas ao eixo de carregamento. Para o autor, as fibras podem afetar de forma positiva o comportamento do corpo-de-prova à compressão uniaxial, o qual envolve forças de cisalhamento e deformações por tração. Tais evidências são visíveis no trecho pós-fissuração do compósito em no gráfico tensão-deformação. Hughes e Fattuhi (1977) pesquisaram compósitos de matriz cimentícia reforçados com fibras de aço, curtas e uniformemente distribuídas na matriz. Os autores concluíram que houve um acréscimo na resistência à compressão dos materiais ensaiados, sendo esse acréscimo atribuído a vários fatores, tais como o comprimento e teor das fibras incorporadas, o tipo e a resistência da matriz e a orientação das fibras em relação à direção do carregamento. Hughes e Fattuhi (1977) também estudaram compósitos formados por cimento, água, agregado miúdo e agregado graúdo, na proporção de 1,0:0,5:2,5:1,5, reforçados com fibras de polipropileno em dois diferente comprimentos, 51 e 53 mm, com fração

97 volumétrica de 1,5% (volume da matriz). Para os concretos reforçados com fibras de 51 mm foram encontrados valores de resistência à compressão variando em torno de 30 a 32 MPa. Já para os concretos reforçados com as fibras de 53 mm, os valores de resistência obtidos foram da ordem de 36 a 38 MPa. Esses resultados indicam a influência do comprimento das fibras na resposta mecânica do material compósito. Huang (1997) constatou que a incorporação de fibras de polipropileno em grautes abrandou consideravelmente a resistência à compressão do compósito. Fujjyama et al. (1999) observaram que a adição de fibras de sisal em argamassas e a adição de fibras de aço em concretos resultaram em redução da resistência à compressão dos compósitos. Bauer e Cortez (2001) constataram em ensaios com argamassas de revestimento que a adição de fibras de náilon e de polipropileno pouco influenciou na resistência à compressão dos compósitos. Patrício e Barros (2005) ensaiaram argamassas de cimento, cal e areia, em duas diferentes proporções (1:1:6 e 1:2:9), com e sem a adição de fibras de polipropileno, de 5 mm de comprimento. A fração volumétrica de fibras adotada foi de 0,1, 0,5 e 1% (volume de argamassa). Os resultados de resistência à compressão mostraram o decréscimo do valor da resistência com o aumento do teor de fibra, para os dois traços de argamassa empregados. Puertas et al. (2005) estudaram argamassas compostas por cimento e areia, com quatro diferentes tipos de cimento, com e sem o acréscimo de fibras de polipropileno de 12 mm de comprimento, com fração volumétrica de 0,5 e 1% (volume de argamassa). A resistência à compressão dos compósitos diminuiu com o aumento do teor de fibras para dois dos quatros tipos de cimento, sendo o tipo Portland e Portland com cinza volante. Para os cimentos do tipo Portland com escória e Portland com escória e cinza volante, os valores de resistência à compressão aumentaram para volume de fibras de 0,5%, e diminuíram para volume de fibras de 1%. Esses valores foram comparados com a resistência à compressão uniaxial da argamassa sem fibras. Resistência à tração na flexão A princípio, imagina-se que a resistência à tração na flexão aumenta com que a incorporação de fibras a uma matriz cimentícia, devido à obstrução da propagação de microfissuras causada pela inclusão destes reforços, os quais retardam o aparecimento

98 de fissuras de tração e aumentam a resistência do material. Porém, o comportamento dos materiais cimentícios reforçados com fibras não é tão simples. Assim como a resistência à compressão, a resistência à tração na flexão dos compósitos é influenciada pelo tipo de matriz e de fibra, e pelo comprimento, distribuição e teor de fibras adicionado à matriz. Dessa forma, é impraticável esboçar um comportamento padrão para os materiais compósitos, pois cada caso exibe suas particularidades. Estudos diversos mostraram respostas divergentes com relação à influência de diferentes tipos de fibras na resistência à tração na flexão de materiais cimentícios. Segundo Figueiredo (2000), uma matriz cimentícia sem fibras quando solicitada por um determinado esforço de tração, suportará a tensão aplicada até uma tensão limite de ruptura, quando então se romperá, apresentando uma deformação de ruptura. Esse comportamento corresponde a uma ruptura frágil do material (Figura 3.8). Ao adicionar fibras de polipropileno, de baixa resistência mecânica e elevada deformação final, surge um compósito que quando solicitado por um esforço de tração, apresentará tanto o trecho elástico, delimitado pela ruptura da matriz, como o trecho plástico, a partir do qual a fibra trabalha, sendo denominado como um material pseudo-dúctil, (Figura 3.8).

99 Figura 3.8 Curva tensão-deformação da matriz cimentícia com e sem fibras (FIGUEIREDO, 2000). Bentur e Mindess (1990) em seus estudos concluíram que a incorporação de fibras de aço causa acréscimos de mais de 100% na resistência à flexão de concretos, se comparado com concretos sem fibras. Esse acréscimo na resistência à flexão é influenciado não apenas pelo volume de fibras, mas também, pelo fator de forma (quanto maior o fator de forma, maior o acréscimo na resistência). Os autores também pesquisaram a adição de fibras de polipropileno em concretos e observaram uma pequena variação dos valores de resistência mecânica, a qual foi considerada irrelevante. Coutts e Warden (1992) estudaram a incorporação de polpa de sisal em argamassas, com volume aproximado de 8% em massa e constataram que a resistência à flexão das argamassas com fibras pode dobrar quando comparada a argamassas sem fibras. Mehta e Monteiro ( 1994) constataram que os compósitos cimentícios com fibras não apresentam aumento significativo de resistência quando comparados às misturas

100 sem fibras. Porém, mesmo as resistências últimas à tração não aumentando significativamente, as deformações de tração na ruptura aumentaram. Okafor et al. (1996) analisaram o comportamento mecânico de argamassas com fibras provenientes de uma palmeira e concluíram que a resistência à tração do compósito diminuiu proporcionalmente ao aumento do teor de fibra da mistura. Porém, a resistência à flexão aumentou em cerca de 33% para um volume ótimo de fibra de 2%. Cortez (1999), através de ensaios de resistência à tração na flexão em placas de argamassa de cimento, cal e areia, com e sem o reforço de fibras de polipropileno de monofilamento, de 20 mm de comprimento, verificou que não houve o aumento da resistência à tração na flexão das argamassas com fibras em comparação com a argamassa sem fibras. Com a incorporação de teores de fibras de 500, 1500 e 3000 g/m³, a resistência à tração na flexão das argamassas diminuiu 3, 3 e 5%, respectivamente, em relação à resistência obtida para a argamassa sem reforço. Cortez (1999) também constatou que com o aumento do comprimento da fibra de polipropileno ocorreu um aumento na resistência à tração na flexão de placas de argamassa de cimento, cal e areia, reforçadas com teor de fibras de 500g/cm³. Os aumentos foram iguais a 0,35 MPa para fibras de 10 mm, 0,37 MPa para fibras de 20 mm e 0,44 MPa para fibras de 40 mm. Quanto menor o comprimento da fibra incorporada à matriz, menor a aderência entre ambas. Deste modo, a fibra não oferece nenhum efeito de reforço ao compósito. Isso acontece devido à baixa resistência de atrito, proporcionada pela pequena extensão de fibra em contato com a matriz, promovendo o seu arrancamento. Garcés et al. (2005) pesquisaram argamassas reforçadas com fibras de carbono, e observaram um aumento na resistência à flexão de 14% quando incorporado um teor de 0,5% de fibra. Para teores superiores, o aumento de resistência não é expressivo, podendo até ocorrer a sua diminuição, provavelmente devido ao aumento de porosidade do material, provocado pelo maior teor de fibra de carbono. Puertas et al. (2005) estudaram argamassas compostas por cimento e areia, empregando quatro diferentes tipos de cimento, com e sem a adição de fibras de polipropileno, com 12 mm de comprimento. A fração volumétrica das fibras foi de 0,5 e 1% (volume de argamassa). Os resultados de resistência à flexão dos compósitos decresceram com o aumento do teor de fibras para três dos quatros tipos de cimento

101 utilizados (Portland, Portland com escória e Portland com cinza volante). Para o cimento Portland com escória e cinza volante, a resistência à flexão aumentou para o volume de fibras de 0,5% e manteve-se constante para a argamassa com volume de fibras de 1%. Patrício e Barros (2005) pesquisaram argamassas de cimento, cal e areia, em duas diferentes proporções (1:1:6 e 1:2:9), com e sem o reforço de fibras de polipropileno de 5 mm de comprimento e fração volumétrica de 0,1, 0,5 e 1% (volume de argamassa). Os resultados de resistência à flexão dos compósitos decresceram com o aumento do teor de fibras para os dois diferentes traços adotados de argamassa. Módulo de Elasticidade Com a incorporação de fibras ou com o aumento do seu teor em uma matriz cimentícia ocorre o aumento do teor de ar incorporado à mistura, podendo contribuir para a redução do módulo de elasticidade do material compósito. Cortez (1999) e Patrício e Barros (2005) comprovaram essa ocorrência, tanto que a redução do valor do módulo de elasticidade foi de 50%, para argamassas com 1% de fibras quando comparada com argamassas sem fibras. Para Silva (2006), o módulo de elasticidade está diretamente relacionado com a densidade do material compósito no estado endurecido. Quanto mais denso, mais rígido é o material compósito, e mais alto são os valores de módulo de elasticidade. A porosidade do material diminui a sua rigidez, implicando na redução dos valores de módulo de elasticidade. A adição de fibras influencia na reologia dos materiais compósitos no estado fresco e no comportamento mecânico no estado endurecido, devido não somente aos fatores relacionados às características físicas e mecânicas das fibras, mas também aos fatores relacionados à matriz cimentícia, como a composição e as propriedades da mesma, além de fatores como o modo de produção e as condições ambientais. Assim, cada tipo de material compósito produzido resultará num comportamento particular ao se adicionar fibras. 3.7 Aplicações dos materiais compósitos reforçados com fibras São muitas as aplicações dos materiais cimentícios reforçados com fibras, por exemplo: em bases de fundações superficiais; na estabilização de escavações para

102 fundações; na estabilização de escavações para a indústria da mineração; na construção de túneis e de faces de taludes. Nos dois últimos casos, o material compósito tanto pode ser projetado quanto utilizado em painéis pré-moldados. As argamassas de assentamento e de revestimento também podem ser reforçadas com fibras. Araújo (2005) utilizou em seus estudos argamassa com adição de fibras de polipropileno em juntas de elementos pré-moldados e obteve bons resultados. Silva (2006) pesquisou o emprego de argamassas de revestimento com adição de fibras de polipropileno, e Siqueira (2006), além de averiguar a utilização de argamassas com adição de fibras de polipropileno, também verificou argamassas com fibras vegetais de curauá e de polietileno tereftalato para uso em revestimento de alvenarias. Vendruscolo (2003) aplicou materiais compósitos fibrosos em reforços de base de fundações superficiais e conseguiu bons resultados. As misturas utilizadas em seu trabalho foram de solo, cimento e fibras de polipropileno. Concretos reforçados com fibras podem ser empregados em lajes e pisos de pavimentos industriais e residenciais, como também em caminhos viários, através do lançamento do material compósito por bombeamento. Lameiras (2007) comenta que em muitas aplicações o concreto já não é mais produzido sem a incorporação de fibras à matriz, como é o caso dos pavimentos em concreto nos aeroportos. Donato (2003) adicionou fibras de polipropileno em concreto compactado com rolo, verificando a melhoria no ganho de resistência à compressão e resistência à fadiga, além de reduções da rigidez inicial, do módulo de resiliência, e do índice de fragilidade. Velasco (2002) empregou fibras de polipropileno e sisal em concreto de alto desempenho, submetidos a altas temperaturas, obtendo resultados benéficos com a adição das fibras na redução da fragmentação de origem térmica do concreto, principalmente para temperaturas de até 400 ºC. Para Johnston (2001), a melhoria obtida pela adição de fibras é interessante dependendo do tipo de aplicação. Por exemplo, sob condições extremas, como terremotos, a incorporação de fibras pode reduzir o grau de desintegração e a perda da integridade estrutural. Foá e Assis (2002) ressaltam as vantagens da adição de fibras em casos de obras onde as estruturas estão sujeitas a esforços dinâmicos, por exemplo, o caso de estruturas alocadas em regiões sujeitas à ação de abalos sísmicos e até mesmo estruturas sujeitas

103 ao fenômeno de fadiga por esforço cíclico. A vantagem do emprego dos compósitos fibrosos nesses casos é minimizar os danos causados pelos esforços de natureza cíclica e diminuir a fissuração da estrutura, resultando em uma maior vida útil da obra. Segundo Magalhães (2005), na área militar é grande o potencial de utilização dos materiais compósitos fibrosos, devido à importância que esses oferecem quanto à resistência elevada ao impacto de projéteis. Esses materiais apresentam todas as condições para proporcionar um desempenho superior se comparado ao concreto armado. Na construção civil, os compósitos são tipicamente constituídos por matriz frágil reforçada com fibra dúctil, como as argamassas reforçadas com fibras de polipropileno. A exceção é representada pelo cimento amianto, possivelmente o mais popular compósito da engenharia civil, no qual a matriz (pasta de cimento) e as fibras (amianto) apresentam ruptura frágil (ARAÚJO, 2005). Alguns exemplos de objetos pré-moldados destinados à construção civil disponíveis no mercado, compostos por materiais cimentícios reforçados com fibras de amianto são: telhas, calhas, caixas d água, blocos, entre outros. Também podem ser encontrados no mercado estacas, dormentes, vigas, colunas, lajotas e tijolos, todos prémoldados em material cimentício reforçado com fibras. Magalhães (2005) afirma que as fibras tornam as peças de concreto mais competitivas em relação às outras tecnologias disponíveis, tais como painéis préfabricados para fachadas e mobiliários urbanos, em concreto reforçado com fibras. Isto se deve à maior velocidade de produção e instalação das peças, em virtude da eliminação da fase de montagem das armaduras nas formas, lançamento do concreto e tempo de cura. Na indústria mecânica, os compósitos são largamente empregados e geralmente são constituídos por matriz dúctil e fibra de ruptura frágil, como por exemplo, os plásticos reforçados com fibras de vidro (ARAÚJO, 2005). Fazem-se uso desses compósitos também nos materiais destinados à construção civil, como é o caso das telhas translúcidas ou leitosas, das caixas e reservatórios de água. Os materiais cimentícios reforçados com fibras ainda podem ser aplicados como elementos decorativos, quando utilizados na produção de peças para ornamentos arquitetônicos e na restauração de edifícios de valor histórico.

104 3.7.1 Grampos compostos por argamassa com fibras de polipropileno Magalhães (2005) e Leite (2007) propuseram, de forma inédita, a utilização de argamassa reforçada com fibras de polipropileno para a composição de grampos, substituindo a técnica de grampeamento convencional, com barras de aço envoltas por pasta de cimento. A proposta de substituição do constituinte do grampo é devida à economia de tempo e de recursos, além da racionalização dos serviços que essa solução alternativa pode apresentar. Os grampos compostos por argamassa reforçada com fibras de polipropileno são vantajosos devido ao seu processo executivo, o qual não emprega barras de aço, não demandando tempo para a preparação e instalação dessas. Porém, deve ser tomado cuidado na adoção do traço e na preparação da mistura, para não comprometer a trabalhabilidade e garantir uma distribuição uniforme das fibras na matriz cimentícia. Para se certificarem da viabilidade dessa solução alternativa, foram realizados pelos autores ensaios de arrancamento em grampos convencionais e em grampos não convencionais (com fibras de polipropileno). Magalhães (2005) realizou ensaios de arrancamento de grampos instalados em diferentes cotas de um talude em uma obra situada no município de Niterói/RJ. Os ensaios de arrancamento indicaram uma resistência inferior para os grampos não convencionais quando comparados aos grampos convencionais. Porém, os resultados de resistência ao arrancamento, associados à melhoria das propriedades mecânicas no estado pós-pico do material compósito estudado, demonstraram a viabilidade do uso de grampos compostos por argamassa com fibras de polipropileno para reforço de solos. Conforme Magalhães (2005), os grampos não convencionais apresentaram resistências ao arrancamento da ordem de, praticamente, 50% das observadas para os grampos convencionais, bem como quedas pouco significativas de resistência com o aumento dos deslocamentos. Leite (2007) verificou o desempenho dos grampos através de ensaios de arrancamento, de grampos instrumentados e não instrumentados, realizados em uma área experimental, localizada no município de Duque de Caxias/RJ. Os grampos não convencionais foram instrumentados com strain gages para o monitoramento das deformações e obtenção das distribuições do carregamento ao longo de seu comprimento. A instrumentação mostrou que a força de tração é mobilizada ao longo do

105 comprimento do grampo, ocorrendo de forma não-linear e decrescente, da cabeça até a ponta, onde as deformações são praticamente nulas. Através das curvas carga-deslocamento, Leite (2007) constatou um comportamento mais frágil dos grampos convencionais, com deslocamentos de pico em média menores, em comparação aos grampos não convencionais, os quais apresentam módulo de elasticidade mais baixo. Também se verificou a melhoria das propriedades pós-pico para os grampos não convencionais, visto que o carregamento é suportado pelo material compósito sem quedas significativas até grandes deslocamentos, mesmo após a ruptura da matriz. Leite (2007) reporta que os grampos compostos por argamassa reforçada com fibras de polipropileno apresentam resistência ao arrancamento, em média, na ordem de 60% dos grampos convencionais. 3.8 Considerações finais A revisão bibliográfica sobre materiais compósitos apresenta as considerações mais importantes e proporciona o embasamento necessário para a adoção do tipo de fibra em função de suas características físicas e mecânicas, e do traço da mistura em função das propriedades desejáveis do material no estado fresco e endurecido. Também possibilita a análise dos resultados do material compósito quando solicitados pelos ensaios de campo e de laboratório.

106 Capítulo 4 PROGRAMA EXPERIMENTAL 4.1 Considerações iniciais Este capítulo trata da metodologia utilizada para execução do programa experimental desta pesquisa. São apresentados os aspectos da área experimental selecionada para a realização das atividades de campo, os tipos de grampos executados (grampos convencionais e grampos não convencionais) e os materiais utilizados na composição dos mesmos. Também é aqui apresentado o processo de instalação dos grampos convencionais e não convencionais no talude da área experimental, sendo os ensaios de campo relatados em detalhes. Os ensaios realizados são: ensaios de arrancamento em grampos convencionais e ensaios de empurramento em grampos não convencionais. A exumação dos grampos, isto é, a retirada dos mesmos do interior do talude, foi a última atividade realizada em campo. As observações e constatações obtidas durante este processo são apresentadas nesse capítulo. A parte final do programa experimental é destinada aos ensaios laboratoriais, onde são apresentados os resultados dos ensaios de caracterização e de cisalhamento direto, realizados em amostras de solo retiradas do talude durante a exumação dos grampos. Posteriormente, são apresentados os resultados dos ensaios de compressão uniaxial e diametral realizados em corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa reforçada com fibras, ambas utilizadas na composição dos grampos convencionais e não convencionais, respectivamente. 4.2 Área experimental A área experimental selecionada para os trabalhos de campo situa-se em uma obra para a construção de um condomínio residencial, localizado na rua Pinheiro Machado esquina com a rua das Laranjeiras, bairro Laranjeiras, na cidade do Rio de Janeiro, RJ. A base do talude escolhido é uma via interna de pedestres e veículos. Essa via faz a ligação da entrada do condomínio com dois prédios já existentes antes do início do empreendimento, situados no topo do talude. O talude apresenta 12,0 m de extensão e

107 altura entre 6,50 e 7,00 m da direita para a esquerda, com sua base inclinada em 2, aproximadamente (Figura 4.1). Figura 4.1 Vista frontal do talude. A inclinação do talude no trecho selecionado para a pesquisa é de aproximadamente 65 com relação à horizontal (Figura 4.2). Todo o talude, ao longo de sua extensão, é revestido com um muro de concreto que apresenta espessura de 0,50 a 0,80 m. Atrás do muro de concreto encontra-se o solo residual. Figura 4.2 Vista lateral do talude.

108 A inspeção visual das áreas de trabalho no entorno do talude utilizado indica que o solo é residual jovem gnáissico não saturado, com a foliação da rocha preservada, apresentando quartzo, feldspato, mica biotita e mica moscovita, entre outros minerais. Mais para o interior do talude, a partir de aproximadamente 3,5 m da face, na altura de instalação dos grampos, observa-se um solo ainda menos intemperizado, sendo um material de transição para alteração de rocha. O mergulho da foliação é de noroeste (NO) para sudeste (SE), dado pela vista frontal do talude, com caimento suave para o exterior. A coloração predominante do solo no local é (a) amarela com concentrações brancas em alguns pontos e (b) esbranquiçada em outros (Figura 4.3). Figuras 4.3 Solo residual com foliação da rocha preservada (a) de coloração amarelada e (b) de coloração esbranquiçada.

109 4.3 Grampos Foram executados um total de doze grampos, sendo seis grampos convencionais (GC) e seis grampos não convencionais (GP). Os grampos convencionais foram executados com barras de aço envoltas por pasta de cimento. Já os demais grampos foram executados com argamassa reforçada com fibras de polipropilenoo em substituição às barras de aço. Todos os grampos foram instalados com inclinação de 15 com relação à horizontal e com diâmetro nominal de 100 mm. A inclinação e o diâmetro foram os mesmos empregados nos grampos da obra e adotados por Springer (2007), entre outros autores, em seus trabalhos. As Figuras 4.4 e 4. 5 apresentam um esboço da vista frontal e lateral do talude, respectivamente, com as perfurações para a instalação dos grampos. Nesse mesmo talude foram também realizadas atividades vinculadas a uma pesquisa de doutorado com grampos não convencionais, na área central do talude. Assim, apenas as perfurações destinadas à instalação dos grampos dessa dissertação são esboçadas. Figura 4.4 Esboço da vista frontal do talude com os grampos.

110 Figura 4.5 Esboço da vista lateral do talude com o grampo. Quatro dos grampos convencionais e os seis grampos não convencionais foram instrumentados com strain gages para que, durante o ensaio de arrancamento nos grampos convencionais e o ensaio de empurramento nos grampos não convencionais, fosse possível verificar a distribuição do carregamento ao longo dos grampos a partir das deformações lidas. Proto Silva (2005), Springer (2006), Leite (2007), França (2007) e Silva et. al. (2010), entre outros autores, também instrumentaram seus grampos para a obtenção da distribuição do carregamento ao longo dos grampos durante a realização do ensaio de arrancamento Grampos convencionais Os grampos convencionais (GC) foram executados com barras de aço Gewi de 32 mm de diâmetro envoltas por pasta de cimento. O comprimento total das barras de aço utilizadas para a instalação desses grampos foi de seis metros, sendo dois metros externos ao talude de solo e utilizados para a instalação dos equipamentos do ensaio de arrancamento. O primeiro metro de barra de aço, no interior do talude de solo, foi envolto com espuma, sendo denominado de trecho livre (conforme exposto no Capítulo 2), e os

111 outros três metros do grampo convencional, onde estavam distribuídoss os strain gages fixados na barra de aço, foram envoltos por pasta de cimento. Soares e Gomes (2003), Proto Silva (2005), Springer (2006) e Silva et. al. (2010), entre outros autores, também utilizaram a mesma configuração em seus grampos, sendo 1,0 m de trecho livre e 3,0 m de trecho injetado. Foram utilizados centralizadores confeccionados e utilizados pela própria obra, os quais foram fixados às barras com arame e espaçados de um metro entre si. A Figura 4.6 proporciona uma perspectiva dos grampos convencionais quando instalados no talude. Figura 4.6 Seção transversal esquemáticado grampo convencional no talude. Os strain gages (SG) foram fixados ao longo das barras de aço dos grampos convencionais, totalizando seis strain gages em cada barra, espaçadoss entre si a cada 0,50 m, sendo o primeiro fixado à 0,50 m após o termino do trecho livre. Uma vista transversal da barra dos grampos convencionais com a distribuição dos strain gages é apresentada na Figura 4.7.

112 Figura 4.7 Posição da instrumentação com strain gages nos grampos convencionais Grampos não convencionais Os grampos não convencionais (GP) foram executados com argamassa reforçada com fibras de polipropileno em substituição as barras de aço, da mesma forma que Magalhães (2005) e Leite (2007). Os comprimentos desses grampos foram de 1,0 m e de 2,0 m, sendo dois grampos com 1,0 m e quatro grampos com 2,0 m. No interior da argamassa reforçada com fibras, uma haste metálica de fina espessura e resistência desprezível serviu de apoioo para a fixação dos leitores de deformação (strain gages) ao longo do grampo. Foram adotados dois diferentes comprimentos para os grampos não convencionais, 1,0 e 2,0 m. Optou-se por estes comprimentos, sendo inferiores ao dos grampos convencionais, tendo em vista a necessidade de um sistema de reação robusto com capacidade portante para o ensaio de empurramento. Maiores comprimentos de grampo exigiriam um sistema de reação ainda mais robusto para permitir a compressão da cabeça do grampo e seu deslocamento para o interior do talude. A haste metálica utilizada para fixar e distribuir uniformementee os strain gages ao longo do comprimentoo dos grampos não convencionais pode ser considerada de resistência desprezível, pois comparando-se área da seção transversal da haste (39 mm²) com a área da seção transversal o grampo (7854 mm²), constata-se que a mesma representa apenas 0,5% da área da seção transversal total. Enquanto a área da seção transversal da barra de aço dos grampos convencionais (804 mm²) representa 10% da área da seção transversal total. Além disso, a haste metálica foi posicionada sem estar em contato com a cabeça dos grampos não convencionais, estando instalada no interior da argamassa com fibras, diferentemente das barras de aço dos grampos convencionais.

113 Nas extremidades finais dos grampos, opostas à face do talude, os furos foram prolongados em 0,90 m de comprimento, com o mesmo diâmetro. Essas perfurações foram preenchidas com espuma e isopor, tendo como objetivo facilitar o deslocamento dos grampos durante a execução dos ensaios de empurramento. As Figuras 4.8 e 4.9 apresentam a disposição dos grampos não convencionais de 1,0 m e 2,0 m de comprimento, respectivamente, quando instalados no talude. Figura 4.8 Seção transversal esquemática dos grampos não convencionais com 1,0 m de comprimento. Figura 4.9 Seção transversal esquemática dos grampos não convencionais com 2,0 m de comprimento. Os strain gages (SG) foram distribuídos e fixados ao longo das hastes metálicas dos grampos não convencionais, com espaçamento de 0,50 m, sendo o primeiro strain

114 gage fixado na extremidade final da haste e o último fixado a 0,30 m do anterior. No total foram utilizados três strain gages nas hastes dos grampos de 1,0 m de comprimento e cinco strain gages nas hastes dos grampos com 2,0 m de comprimento. As Figuras 4.10 e 4.11 apresentam os esquemas com o posicionamento da instrumentação das hastess dos grampos não convencionais de 1,0 m e 2,0 m de comprimento, respectivamente. Figura 4.10 Posição da instrumentação dos grampos não convencionais de 1,0 m. Figura 4.11 Posição da instrumentação dos grampos não convencionais de 2,0 m. Para centralizar as hastes dos grampos não convencionais no interior dos furos foram utilizados dois centralizadores por haste, fixados com arame. Uma mangueira de reinjeção também foi fixada passando pelo interior dos centralizadores, com apenas a sua extremidade interna amarrada com arame. A Figura 4.12 apresenta uma haste metálica de 1,0 m com os strain gages, centralizadores e mangueira para reinjeção. As hastes de 2,0 m foram preparadas com a mesma metodologia.

115 Figura 4.12 Haste metálica de 1,0 m com strain gages, mangueira de reinjeção e centralizadores. 4.4 Materiais utilizados Os materiais utilizados na composição dos grampos convencionais e não convencionais correspondem às barras de aço, hastes metálicas, extensômetros, fibras de polipropileno, entre outros materiais. Barras de aço As barras de aço utilizadas nos grampos convencionais foram do tipo Gewi ST 50/55, com 32 mm de diâmetro, as quais possuem rosca esquerda dupla filetada e robusta, por toda a sua extensão (Figura 4.13). Figura 4.13 Barra de aço Gewi (CATÁLOGO GEWI).

116 As características das barras de aço utilizadas nos grampos convencionais são resumidas na Tabela 4.1. Tabela 4.1 Características das barras de aço utilizadas nos grampos convencionais. Característica Valor Diâmetro Nominal (mm) 32 Tensão de Escoamento (MPa) 500 Tensão de Ruptura (MPa) 550 Carga de Escoamento (kn) 400 Carga de Ruptura (kn) 440 Módulo de Elasticidade (GPa) 210 Passo (mm) 16 Área da Seção Transversal (mm²) 804 Peso (kg/m) 6,24 Hastes metálicas As hastes metálicas (Figura 4.14) utilizadas para permitir a fixação da instrumentação dos grampos não convencionais apresentam as características resumidas na Tabela 4.2. Figura 4.14 Haste metálica para fixação dos strain gages dos grampos não convencionais.

117 Tabela 4.2 Características das hastes metálicas dos grampos não convencionais. Característica Valor Espessura do Maior Lado (mm) 13 Espessura do Menor Lado (mm) 3 Área da Seção Transversal (mm²) 39 Módulo de Elasticidade (GPa) 210 Extensômetros Os extensômetros de resistência elétrica, strain gages, utilizados para a instrumentação dos grampos foram escolhidos devido a diversos fatores, tais como alta precisão, baixo custo, excelente linearidade e relativa facilidade de instalação. Proto Silva (2005), Springer (2006), Nunes et al. (2006), Feijó (2007), Leite (2007), França (2007), Saré (2007), Lima (2007), Silva e Bueno (2009), e Silva e Ehrlich (2010), entre outros autores, também utilizaram os mesmos extensômetros de resistência elétrica (strain gages) em seus trabalhos de pesquisa. Os strain gages empregados nesta dissertação são produzidos pela empresa Excel Sensores Ind. Com. Exp. LTDA, sendo extensômetros coláveis de resistência elétrica. O modelo utilizado foi o unidirecional simples, PA AA 350LEN, com fator de sensibilidade (FS) de 2,10 (Figura 4.15). Figura 4.15 Strain gages utilizados na instrumentação dos grampos convencionais e não convencionais.

118 As características técnicas desse equipamento são apresentadas na Tabela 4.3. Tabela 4.3 Características dos strain gages utilizados. Modelos Dimensões Material da Base e do Filme Compens. de Temp. Tamanho e Forma da Grelha Resistência (Ohms) Opções Disponíveis A (comp.) Grelha B (largura) C (comp.) Total D (largura) 3,18mm 3,18mm 6,35mm 3,18mm PA AA 350 LEN 0,125 " 0,125 " 0,250 " 0,125 " PA: base de polyimida com filme metálico de constantan; 06: aplicado em aço; e LEN: strain gages encapsulados com fios de cobre. A instalação dos strain gages nas barras dos grampos convencionais e nas hastes metálicas dos grampos não convencionais foi realizada seguindo os métodos utilizados por Springer (2006). Todos os detalhes do processo são explicados na tese de doutorado da autora. O procedimento foi realizado em etapas distintas, sendo elas: a marcação dos pontos de fixação dos strain gages; preparação das superfícies de colagem, incluindo polimento, acabamento manual com lixa e limpeza; colagem dos strain gages e terminais; soldagem dos fios e cabeamento; verificação do funcionamento dos strain gages; isolamento e proteção dos extensômetros de resistência elétrica. A Figura 4.16 mostra (a) as barras de aço dos grampos convencionais e (b) as hastes dos grampos não convencionais já com os strain gages fixados.

119 Figura 4.16 Instrumentação com strain gages: (a) barras dos grampos convencionais e (b) hastes dos grampos não convencionais. Fibras de polipropileno A adoção das fibras de polipropileno deve-se às características físicas e mecânicas que essa fibra polimérica possui, conforme descrito no Capítulo 3. São fibras que não se degradam no meio alcalino, pela presença de microorganismos e pela corrosão. As fibras possuem grande flexibilidade, tenacidade e causam substancial aumento de resistência ao impacto nos materiais as quais são incorporadas, além de promoverem a melhoria das propriedades mecânicas iniciais, como a distribuição uniforme dos esforços internos de compressão e tração e o aumento da capacidade de deformação, retardando o colapso do sistema. As fibras de polipropileno utilizadas foram fornecidas pela empresa Ober S.A. São fibras de seção circular com 0,018 mm de diâmetro nominal e 30 mm de comprimento, do tipo multifilamentos, que se encontram agregadas em tufos de centenas de fibras individuais (Figura 4.17). Magalhães (2005) e Leite (2007) fizeram uso dessa mesma fibra na composição de seus grampos. Para facilitar a homogeneização da mistura da argamassa com as fibras, optou-se por desagregar manualmente essas fibras, antes delas serem lançadas no misturador, da

120 mesma forma como foi realizado por Magalhães (2005) e Leite (2007). A Tabela 4.4 resume as propriedades das fibras de polipropileno utilizadas. Figura 4.17 Fibras de polipropileno. Tabela 4.4 Propriedades das fibras de polipropileno utilizadas. Características Valor Comprimento 0,03 m Diâmetro 1,8 x 10-5 m Título 2,8 denier Carga de Ruptura 3,5 x 10-5 kn Resistência à Tração 138,3 MPa Alongamento na Ruptura 70% Outros materiais Os centralizadores, os quais também são chamados de carambolas, utilizados para centralizar as barras e as hastes no eixo dos grampos, foram confeccionados na própria obra. A mangueira empregada para a reinjeção, denominada de tubo manchete, é plástica e apresenta diâmetro de 10 mm. A confecção do tubo manchete consistiu na realização de pequenos orifícios, feitos com alicate, espaçados a cada 0,30 m, os quais

121 foram vedados com fita crepe. Por esses orifícios libera-se a pasta de cimento para o interior da perfuração durante a reinjeção. Os isopores (Figura 4.18) e as espumas (Figura 4.19), utilizados para vedação da extremidade final dos grampos não convencionais, foram moldados com o diâmetro dos furos, sendo aproximadamente de 100 mm, e comprimentos aproximados de 0,10 m e 0,70 m, respectivamente. Figura 4.18 Isopor moldado com o diâmetro do furo de 100 mm para a vedação do fundo dos grampos não convencionais. Figura 4.19 Espuma moldada com o diâmetro do furo de 100 mm para a vedação da extremidade final dos grampos não convencionais.

122 Pasta de cimento e argamassa com fibras O cimento utilizado para a preparação da pasta de cimento e da argamassa adicionada de fibras foi o mesmo utilizado na obra, sendo o CPIII 40 RS da marca Nassau, o qual é comercializado em sacos de 50 kg. O aditivo plastificante concentrado utilizado foi o Vedalit da marca Vedacit Impermeabilizantes. A água e a areia empregada nas misturas foram as mesmas disponíveis no canteiro para servir à obra. O traço em peso adotado para a pasta de cimento dos grampos convencionais (GC) foi de 1,0:0,44:0,009, sendo respectivamente cimento, água e aditivo. Já o traço em peso adotado para a argamassa reforçada com fibras de polipropileno (GP) foi de 1,0:0,44:0,1:0,005:0,009, sendo respectivamente cimento, água, areia, fibras e aditivo. Para a pasta de cimento utilizada na reinjeção dos grampos com fibras, o traço em peso adotado (GP) foi de 1,0:0,5, sendo respectivamente cimento e água. O traço adotado para a pasta de cimento foi semelhante à utilizada para a injeção em grampos e tirantes da obra. Já no preparo do traço da argamassa com fibras de polipropileno foram utilizados como base os traços adotados por Magalhães (2005) e Leite (2007). O traço da argamassa com fibras se apresenta muito semelhante aos traços adotados por distintos autores, descritos no Capítulo 3. Foram asseguradas as condições necessárias de trabalhabilidade no campo para o material compósito no estado fresco, as quais possibilitaram o processo de mistura e injeção no interior dos furos com êxito, conforme discutido no Capitulo 3. O volume de fibras incorporado foi 0,3 % do volume de argamassa. De acordo com o Capitulo 3, quando o volume incorporado é inferior a 0,5 %, a fibra atua como um reforço secundário, com a finalidade de controlar a fissuração da matriz. Na Tabela 4.5 é apresentada a dosagem dos materiais adotada para a preparação da pasta de cimento dos grampos convencionais (GC), da argamassa e da pasta de cimento dos grampos não convencionais (GP).

123 Tabela 4.5 Dosagem adotada para a preparação das misturas. Grampos Cimento Água Areia Fibra Aditivo Convencionais (GC) Pasta para bainha 50 kg 22,0 L ml Argamassa para bainha 50 kg 22,0 L 5 kg 250 g 450 ml Não convencionais (GP) Pasta para reenjeção 50 kg 25,0 L As barras de aço dos grampos convencionais instrumentados e não instrumentados, as hastes instrumentadas dos grampos não convencionais, as fibras, espumas, isopores e equipamentos necessários a realização das atividades de campo, foram transportados do laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ para a área experimental, em um caminhão da empresa SEEL, especialmente preparado para acomodar as barras instrumentadas. Para o transporte seguro das barras e hastes instrumentadas foram utilizados suportes de madeira e o conjunto foi envolto por uma lona plástica comum. Este procedimento impediu eventuais danos, durante o transporte, que pudessem comprometer o funcionamento dos strain gages. 4.5 Processo de instalação dos grampos no talude Para a instalação dos grampos convencionais e não convencionais foram realizadas perfurações com diâmetro de 250 mm no muro de concreto. Após a passagem do muro, já no solo residual, o diâmetro das perfurações passou para 101,6 mm ou 4 (Figura 4.20), com inclinação de 15 com a horizontal e comprimentos de acordo com o projeto. A altura dos furos em relação à base do talude onde os grampos foram inseridos variou de 1,5 m a 1,0 m, da direita para a esquerda, devido à inclinação de 2 da via de pedestres e veículos no pé do talude. Os grampos mantiveram-se alinhados na horizontal. Essa altura foi escolhida de modo a facilitar os trabalhos de perfuração, instalação dos grampos, montagem e execução dos ensaios de campo. Para a perfuração do maciço foi utilizada uma perfuratriz modelo MK600, com martelo de 1,0 m e hastes de 1,5 m, sendo uma rotativa hidráulica de via seca. As perfurações dos grampos não foram lavadas. O espaçamento entre os grampos mais

124 próximos foi de 0,60 m de eixo a eixo e dos grampos mais distantes foi de 2,4 m de eixo a eixo. Figura 4.20 Furo de 250 mm de diâmetro realizado no muro de concreto e furo de 100 mm de diâmetro realizado no solo. A Figura 4.21 apresenta um esquema em planta com os comprimentos de perfuração realizadas no talude, através de uma vista superior, para instalação dos grampos convencionais (GC) e dos grampos não convencionais (GP). Figura 4.21 Esquema em planta dos comprimentos de perfuração.

125 O processo executivo dos grampos convencionais (GC) consistiu na injeção da pasta de cimento do fundo para a superfície dos furos, por gravidade, com auxílio de um tubo de PVC de 40 mm. Os equipamentos utilizados para a preparação e injeção dos grampos convencionais foram um misturador de funil e uma bomba GSA900 (Figura 4.22). Em seguida, foram inseridas nos furos as barra de aço, envoltas por espuma em seu primeiro metro. Nos grampos convencionais não houve reinjeção. Figura 4.22 Equipamentos utilizados para a preparação e injeção da pasta de cimento. Foram gastos no total quatorze sacos de cimento, mais de trezentos litros de água e seis litros de aditivo na preparação da pasta de cimento para injeção dos grampos convencionais (GC). Porém, nem todo este material foi injetado devido às perdas e a necessidade de preenchimento da mangueira desde a bomba de injeção até a boca da mesma no interior dos furos. O processo executivo dos grampos não convencionais (GP) consistiu na colocação da espuma no fundo do furo, posterior colocação do isopor, posicionamento das hastes com os strain gages, centralizadores e mangueira de reinjeção. Por fim, foi realizada a preparação da mistura de argamassa com fibras de polipropileno na dosagem estabelecida (Figura 4.23) e injeção da mesma nos furos (Figura 4.24).

126 Figura 4.23 Preparação da mistura de argamassa com fibras de polipropileno. Figuras 4.24 Injeção da argamassa com fibras de polipropileno. Após quatro horas da instalação dos grampos no talude foi realizada uma reinjeção com pasta de cimento (Figura 4.25). O objetivo desta reinjeção foi de garantir o preenchimento de vazios que possam ter permanecido após a primeira fase de injeção, chamada bainha, além de melhorar o contato grampo-solo. Os equipamentos utilizados para a preparação e reinjeção dos grampos compostos por argamassa reforçada com fibras foram os mesmos utilizados nos grampos convencionais, sendo um misturador de funil e uma bomba GSA900.

127 Figuras 4.25 Reinjeção com pasta de cimento. O equipamento utilizado para a preparação da mistura da argamassa com fibras foi o misturador de haste vertical (Figura 4.26) e o equipamento utilizado para a injeção foi a máquina P13 (Figura 4.27). Figura 426 Misturador de haste vertical utilizado para a preparação da argamassa com fibras.

128 Figura 4.27 Máquina P13 utilizada para a injeção da argamassa com fibras. Foram gastos no total oito sacos de cimento, mais de cento e setenta litros de água e três litros de aditivo, quarenta quilos de areia e dois quilos de fibras de polipropileno na preparação da argamassa com fibras para injeção dos grampos não convencionais. Para a reinjeção foram gastos quatro sacos de cimento e cem litros de água. O material preparado para a injeção e reinjeção não foi totalmente consumido nos grampos, devido às perdas e a necessidade de preenchimento da mangueira desde a bomba de injeção até a boca da mesma no interior dos furos. Juntamente com a execução dos grampos convencionais (GC) e não convencionais (GP), tubos de PVC de 0,05 m de diâmetro e 1,0 m de comprimento foram preenchidos com a pasta de cimento e com a argamassa reforçada com fibras de polipropileno. Esses tubos serviram de molde para corpos-de-prova utilizados em ensaios de laboratório. 4.6 Ensaios de campo Em campo foram realizados ensaios de arrancamento nos grampos convencionais (GC) e ensaios de empurramento nos grampos não convencionais (GP). Os procedimentos adotados para a execução dos ensaios são descritos neste item.

129 4.6.1 Ensaio de arrancamento Foram realizados ensaios de arrancamento nos seis grampos convencionais, denominados: GC-1, GC-2, GC-3, GC-4, GC-5 e GC-6, com período de cura de aproximadamente vinte e cinco dias. Como embasamento, foi adotada a descrição do ensaio realizada por Proto Silva (2005), Magalhães (2005), Springer (2006) e Leite (2007). Os equipamentos utilizados para a realização dos ensaios foram: dois medidores elétricos de deslocamento da GEFRAN (LVDTs); uma célula de carga com capacidade de 600 kn (60 toneladas); um conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro de capacidade de 1000 kn (100 toneladas) da ENERPAC, com manômetro da marca Nuova Fima; porcas; placas; e um sistema de aquisição de dados ligado à energia elétrica, composto por um computador, uma placa de aquisição de dados, uma caixa de passagem com as pontes de Wheastone, uma fonte de 10 Volts e um estabilizador (Figura 4.28). Figura 4.28 Equipamentos do sistema de aquisição de dados. Optou-se pelo uso de medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) ao invés de extensômetro analógico/relógio comparador para medir os deslocamentos da cabeça dos grampos durante a realização dos ensaios, por motivos de segurança. O extensômetro analógico/relógio comparador necessita de uma pessoa próxima ao grampo para efetuar

130 as leituras, sendo muito perigosa essa aproximação, uma vez que o grampo pode vir a romper de forma brusca durante o ensaio. As medidas de força (fornecida pela célula de carga), deslocamento (fornecido pelos LVDTs) e deformação (fornecidos pelos strain gages) foram monitoradas de forma automática, pelo sistema de aquisição de dados, durante a realização dos ensaios de arrancamento. A Figura 4.29 apresenta o esquema de funcionamento do sistema de aquisição de dados. Figura 4.29 Esquema de funcionamento do sistema de aquisição de dados. Cada um dos strain gages, colados às barras de aço dos grampos, transmitiam sinais de variação de resistência elétrica através dos seus cabos, que foram ligados a uma caixa de passagem, especialmente construída para este tipo de instrumentação. Esta caixa de passagem, contendo as pontes completas de Wheatstone, também dispunha de dois canais para a conexão dos dois medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) e um canal para a conexão da célula de carga. A caixa de passagem foi conectada a um dispositivo com uma placa de aquisição de dados e a uma fonte de eletricidade, alimentada com 10 Volts e ligada a um estabilizador. A fonte alimentava os strain gages, a célula de carga e os medidores de deslocamento. A placa de aquisição de dados foi conectada a um computador, sendo ambos também ligados ao mesmo estabilizador. Durante a realização dos ensaios, os sinais elétricos provenientes dos strain gages, dos medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) e da célula de carga eram enviados para a placa de aquisição de dados que fazia a decodificação das leituras de voltagem e as enviava para o computador ao qual estava conectada. Este computador continha um programa de aquisição de dados que compilava todas as informações. Ao

131 término de cada ensaio, os dados eram armazenados em unidades de voltagem para posteriormente serem transformados em unidades de deformação, de deslocamento e de carga. O sistema de aplicação de carga do ensaio de arrancamento foi instalado no trecho inicial de cada barra de aço, externa ao talude. A sequência de instalação dos equipamentos sobre a barra de aço é: (i) placa de aço de reação apoiada na face do muro, (ii) placa(s) de ajuste devido à inclinação do talude, (iii) macaco hidráulico, (iv) célula de carga centralizada entre duas placas, e (v) duas porcas para fixação (Figura 4.30). Figura 4.30 Sistema de aplicação de carga do ensaio de arrancamento. Os dois medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) tinham suas hastes em contato à última placa do conjunto. Esta placa foi fixada entre as duas porcas e a célula de carga no grampo a ser ensaiado. Os apoios dos medidores de deslocamento foram fixados em um suporte composto por uma barra de aço rosqueável embutida em um bloco de concreto, com uma placa de suporte e duas porcas. Estas porcas se encontravam abaixo e acima da placa suporte, possibilitando o seu ajuste de altura para que os medidores de deslocamento fossem posicionados na altura do grampo a ser ensaiado. Durante a montagem dos equipamentos, sobre a barra de aço de cada grampo, foi tomado o devido cuidado para que os eixos dos mesmos estivessem o mais paralelo possível em relação ao eixo do grampo. Também foram verificadas as hastes dos

132 medidores de deslocamento, depois de posicionadas, assegurando que as mesmas estivessem paralelas ao eixo de grampo. O ensaio de arrancamento era iniciado após a estabilização das leituras da célula de carga, dos medidores de deslocamento e dos strain gages. As cargas foram aplicadas em incrementos de 0,98 MPa (10 kgf/cm²). Os deslocamentos lidos pelos LVDTs e as leituras da célula de carga, bem como dos strain gages eram acompanhados e registrados no computador durante o ensaio. Entre cada estágio de carregamento, era aguardado um período de tempo de, aproximadamente, 1 minuto para a estabilização das leituras. Ao ser atingida a condição de ruptura, definida por uma ruptura plástica (deslocamentos crescentes sem incremento de carga) ou frágil (com a presença de pico), iniciava-se o descarregamento e a finalização do ensaio. Depois de realizados todos os ensaios de arrancamento nos grampos convencionais, os furos no muro de concreto foram fechados com pasta de cimento. Este procedimento visou dar maior rigidez às barras de aço, visto que posteriormente estas barras seriam utilizadas para suporte e fixação de uma viga de reação utilizada para o ensaio de empurramento nos grampos não convencionais Ensaio de empurramento Foram realizados ensaios de empurramento nos seis grampos não convencionais, compostos por argamassa com fibras de polipropileno, sendo quatro grampos com 2,0 m de comprimento, denominados: GP 2-1, GP 2-2, GP 2-3, GP 2-4, e dois grampos com 1,0 m de comprimento, denominados: GP 1-1 e GP1-2. O período de cura de todos os grampos foi de aproximadamente cinquenta e cinco dias. Os equipamentos utilizados para o ensaio de empurramento foram os mesmos utilizados para o ensaio de arrancamento, sendo eles: dois medidores elétricos de deslocamento da GEFRAN (LVDTs); uma célula de carga com capacidade de 600 kn (60 toneladas); um conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro da ENERPAC com manômetro; porcas; placas; e um sistema de aquisição de dados ligado. Além desses equipamentos, foi utilizada uma viga de reação apoiada e fixada às barras dos grampos convencionais (GC), já ensaiados, externos à linha de grampos não convencionais (GP), conforme ilustra a Figura 4.31.

133 Figura 4.31 Viga de reação utilizada nos ensaios de empurramento dos grampos com fibras. Também foi utilizado um tubo metálico prolongador (Figura 4.32), para que o macaco hidráulico transmitisse a carga diretamente na cabeça do grampo, pois a mesma situava-se após a capa de concreto, no interior do talude. Figura 4.32 Tubo metálico prolongador utilizado nos ensaios de empurramento. A viga de reação, bem com o tubo metálico prolongador foram fabricados especialmente para possibilitar a realização do ensaio de empurramento. A configuração do tubo metálico foi de 100 mm de diâmetro e 0,90 m de comprimento entre topo e base.

134 O topo do tubo prolongador e o início do seu tronco foram providos de uma abertura para permitir a passagem dos cabos dos strain gages (Figura 4.33). A base do tubo possuía uma entrada para encaixe da barra de aço, utilizada para suporte dos equipamentos necessários ao ensaio de empurramento. (Figura 4.34) Figuras 4.33 Abertura no topo do tubo prolongador e no início do seu tronco para a passagem dos cabos dos strain gages. Figuras 4.34 Abertura na base do tubo prolongador para encaixe da barra de aço. A sequência da montagem dos equipamentos para a realização do ensaio de empurramento (Figuras 4.35 e 4.36) consistiu: (i) posicionamento da viga de reação e

135 fixação da mesma, com auxílio de placas e porcas nos grampos convencionais (GC) externos aos grampos não convencionais (GP); (ii) colocação do prolongador encaixado na cabeça do grampo já com os cabos dos strain gages devidamente orientados para fora do furo; (iii) posicionamento da célula de carga entre duas placas, e posterior posicionamento do macaco com a placa de encaixe, apoiados sobre a barra de aço suporte, sendo esta barra apoiada à viga de reação e encaixada ao tubo metálico prolongador. Figura 4.35 Início da montagem dos equipamentos para o ensaio de empurramento. Figura 4.36 Equipamentos montados para o ensaio de empurramento.

136 As hastes dos dois medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) foram colocadas em contato a uma madeira, fixada entre as duas placas externas a célula de carga. Os apoios dos medidores de deslocamento foram fixados ao macaco hidráulico. Da mesma forma que no ensaio de arrancamento, durante a montagem dos equipamentos foi tomado o devido cuidado para que os eixos dos mesmos estivessem o mais paralelo possível em relação ao eixo do grampo não convencional. Também foram verificadas as hastes dos medidores de deslocamento, depois de posicionadas, assegurando que as mesmas estivessem paralelas ao eixo de grampo. O procedimento seguido para a execução do ensaio de empurramento foi o mesmo adotado para o ensaio de arrancamento. Os incrementos de carga foram iguais a 0,98 MPa (10kgf/cm²) e as medidas de força, deslocamento e deformação foram monitoradas de forma automática pelo sistema de aquisição de dados. Ao ser atingida a condição de ruptura, definida por uma ruptura frágil (pico) ou uma ruptura plástica (deslocamentos crescentes sem incremento de carga), iniciava-se o descarregamento e a finalização do ensaio. O conjunto macaco-bomba-manômetro da ENERPAC, com capacidade de 600 kn (60 toneladas), e manômetro da Famabras foi utilizado para os ensaios dos grampos GP 2-1, GP 1-1 e GP 2-2. Para os grampos GP 2-3, GP 1-2, e GP 2-4 foi empregado outro conjunto macaco-bomba-manômetro, com capacidade de 1000 kn (100 toneladas), e manômetro da Nuova Fima, sendo o mesmo utilizado nos ensaios de arrancamento dos grampos convencionais. O motivo da utilização de dois conjuntos distintos foi à disponibilidade dos mesmos na obra. Os cabos dos strain gages dos grampos foram danificados e rompidos durante a execução dos ensaios de empurramento, sendo esmagados pelo topo do tubo prolongador, devido ao modo sinuoso como os mesmos se conformaram após o endurecimento da argamassa com fibras injetada nos furos. 4.7 Exumação dos grampos O processo de exumação consiste na escavação do talude até a cota de instalação dos grampos para análise tanto do maciço de solo quanto do grampo, sendo a última atividade realizada em campo. Foi tomado como base o procedimento realizado por Magalhães (2005) e Springer (2006).

137 4.7.1 Escavação do talude A parte superior do talude, onde os grampos foram instalados e ensaiados, foi escavada e removida através de um corte vertical e contida com a execução de solo grampeado no seu lado esquerdo e cortina atirantada no seu lado direto, como mostra a Figura Figura 4.37 Área escavada para a exumação dos grampos (GC e GP). Para o desmonte do talude, inicialmente foi retirado o muro de concreto (Figura 4.38 a), seguido da retirada do solo em excesso no entorno dos grampos, sendo utilizada para isso uma retroescavadeira (Figura 4.38 b). Em seguida, próximo aos grampos, foi realizada uma escavação foi manual com a utilização de enxadas, cavadeiras, picaretas, colheres de pedreiro e escovas de aço (Figura 4.38 c). Foi necessária a utilização de martelete, em alguns casos, para facilitar a retirada dos grampos, devido à grande resistência do solo no entorno dos mesmos (Figura 4.38 d).

138 Figura 4.38 Sequência de desmonte do talude para exumação dos grampos: (a) retirada o muro de concreto, (b) retirada do solo em excesso, (c) escavação manual e limpeza dos grampos e (d) utilização de martelete em solo de transição para alteração de rocha. Os grampos foram cuidadosamente expostos, medidos e marcados a cada 0,50 m, analisados e fotografados. Somente depois de realizadas estas atividades, os grampos foram retirados do talude (Figura 4.39 a) e transportados (Figura 4.39 b) para o local de armazenamento. Figura 4.39 Retirada dos grampos exumados: (a) remoção e (b) transporte.

139 Os grampos foram lavados com água e escovados utilizando uma escova de aço, de modo a retirar o máximo possível de material fixado a eles. Após a limpeza, os mesmos foram minuciosamente examinados e fotografados, sendo verificadas as fissuras presentes ao longo de sua extensão e as suas imperfeições de conformação. Os comprimentos e os diâmetros a cada 0,50 m foram novamente verificados. No total foram necessários sete dias de trabalho para a realização de todas as etapas que compunham o processo de exumação dos grampos. Ao exumar os grampos foi possível visualizar o solo circundante e suas variações ao longo da extensão de cada grampo. A exumação também possibilitou a inspeção da geometria, integridade e homogeneidade dos grampos. Durante as escavações, foi realizada a coleta de amostras indeformadas e deformadas de solo para a posterior realização de ensaios de laboratório Exumação dos grampos convencionais Foram exumados três dos seis grampos convencionais, sendo os denominados GC-4, GC-5 e GC-6. As Figuras 4.40, 4.41 e 4.42 apresentam a exumação realizada nesses grampos, os quais se localizavam no lado direito do talude. A partir das Figuras 4.40, 4.41 e 4.42 observa-se que: Os grampos GC-4, GC-5 e GC-6 encontravam-se envoltos por solo residual jovem até seus primeiros 3,0 m de comprimento, aproximadamente, sendo o restante envolto por material de transição para alteração de rocha; O grampo GC-4 atravessou três descontinuidades do maciço, sendo a primeira a 35 cm, seguida de outra a 1,25 m e a última a 1,60 m da cabeça do grampo; O grampo GC-5 atravessou uma descontinuidade do maciço, situada a 40 cm da cabeça do grampo; O grampo GC-6 atravessou transversalmente três descontinuidades do maciço, localizadas a 2,3 m, 3,5 m e 4,0 m da cabeça do grampo. Foi denominada falha uma descontinuidade de estrutura geológica qualquer presente no maciço reliquiar da rocha mãe, apresentando pouca espessura e uma coloração marrom-avermelhada dada pela oxidação do material.

140 Figura 4.40 Exumação do grampo convencional GC-4. Figura 4.41 Exumação do grampo convencional GC-5. Figura 4.42 Exumação do grampo convencional GC-6.

141 Nos últimos 30 cm de espuma do grampo GC-4 foram observados blocos fixados, provindos da composição do maciço naquele trecho. Logo após o término da espuma havia uma região com deficiência de pasta de cimento, provavelmente devido à pressão insuficiente de injeção, apresentando 35 cm de extensão, com um vazio entre a parede do furo e a barra de aço (Figura 4.43); Figura 4.43 Detalhe do grampo convencional GC-4. No grampo GC-6 também foi constatada uma região com deficiência de pasta de cimento, logo após o término da espuma que compunha o primeiro metro do mesmo, com 50 cm de extensão. Esta deficiência foi devida, provavelmente à pressão insuficiente de injeção, apresentando um vazio entre a parede do furo e a barra de aço (Figura 4.44);

142 Figura 4.44 Detalhe do grampo convencional GC-6. Os grampos convencionais GC-4 e GC-6 foram executados com 4,00 m. Já o grampo convencional GC-5 foi executado com 4,16 m de comprimento; Os diâmetros medidos ao longo do grampo GC-4 sofreram variações consideráveis. Já o grampo GC-5 mostrou diâmetros mais uniformes ao longo do seu comprimento, com apenas pequenas variações. O grampo GC-6 também sofreu variações consideráveis de diâmetro, aumentado sensivelmente de diâmetro ao atravessar a primeira e posteriormente a segunda falha do maciço (Figura 4.45). Figura 4.45 Aumento do diâmetro do grampo convencional GC-6 em região de falha.

143 Na Tabela 4.6 são apresentados os diâmetros medidos a cada 0,50 m de comprimento dos grampos convencionais GC-4, GC-5 e GC-6. Tabela 4.6 Diâmetros medidos ao longo dos grampos convencionais. Grampo Comprimento (m) 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 GC GC-5 Diâmetro (mm) GC As variações de diâmetro acentuadas ao longo dos grampos podem ser relacionadas com a presença de falhas, as mudanças no material que compõe o talude, sendo solo residual e material de transição para alteração de rocha, a presença de raízes de plantas como árvores e blocos de rocha mais intemperizados. Nesses locais o solo apresenta-se mais intemperizado e consequentemente menos resistente, sendo mais suscetíveis ao aumento de diâmetro durante a injeção da pasta de cimento, devido à pressão de injeção que remove os grãos de solo e os incorpora ao grampo. A perfuração executada no talude para a instalação dos grampos foi realizada com diâmetro aproximado de 101,6 mm (4 polegadas). No entanto, os grampos convencionais mostraram um aumento de diâmetro inerente ao processo de perfuração, no qual o diâmetro perfurado é maior que o da perfuratriz. Assim, pode-se inferir que o aumento do diâmetro também esta ligado ao processo de execução do furo Exumação dos grampos não convencionais: As Figuras 4.46 a 4.51 apresentam, respectivamente, uma visão geral da exumação dos grampos não convencionais GP 2-1, GP 1-1e GP 2-2 situados no lado esquerdo do talude e dos grampos GP 2-3, GP 1-2 e GP 2-4 situados no lado direito do talude.

144 Figura 4.46 Exumação do grampo não convencional GP 2-1. Figura 4.47 Exumação do grampo não convencional GP 1-1. Figura 4.48 Exumação do grampo não convencional GP 2-2.

145 Figura 4.49 Exumação do grampo não convencional GP 2-3. Figura 4.50 Exumação do grampo não convencional GP 1-2. Figura 4.51 Exumação do grampo não convencional GP 2-4.

146 A partir das Figuras 4.46 a 3.51 verifica-se que: Os grampos GP 2-1, GP 2-2, GP 2-3 e GP 2-4 encontravam-se, em sua totalidade, envoltos por solo residual jovem, estando apenas as suas espumas inseridas em material de transição para alteração de rocha; Os grampos GP 1-1 e GP 1-2 encontravam-se, em sua totalidade, envoltos por solo residual jovem, incluindo as suas espumas; Não foi possível visualizar falhas transversais do maciço as quais os grampos GP 2-1, GP 1-1, GP 2-2, GP 2-3 e GP 1-2 tenham atravessado; Apenas no grampo GP 2-4 foi possível visualizar uma falha transversal no maciço a 2,50 m da sua cabeça, onde neste trecho já se encontrava a espuma; O isopor e a espuma presentes no fundo dos furos de todos os grampos não convencionais foram envoltos por argamassa e/ou pasta de cimento da reinjeção nos seus trechos iniciais, mostrando que o sistema proposto de vedação (isopor) não foi totalmente eficaz; Os trechos iniciais dos grampos GP 2-1 e GP 2-3, cerca de 30 cm, apresentaram grande concentração de fissuras longitudinais, e concentrações mais reduzidas nos 10 cm seguintes, com pouquíssimas fissuras transversais, totalizando 40 cm de grampo com a presença de fissuras longitudinais relevantes (Figura 4.52 a e b); Figura 4.52 Fissuras na cabeça dos grampos: (a) GP 2-1 e (b) GP 2-3. Os grampos GP 2-2 e GP 2-4 também apresentaram concentrações elevadas de fissuras longitudinais nos primeiros 20 cm, e concentrações reduzidas de fissuras nos 20 cm seguintes, com pouquíssimas fissuras transversais, totalizando 40 cm de grampo com a presença de fissuras longitudinais acentuadas (Figura 4.53 a e b);

147 Figura 4.53 Fissuras na cabeça dos grampos: (a) GP 2-2 e (b) GP 2-4. Os grampos GP 1-1 e GP 1-2 apresentaram concentrações elevadas de fissuras longitudinais ao longo dos 20 cm iniciais, e concentrações mais reduzidas de fissuras nos 10 cm seguintes, com pouquíssimas fissuras transversais, totalizando 30 cm de grampo com a presença de fissuras longitudinais (Figura 4.54 a e b); Figura 4.54 Fissuras na cabeça dos grampos: (a) GP 1-1 e (b) GP 1-2. Pode-se deduzir que as fissuras longitudinais intensas e predominantes, presentes nas cabeças dos grampos não convencionais, foram muito provavelmente provocadas pelo ensaio de empurramento; Ao longo do comprimento restante dos grampos GP 2-1, GP 2-2, GP 1-1 e GP 1-2 foi verificada a presença de vazios localizados no topo, provavelmente devida à pressão insuficiente imposta durante o processo de reinjeção para completar o furo em sua plenitude (Figura 4.55 a, b, c e d);

148 Figura 4.55 Imperfeições localizadas ao longo do topo dos grampos: (a) GP 2-1; (b) GP 2-2; (c) GP 1-1 e (d) GP 1-2. Os grampos GP 2-3 e GP 2-4 encontraram-se íntegros e plenamente preenchidos; Os grampos com fibras apresentaram pequenas variações dimensionais ao longo do seu comprimento. Porém, os diâmetros medidos foram superiores ao diâmetro da perfuração, igual a 101,6 mm (4 polegadas). As características geométricas dos grampos não convencionais são apresentadas na Tabela 4.7 e 4.8.

149 Tabela 4.7 Comprimentos dos grampos não convencionais. Grampo Comprimento (m) Comprimento total (m) Somente grampo Grampo + isopor + espuma GP 2-1 2,00 2,70 GP 1-1 1,10 1,85 GP 2-2 2, GP 2-3 2,20 3,00 GP 1-2 1,15 1,95 GP 2-4 2,20 2,90 Tabela 4.8 Diâmetros medidos ao longo dos grampos não convencionais. Grampo Comprimento (m) 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 GP GP GP Diâmetro (mm) GP GP GP O aumento do diâmetro pode estar associado ao processo de execução do furo e ao material que compõem o talude. Esta suposição pode ser confirmada através das medidas de diâmetro realizadas nas espumas dos grampos não convencionais, as quais foram envoltas por argamassa e/ou pasta de cimento da reinjeção e apresentaram o mesmo diâmetro do restante do corpo dos grampos. 4.8 Ensaios de laboratório Foram realizados ensaios de caracterização (análise granulométrica, limites de liquidez e de plasticidade, umidade higroscópica e massa específica real dos grãos de solo) e ensaios de cisalhamento direto nas amostras de solo retiradas do talude dos grampos. Também foram realizados ensaios de compressão uniaxial e diametral com a pasta de cimento e a argamassa de fibras utilizadas na composição dos grampos convencionais e com fibras, respectivamente.

150 4.8.1 Ensaios em solo Para permitir a realização dos ensaios de caracterização e cisalhamento direto foram coletadas amostras de solo representativas de dois tipos de materiais presentes no maciço próximo aos grampos. Foram amostrados os materiais denominados de SRJ, Solo Residual Jovem a 1,0 m da face do talude, e TAR, material de Transição para Alteração de Rocha (Figura 4.56) a 3,5 m da face do talude e próximo aos grampos GP 2-4 e GC-6. A coleta das amostras ocorreu durante o processo de exumação dos grampos. Figura 4.56 Coleta de amostras do material de transição para alteração de rocha. Ensaios de caracterização Os ensaios de caracterização foram realizados de acordo com as normas NBR 7181/84: Análise granulométrica de solos, NBR 6459/84: determinação do limite de liquidez, NBR 7180/84: determinação do limite de plasticidade e NBR 6508/84: determinação da massa específica aparente. Tomaram-se os cuidados necessários com relação à granulometria e sedimentação com defloculante. Sendo assim, a partir das amostras deformadas foram realizados: limites de liquidez (LL) e de plasticidade (LP), umidade higroscópica, umidade natural (w), densidade real dos grãos (G s ), peso específico aparente seco ( d ) e índice de vazios (e).

151 Os resultados são apresentados na Tabela 4.9, onde os materiais SRJ e TAR, denominados de solo residual jovem e material de transição para alteração de rocha, respectivamente, apresentam-se não plásticos (NP). O solo residual jovem (SRJ) apresenta densidade real dos grãos (G s ) de 2,621, peso específico seco ( d ) de 17,69 kn/m³ e índice de vazios (e) de 0,445. Já o material de transição para alteração de rocha (TAR) apresenta densidade real dos grãos (G s ) de 2,629, peso específico seco ( d ) de 19,54 kn/m 3 e índice de vazios (e) de 0,320. Tabela 4.9 Resultados dos ensaios de caracterização. Material SRJ TAR Ponto da coleta em relação a face do talude (m) 1,0 3,5 Limite de Liquidez LL (%) Não Plástico - NP Não Plástico - NP Limite de Plasticidade LP (%) Não Plástico - NP Não Plástico - NP Umidade Higroscópica (%) 0,140 0,101 Umidade natural w (%) 7,64 5,35 Densidade Real dos Grãos (G s ) 2,621 2,629 Peso específico aparente seco ( d ) kn/m 3 17,69 19,56 Índice de vazios (e) 0,445 0,320 As curvas de distribuição granulométrica dos dois materiais coletados são apresentadas nas Figuras 4.57 e Tais curvas indicam solos bem graduados, sendo o material SRJ desuniforme e o material TAR mediamente uniforme. O material SRJ apresenta 77 % de areia, 19% de silte e 4% de argila. E material TAR apresenta 85% de areia, 13% de silte e 2% de argila. Os dois materiais são classificados como areia siltosa.

152 Figura 4.57 Curva granulométrica Solo residual jovem (SRJ). Figura 4.58 Curva granulométrica Material de transição para alteração de rocha (TAR).

153 Ensaios de cisalhamento direto Os ensaios de cisalhamento direto foram executados em uma presa da marca Wykeham Farrance, contendo um sistema de aquisição de dados automatizado, no Laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ. Os corpos-de-prova utilizados nos ensaios de cisalhamento direto possuíam: 6,0 cm de lado e 2,5 cm de altura. As tensões normais utilizadas para os ensaios foram iguais a 25, 50, 100, 200 e 300 kpa e a velocidade de deslocamento controlada adotada para o ensaio foi de 0,045 mm/min. As amostras indeformadas foram inundadas/submersas para a realização dos ensaios de cisalhamento direto. As curvas tensão cisalhante-deslocamento horizontal e deslocamento vertical-deslocamento horizontal, obtidas através dos ensaios realizados para cada material, são apresentadas nas Figuras 4.59 e 4.60, e as suas respectivas envoltórias de resistência são apresentadas nas Figuras 4.61 e 4.62.

154 (a) Tensão cisalhante-deslocamento horizontal (b) Deslocamento vertical-deslocamento horizontal Figura 4.59 Curvas do ensaio de cisalhamento direto SRJ.

155 (a) Tensão cisalhante-deslocamento horizontal (b) Deslocamento vertical-deslocamento horizontal Figura 4.60 Curvas do ensaio de cisalhamento direto TAR.

156 Figura 4.61 Envoltórias de resistência do SRJ. Figura 4.62 Envoltórias de resistência do TAR.

157 Comparando-se as curvas obtidas, a partir do ensaio de cisalhamento direito, para os materiais SRJ e TAR, observa-se que o material de transição para alteração de rocha (TAR) apresenta picos acentuados de resistência em relação ao solo residual jovem (SRJ), demonstrando ser um solo mais compacto. Através das envoltórias de resistência foram calculados os ângulos de atrito iguais a 37º para o SRJ e 54º para o TAR, no estado submerso Ensaios em pasta de cimento e argamassa com fibras Os corpos-de-prova dos ensaios de compressão uniaxial e diametral em foram preparados através do corte dos tubos de PVC preenchidos em obra com argamassa reforçada com fibras de polipropileno e com pasta de cimento. O processo de corte dos corpos-de-prova constituiu nas seguintes etapas: corte das extremidades (100 mm) de cada lado dos tubos de PVC com o material para descarte, corte longitudinal das extremidades descartadas para visualização da conformação dos materiais, corte dos tubos nas alturas adotadas para os corpos-deprova (Figura 4.63 a), retirada dos moldes de PVC com a utilização de uma serra manual (Figura 4.63 b), faceamento dos corpos-de-prova através do polimento com pastilha diamantada (Figura 4.63 c) e verificação da perpendicularidade das faces em relação ao seu eixo longitudinal (Figura 4.63 d). Os cortes foram realizados por uma serra elétrica com sistema de molhagem com água. Foram preparados 8 corpos-de-prova com 100 mm de altura e 50 mm de diâmetro para os ensaios de compressão uniaxial e 28 corpos-de-prova com 25 mm de altura e 50 mm de diâmetro para os ensaios de compressão diametral. Magalhães (2005) também realizou os ensaios de compressão uniaxial e diametral em sua dissertação de mestrado, em corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa com fibras, que compunham seus grampos convencionais e não convencionais. Devido a problemas que inviabilizaram a utilização dos corpos-de-prova moldados em obra, uma nova moldagem em condições controladas em laboratório foi realizada pelo autor.

158 Figura 4.63 Preparação dos corpos-de-prova para os ensaios de laboratório: (a) corte dos tubos, (b) retirada dos moldes de PVC, (c) faceamento dos corpos-de-prova e (d) verificação da perpendicularidade das faces em relação ao eixo longitudinal. Ensaios de compressão uniaxial Os ensaios de compressão uniaxial obedeceram a Norma NBR 5739/07: Concretos Ensaios de compressão de corpos-de-prova cilíndricos. O ensaio teve como objetivo a determinação das cargas de ruptura (F máx ) e as resistências à compressão ( c ) dos corpos-de-prova moldados com pasta de cimento e argamassa com fibras, como também o módulo de elasticidade (E) para as duas misturas. Os ensaios foram realizados em uma prensa do Laboratório de Estruturas da COPPE/UFRJ, com sistema próprio de aquisição de dados, onde os valores da carga aplicada eram registrados, bem como os deslocamentos do pistão e os deslocamentos do corpo-de-prova através de dois medidores elétricos de deslocamento (LVDT) instalados diretamente na amostra (Figura 4.64).

159 Figura 4.64 Ensaio de compressão uniaxial com medidas diretas de deformação axial. A prensa utilizada é Shimadzu, modelo UH-F1000KNI. É uma maquina universal hidráulica servo-controlada com capacidade de 1000 kn (100 toneladas) automatizada (Figura 4.65 a e b). Figura 4.65 Equipamentos utilizados nos ensaios de laboratório: (a) prensa de 1000 kn e (b) caixa de comando para controle de carga.

160 As dimensões nominais dos corpos-de-prova para os ensaios de compressão uniaxial foram de 100 mm de altura e 50 mm de diâmetro, satisfazendo a relação H/D igual a 2,0. A taxa de carregamento adotada para a realização do ensaio em corpos-de-prova de pasta de cimento foi de 0,005 mm/min (0,1%/FS/min), a qual é costumeiramente empregada pelo laboratório. Contudo, a taxa de carregamento aplicada no ensaio realizado em corpos-de-prova de argamassa com fibras foi de 0,01 mm/min (0,2%/FS/min), tornando o ensaio mais rápido e permitindo o monitoramento do comportamento pré e pós-pico dos corpos-de-prova. No total foram executados 8 ensaios de compressão uniaxial com medida de módulo, sendo 3 corpos-de-prova de pasta de cimento (CUPC) e 5 corpos-de-prova de argamassa com fibras de polipropileno (CUAP). A Tabela 4.10 apresenta as características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão uniaxial. Tabela 4.10 Características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão uniaxial. CP D 1 (mm) D 2 (mm) H 1 (mm) H 2 (mm) D (mm) H (mm) H/D CUPC-1 47,20 47,30 103,20 103,15 47,25 103,18 2,18 CUPC-2 47,50 47,30 102,45 102,40 47,40 102,43 2,16 CUPC-3 47,00 47,35 103,00 103,10 47,18 103,05 2,18 CUAP-1 47,35 47,15 103,40 103,50 47,25 103,45 2,19 CUAP-2 47,40 47,20 103,70 103,50 47,30 103,60 2,19 CUAP-3 47,20 47,45 103,50 103,40 47,33 103,45 2,19 CUAP-4 47,20 47,50 102,85 102,95 47,35 102,90 2,17 CUAP-5 47,20 47,50 103,55 103,70 47,35 103,63 2,19 D 1,2 : diâmetros medidos; D: valor médio dos diâmetros medidos; H 1,2 : alturas medidas; e H: valor médio das alturas medidas. A Figura 4.66 apresenta os corpos-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com fibras após o ensaio de compressão uniaxial. Os corpos-de-prova de pasta de cimento ao romperem se fragmentavam. Entretanto, os corpos-de-prova de argamassa com fibras ao romperem não se fragmentavam, apenas apresentaram fissuras

161 no material compósito, apontando para a atuação das fibras de polipropileno, conforme estudado no Capitulo 3. Figura 4.66 Corpo-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com fibras após o ensaio de compressão uniaxial. Tabela 4.11 apresenta os resultados dos corpos-de-prova ensaiados à compressão uniaxial. Tabela 4.11 Resultados dos ensaios de compressão uniaxial. CP F máx (kn) c (MPa) E (GPa) CUPC-1 83,8 47,8 28,7 CUPC-2 92,6 52,5 21,0 CUPC-3 88,8 50,8 25,0 CUAP-1 51,6 29,4 19,7 CUAP-2 63,2 35,9 21,8 CUAP-3 57,3 32,6 18,5 CUAP-4 56,6 32,2 22,9 CUAP-5 58,9 33,4 19,8

162 A resistência à compressão dos corpos-de-prova de pasta de cimento variou de 46,8 a 52,5 MPa, com valor de cmédio de 50,4 MPa, desvio padrão amostral de 2,4 MPa e coeficiente de variação de 5%. Já resistência à compressão dos corpos-de-prova de argamassa com fibras variou de 29,4 a 35,9 MPa, com valor de cmédio de 32,7 MPa, desvio padrão amostral de 2,4 MPa e coeficiente de variação de 7%. Os resultados de resistência à compressão são superiores aos apresentados por Magalhães (2005) para pasta de cimento (10,70 MPa), com traço em peso de 1,0:0,65:0,006 (cimento, água e aditivo) e para a argamassa com fibras (18,70 MPa), com traço de 1,0:0,65:0,10:0,005:0,006 (cimento, água, areia, fibras e aditivo). Sendo também superiores aos apresentados por Patrício e Barros (2005), os quais ensaiaram argamassas de cimento, cal e areia, em duas diferentes proporções (1:1:6 e 1:2:9) com fibras de polipropileno de 5 mm de comprimento. Os resultados de resistência à compressão foram de 4,0 MPa e 2,1 MPa para os dois traços de argamassa empregados, com volume de fibras de 0,5%. Porém quando comparados com os valores resistência à compressão apresentados por Puertas et al. (2005), verifica-se que os valores oscilaram dependendo do tipo de cimento empregado em argamassas compostas por cimento e areia, com fibras de polipropileno de 12 mm de comprimento, em fração volumétrica de 0,5%. Utilizando cimento Portland com escória obtiveram 90,0 MPa, cimento Portland 48,2 MPa, cimento Portland com cinza volante 35,8 MPa e cimento Portland com escória e cinza volante 31,2 MPa de resistência à compressão. O módulo de elasticidade (E) foi obtido de acordo com a Norma NBR 8522/03: Determinação dos módulos estáticos de elasticidade e de deformação e da curva tensãodeformação. Os corpos-de-prova de pasta de cimento apresentaram módulo de elasticidade variando entre 21,0 e 28,7 GPa e valor médio igual a 24,9 GPa, desvio padrão amostral de 3,9 GPa e coeficiente de variação de 15%. O módulo de elasticidade dos corpos-deprova de argamassa com fibras variou de 18,5 a 22,9 Gpa, com E médio de 20,6 GPa, desvio padrão amostral de 1,8 GPa e coeficiente de variação de 9%. Figura 4.67 apresenta as curvas típicas de tensão-deformação geradas a partir da realização dos ensaios de compressão uniaxial em corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa com fibras.

163 Figura 4.67 Curvas tensão-deformação típicas dos ensaios de compressão uniaxial para corpos-de-prova de pasta de cimento (CUPC) e argamassa com fibras de polipropileno (CUAP). Na Figura 4.67 observa-se que os corpos-de-prova de pasta de cimento romperam de maneira brusca, com a fragmentação do mesmo, ao contrário dos corposde-prova de argamassa com fibras de polipropileno. Com o aparecimento da superfície de ruptura, ocorre um decréscimo da resistência do material compósito, após o pico no gráfico tensão-deformação. O material compósito apresenta resistência residual decrescente com o aumento da deformação. De acordo com a revisão bibliográfica realizada sobre materiais compósitos no Capítulo 3, as fibras promoveram a distribuição dos esforços internos pelo corpo-deprova, proporcionam a sustentação de resistência e aumentaram a sua capacidade de deformação, retardando o colapso, melhorando as propriedades pós-pico. Ensaios de compressão diametral Os ensaios de compressão diametral (Ensaio Brasileiro) foram realizados na mesma prensa utilizada para os ensaios de compressão uniaxial, no Laboratório de Estruturas da COPPE/UFRJ, seguindo as recomendações da Norma NBR 7222/94:

164 Argamassa e concreto Determinação da resistência a tração por compressão diametral de corpos-de-prova cilíndricos. O objetivo do ensaio foi a determinação das cargas de ruptura (F máx ) e as resistências à tração ( t,b ) dos corpos-de-prova moldados com pasta de cimento e argamassa com fibras. Os corpos-de-prova utilizados apresentavam dimensões nominais de 25 mm de altura e 50 mm de diâmetro, satisfazendo a relação H/D igual a 0,50. A taxa de carregamento dos ensaios de compressão diametral foi igual a 0,5 mm/min. Para se obter uma transferência uniformemente distribuída do carregamento ao longo da área lateral do corpo-de-prova foram utilizados mordentes curvos de aço (Figura 4.68). Figura 4.68 Ensaio de compressão diametral com uso de mordentes curvos de aço. No total foram executados 28 ensaios de compressão diametral, sendo 11 corpos-de-prova de pasta de cimento (CDPC) e 17 corpos-de-prova de argamassa com fibras de polipropileno (CDAP). A Tabela 4.12 apresenta as características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão diametral.

165 Tabela 4.12 Características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão diametral. CP D 1 (mm) D 2 (mm) H 1 (mm) H 2 (mm) D (mm) H (mm) H/D CDPC-1 47,35 47,35 25,55 25,50 47,35 25,53 0,54 CDPC-2 47,40 47,10 25,80 25,85 47,25 25,83 0,55 CDPC-3 47,50 47,40 25,30 25,60 47,45 25,45 0,54 CDPC-4 47,15 47,35 24,20 25,15 47,25 24,68 0,52 CDPC-5 47,15 47,40 24,30 24,40 47,28 24,35 0,52 CDPC-6 47,20 47,20 24,90 24,85 47,20 24,88 0,53 CDPC-7 47,10 47,40 25,50 25,35 47,25 25,43 0,54 CDPC-8 47,20 47,40 26,10 26,05 47,30 26,08 0,55 CDPC-9 47,20 47,40 25,50 25,70 47,30 25,60 0,54 CDPC-10 47,10 47,35 24,90 25,00 47,23 24,95 0,53 CDPC-11 47,15 47,20 25,60 25,65 47,18 25,63 0,54 CDAP-1 47,30 47,35 25,50 24,80 47,33 25,15 0,53 CDAP-2 47,50 47,30 25,30 25,35 47,40 25,33 0,53 CDAP-3 47,20 47,50 25,25 25,40 47,35 25,33 0,53 CDAP-4 47,40 47,35 25,60 25,50 47,38 25,55 0,54 CDAP-5 47,40 47,20 25,25 25,30 47,30 25,28 0,53 CDAP-6 47,30 47,40 25,40 25,45 47,35 25,43 0,54 CDAP-7 47,20 47,40 25,40 25,30 47,30 25,35 0,54 CDAP-8 47,35 47,25 25,35 25,60 47,30 25,48 0,54 CDAP-9 47,35 47,45 26,80 25,35 47,40 26,08 0,55 CDAP-10 47,40 47,20 25,45 25,50 47,30 25,48 0,54 CDAP-11 47,40 47,10 25,65 25,50 47,25 25,58 0,54 CDAP-12 47,10 47,40 25,30 25,25 47,25 25,28 0,53 CDAP-13 47,20 47,40 25,55 25,45 47,30 25,50 0,54 CDAP-14 47,20 47,15 25,55 25,55 47,18 25,55 0,54 CDAP-15 47,50 47,30 25,55 25,20 47,40 25,38 0,54 CDAP-16 47,35 47,00 25,60 25,70 47,18 25,65 0,54 CDAP-17 47,40 47,60 25,60 25,55 47,50 25,58 0,54 D 1,2 : diâmetros medidos; D: valor médio dos diâmetros medidos; H 1,2 : alturas medidas; e H: valor médio das alturas medidas. A Figura 4.69 apresenta os corpos-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com fibras após o ensaio de compressão diametral.

166 Figura 4.69 Corpo-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com fibras após ensaio de compressão diametral. Os corpos-de-prova de pasta de cimento ao romperem se partiam em duas partes, as quais apresentavam superfícies lisas. No entanto, os corpos-de-prova de argamassa com fibras ao romperem não se partiam, mas uma fissura marcante atravessava o material compósito. Nessa fissura, as fibras eram visíveis, costurando e restringindo a fragmentação do corpo-de-prova, além de distribuírem os esforços internos pelo corpode-prova e aumentarem a sua capacidade de deformação, conforme estudado no Capitulo 3. A Tabela 4.13 apresenta os resultados dos corpos-de-prova ensaiados à compressão diametral.

167 Tabela 4.13 Resultados dos ensaios de compressão diametral. CP F máx (kn) t,b (MPa) CDPC-1 5,7 3,0 CDPC-2 4,8 2,5 CDPC-3 8,1 4,3 CDPC-4 5,0 2,7 CDPC-5 5,2 2,9 CDPC-6 5,7 3,1 CDPC-7 5,4 2,9 CDPC-8 6,4 3,3 CDPC-9 4,8 2,5 CDPC-10 6,5 3,5 CDPC-11 6,5 3,4 CDAP-1 5,6 3,0 CDAP-2 5,8 3,1 CDAP-3 5,8 3,1 CDAP-4 5,7 3,0 CDAP-5 5,5 2,9 CDAP-6 7,7 4,1 CDAP-7 5,4 2,8 CDAP-8 4,3 2,3 CDAP-9 5,7 2,9 CDAP-10 4,5 2,4 CDAP-11 5,2 2,7 CDAP-12 5,3 2,8 CDAP-13 5,3 2,8 CDAP-14 6,2 3,3 CDAP-15 5,5 2,9 CDAP-16 4,5 2,4 CDAP-17 4,5 2,3 O valor médio da resistência à tração dos corpos-de-prova de pasta de cimento foi calculado desconsiderando os corpos-de-prova denominados CDPC-2, CDPC-3 e CDPC-9. A resistência à tração dos corpos-de-prova considerados variou de 2,7 a 3,5 MPa, com valor de t,bmédio de 3,1 MPa, desvio padrão amostral de 0,3 MPa e coeficiente de variação de 9%. O cálculo do valor médio da resistência à tração dos corpos-de-prova de argamassa com fibras foi calculado desconsiderando o corpo-de-prova denominado CDAP-6. A variação da resistência à tração dos corpos-de-prova considerados foi de

168 2,3 a 3,3 MPa, com valor de t,bmédio de 2,8 MPa, desvio padrão amostral de 0,3 MPa e coeficiente de variação de 10%. Os resultados de resistência à tração são superiores aos apresentados por Magalhães (2005) para pasta de cimento (0,89 MPa), com traço em peso de 1,0:0,65:0,006 (cimento, água e aditivo) e para a argamassa com fibras (1,36 MPa), com traço de 1,0:0,65:0,10:0,005:0,006 (cimento, água, areia, fibras e aditivo). Sendo também superiores aos apresentados por Patrício e Barros (2005), os quais ensaiaram argamassas de cimento, cal e areia, em duas diferentes proporções (1:1:6 e 1:2:9) com fibras de polipropileno de 5 mm de comprimento. Os resultados de resistência à tração foram de 0,34 MPa e 0,18 MPa para os dois traços de argamassa empregados, com volume de fibras de 0,5%. Do mesmo modo, os resultados de resistência à tração são superiores aos apresentados por Cortez (1999) para argamassa de cimento, cal e areia, reforçadas com teor de fibras de 500g/cm³ em três diferentes comprimentos, sendo igual a 0,35 MPa para fibras de 10 mm, 0,37 MPa para fibras de 20 mm e 0,44 MPa para fibras de 40 mm. Porém são inferiores aos apresentados por Puertas et al. (2005), os quais oscilaram dependendo do tipo de cimento empregado em argamassas compostas por cimento e areia, com fibras de polipropileno de 12 mm de comprimento, em fração volumétrica de 0,5%. Utilizando cimento Portland com escória obteveram 7,6 MPa, cimento Portland 7,5 MPa, cimento Portland com cinza volante 6,1 MPa e cimento Portland com escória e cinza volante 4,8 MPa de resistência à tração. Figura 4.70 apresenta as curvas carga-deslocamento do pistão típicas do ensaio de compressão diametral, para corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa com fibras de polipropileno.

169 Figura 4.70 Curvas típicas carga-deslocamento do pistão dos ensaios de compressão diametral para pasta de cimento (CDPC) e argamassa com fibras de polipropileno (CDAP). Na Figura 4.70 constata-se que os corpos-de-prova de pasta de cimento romperam de maneira brusca. Entretanto, os corpos-de-prova de argamassa com fibras não romperam de modo frágil. O material compósito apresentou resistência residual, indicando a influência das fibras na melhoria das condições pós-pico do corpo-de-prova, conforme abordado no Capítulo 3.

170 Capítulo 5 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS 5.1 Considerações iniciais Neste capítulo, inicialmente, são apresentadas algumas informações, as quais são relevantes para permitir a obtenção dos parâmetros de resistência dos grampos e distribuição dos carregamentos a partir dos ensaios de campo, bem como suas análises. Posteriormente, são expostos os resultados dos ensaios de campo, sendo eles: ensaios de arrancamento em grampos convencionais e ensaios de empurramento em grampos não convencionais. São apresentadas as curvas carga-deslocamento desses ensaios e são destacados aspectos de comportamento e problemas ocorridos durante a sua realização. Os valores de resistência (q s ) obtidos a partir dessas curvas são apresentados e discutidos, comparados entre si e com outros resultados presentes na literatura para grampos executados em solo residual jovem e em alteração de rocha gnaisse. Em seguida, são apresentadas e analisadas as curvas de distribuição de carga ao longo do comprimento dos grampos, obtidas a partir dos ensaios de campo, através do monitoramento com strain gages. As constatações apresentadas por outros autores, quanto à distribuição do carregamento em grampos instrumentados, são apresentadas e confrontadas com os resultados obtidos. Por fim, é realizada uma análise da exumação dos grampos convencionais e não convencionais. As observações de exumações realizadas por distintos autores são comparadas com as constatações provindas da exumação executada nesta pesquisa. 5.2 Informações relevantes Para permitir o processamento e as análises dos ensaios de campo é importante apresentar as características dos grampos convencionais e não convencionais, as calibrações dos equipamentos utilizados em campo e as equações utilizadas para os cálculos dos ensaios de campo.

171 Características dos grampos Os grampos convencionais atravessaram uma primeira camada de solo residual jovem e atingiram um material de transição para alteração de rocha gnáissica. Os grampos não convencionais foram executados integralmente em solo residual jovem de gnaisse. O comprimento e o diâmetro adotados para os cálculos dos grampos convencionais foram de 4,0 m e 0,10 m, iguais aos valores nominais de projeto, independente das variações observadas na exumação. O comprimento adotado para os cálculos dos grampos não convencionais foi o real, dado pela exumação dos mesmos, visto que todos foram retirados do talude e devidamente medidos. O diâmetro adotado foi de 0,10 m, sendo o diâmetro nominal de projeto, embora tenham sido constatadas variações localizadas durante a exumação. A Tabela 5.1 apresenta as características dos grampos convencionais (GC) e não convencionais (GP), as quais são relevantes para os cálculos da resistência dos grampos. Tabela 5.1 Características dos grampos convencionais e não convencionais. Grampo Diâmetro Comprimento Trecho Instrumentado Trecho nominal nominal injetado (strain gages) livre (m) D (m) (m) L a (m) GC-1 e GC-6 Não 0,10 4,00 1,00 3,00 GC-2 a GC-5 Sim 0,10 4,00 1,00 3,00 GP 1-1 Sim 0,10 1,00-1,10 GP 1-2 Sim 0,10 1,00-1,15 GP 2-1 Sim 0,10 2,00-2,00 GP 2-2 Sim 0,10 2,00-2,10 GP 2-3 Sim 0,10 2,00-2,20 GP 2-4 Sim 0,10 2,00-2,20 Calibrações As calibrações dos equipamentos utilizados em campo encontram-se no Anexo 1 desta dissertação. A Tabela 5.2 apresenta as equações provindas destas calibrações.

172 Tabela 5.2 Equações provindas das calibrações dos equipamentos. Equipamento Equação Conj. Macaco bomba 1000 kn (M) F M (kn) = ((Leitura M kgf/cm²). (133,0 cm²)). 0,0098 Conj. Macaco bomba 600 kn (M) F M (kn) = ((Leitura M kgf/cm²). (82,2 cm²)). 0,0098 Célula de carga (CC) Leitura CC (kn) = ((Leitura CC Volts). (33,57 kgf/volts)). 0,0098 LVDT 1 Leitura LVDT 1 (mm) = -10,321. (Leitura LVDT1 Volts) + 102,81 LVDT 2 Leitura LVDT 2 (mm) = -10,292. (Leitura LVDT2 Volts) + 101,89 Strain gage FS = 2,10 Os incrementos de carga fornecidos pelo conjunto macaco hidráulico-bombamanômetro, durante a realização dos ensaios de campo eram visualizados em kgf/cm² no manômetro acoplado à bomba. As calibrações da célula de carga e dos medidores elétricos de deslocamento (LVDT) foram realizadas no laboratório de estruturas da COPPE/UFRJ e apresentaram equações simples. O fator de sensibilidade (FS) dos strain gages utilizados foi fornecido pelo fabricante. Durante a execução de todos os ensaios de campo foram registradas, em uma planilha Excel, as leituras da célula de carga e dos medidores de deslocamento a cada incremento de carga do macaco hidráulico lido no manômetro da bomba. Esse procedimento foi adotado para permitir o acompanhamento das curvas cargadeslocamento de cada grampo convencional e não convencional, e também para assegurar o registro dos dados, visto que o programa do sistema de aquisição de dados só permitia a gravação após o termino do ensaio. Equações Os dados dos ensaios de campo encontravam-se em unidades voltagem. A partir das equações apresentadas na Tabela 5.3, as leituras da célula de carga, dos medidores elétricos de deslocamento (LVDT) e dos strain gages foram transformados em unidades de carga (kn), deslocamento (mm) e deformação, respectivamente.

173 Tabela 5.3 Processamento dos ensaios de campo. Equações utilizadas F (kn) = (Leitura CC Volts Leita CC inicial Volts). Fator CCkgf/Volts) Carga F M (KN) = (Leitura M kgf/cm². A M cm²) Sendo: A M a área da superfície de atuação do êmbolo do macaco de 1000 kn = 133,0 cm² A M a área da superfície de atuação do êmbolo do macaco de 600 kn = 82,2 cm² LVTD (mm) =Leit olts). Fator mm/volts) + (Constante mm) Deslocamento Média LVDT (mm) = Leitura LVDT 1mm) + Leit LVDT 2 mm) 2 Deslocamento (mm) = Média LVDT mm) Média LVDT inicial mm) Deslocamento (mm) = Desl mm) Desl inicialmm) = = (4. L) V exc + 2. L. FS 4. (Leit SG Volts Leit incial Volts) (Leit SG Volts Leit incial Volts. 2,10 Deformação Sendo: V exc a voltagem de excitação da Ponte de Wheatstone = 10 Volts FS o fator de sensibilidade do strain gage = 2,10 = E. Sendo: E GC o módulo de elasticidade da barra de aço = 210 GPa E GP o módulo de elasticidade da argamassa com fibras = 20,6 GPa A. Sendo: A GC a área da seção transversal da barra de aço = 804 mm² A GP a área da seção transversal do grampo com fibras = 7854 mm² 5.3 Resultados dos ensaios de arrancamento Os resultados dos ensaios de arrancamento dos grampos convencionais são aqui apresentados, bem como as observações e os problemas ocorridos durante a execução

174 dos mesmos. Na sequência, é realizada uma comparação com alguns outros ensaios de arrancamento disponíveis na literatura, quanto ao comportamento das curvas cargadeslocamento e valores de resistência ao arrancamento (q s ) de grampos em solo residual jovem e alteração de rocha gnáissica. Todos os grampos foram ensaiados com o conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro com capacidade de 1000 kn (100 toneladas) Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais Através das curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais observa-se que as cargas atingidas em todos os ensaios de arrancamento foram superiores a 464 kn, sendo mais elevadas que a carga de escoamento (400 kn) e de ruptura (440 kn) das barras de aço Gewi utilizadas na composição dos grampos convencionais. Os valores de carga de escoamento e de ruptura para tais barras foram obtidos do catálogo do fabricante e são apresentados juntamente com outras características no Capítulo 4. De acordo com as informações do fabricante, as barras teriam escoado e rompido durante a realização dos ensaios de arrancamento dos grampos convencionais. Porém as barras aço permaneceram integras e os grampos convencionais também, conforme verificado na exumação, indicando que a ruptura ocorreu por meio do arrancamento dos grampos no contato solo-grampo. Os ensaios de arrancamento dos grampos convencionais GC-1 e GC-2 forneceram resultados que possibilitaram a obtenção de curvas carga-deslocamento, com estágios de carregamento e descarregamento. As curvas carga-deslocamento com os valores lidos no manômetro do conjunto macaco-bomba-manômetro e pela célula de carga apresentaram o mesmo comportamento para os grampos convencionais GC-1 e GC-2. As Figuras 5.1 e 5.2 apresentam as curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais GC-1 e GC-2. São apresentadas as curvas carga-deslocamento fornecidas pelo manômetro do conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro e pela célula de carga.

175 (a) Carga medida pela célula de carga. (b) Carga medida pelo manômetro do conjunto macaco-bomba-manômetro. Figura 5.1 Curvas carga-deslocamento do GC-1.

176 (a) Carga medida pela célula de carga. (b) Carga medida pelo manômetro do conjunto macaco-bomba-manômetro. Figura 5.2 Curvas carga-deslocamento do GC-2. Durante a execução do ensaio de arrancamento do grampo convencional GC-3 houve queda de energia elétrica provinda da rede externa. Com isso, as leituras dos dados em arquivo de texto (.txt) não foram gravadas pelo sistema de aquisição de dados.

177 Sendo assim, os cálculos, do ensaio realizado para esse grampo, foram obtidos a partir de leituras pontuais das unidades de voltagem dos equipamentos instalados, a cada incremento de carga dado pelo conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro. Tais leituras foram digitadas em uma planilha Excel, durante a execução do ensaio. A Figura 5.3 apresenta a curva carga-deslocamento do grampo convencional GC-3, obtida através do ensaio de arrancamento. Figura 5.3 Curva carga-deslocamento do GC-3. O ensaio de arrancamento realizado no grampo convencional GC-4 não foi finalizado, devido à necessidade de interrupção, dado por um desnível na parede de concreto, o qual ocasionou a má fixação dos equipamentos. A barra de aço do grampo sofreu uma flexão no sentido de um vão existente na parede, vindo a causar interferência no resultado do ensaio do grampo. O ensaio foi interrompido com carga aplicada de 300 kn, pois a curva apresentou um comportamento fora do padrão, de 200 a 300 kn. Assim, foram utilizadas as leituras iniciais até 200 kn do ensaio e a curva carga-deslocamento foi extrapolada, com base no comportamento médio dos demais grampos, com a geração de uma linha de tendência polinomial ajustada à curva inicial do grampo G-4. A Figura 5.4 apresenta a curva carga-deslocamento do grampo convencional GC-4.

178 Figura 5.4 Curva carga-deslocamento do GC-4. Da mesma forma que para o GC-3, durante a execução do ensaio de arrancamento do grampo convencional GC-5 houve queda de energia elétrica provinda da rede externa. Com isso, as leituras dos dados em arquivo de texto (.txt) não foram gravadas pelo sistema de aquisição de dados. Sendo assim, os cálculos do ensaio realizado para esse grampo foram obtidos a partir de leituras pontuais das unidades de voltagem dos equipamentos instalados, a cada incremento de carga dado pelo conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro. Tais leituras foram digitadas em uma planilha Excel, durante a execução do ensaio. A Figura 5.5 apresenta a curva cargadeslocamento do grampo convencional GC-5. Após a realização do ensaio no grampo convencional GC-6 foi constatado que a célula de carga apresentou problemas durante a realização do ensaio e não registrou a incorporação de carga dada pelo macaco hidráulico. Sendo assim, a curva cargadeslocamento, apresentada para esse grampo foi realizada com as leituras registradas dos medidores de deslocamento para cada incremento de carga lido no manômetro conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro. A Figura 4.6 apresenta a curva cargadeslocamento do grampo convencional GC-6.

179 Figura 5.5 Curva carga-deslocamento do GC-5. Figura 5.6 Curva carga-deslocamento do GC-6. As curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais apresentam um comportamento típico, com modo de ruptura dúctil, como mostra a Figura 5.7.

180 Figura 5.7 Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais (GC). Na Figura 5.7 é possível perceber que todas as curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais podem ser divididas em três regiões bem definidas: (i) a primeira região é aproximadamente retilínea, a qual pode estar associada à mobilização de resistência por adesão do grampo ao solo; (ii) a segunda região é curva e corresponde a perda progressiva da adesão e mobilização de resistência por atrito ou embricamento mecânico; e (iii) a terceira região pode representar a resistência por cisalhamento do grampo. Apenas os grampos GC-1 e GC-2 apresentam uma quarta região, a qual se refere ao descarregamento do grampo após atingida a resistência máxima. A Figura 5.8 apresenta uma curva típica de carga-deslocamento, com as quatro regiões identificadas, correspondente ao grampo GC-1.

181 Figura 5.8 Regiões típicas da curva carga-deslocamento do GC-1. O modo de ruptura dúctil também foi constatado por Magalhães (2005) e Leite (2007). Cada autor realizou dois ensaios de arrancamento em grampos convencionais, obtendo as curvas carga-deslocamento. Contudo, Proto Silva (2005) ao realizar oito ensaios de arrancamento de grampos, obteve sete curvas carga-deslocamento com modo de ruptura frágil (pico) e um ensaio não finalizado, pois a carga aplicada alcançou valores próximos do limite de trabalho da célula de carga. Igualmente, França (2007) ao realizar quatorze ensaios de arrancamento de grampos executados em laboratório obteve curvas carga-deslocamento com modo de ruptura frágil (pico) para todos os grampos ensaiados. Entretanto, Springer (2006) ao ensaiar vinte e cinco grampos convencionais ao arrancamento verificou que alguns grampos apresentaram curvas carga-deslocamento, com a presença de três a quatro retas bem definidas, e com modo de ruptura dúctil. Outros grampos apresentaram ruptura brusca, caracterizada como frágil. Alguns ensaios foram interrompidos por excesso de deslocamento e outros para evitar danos à célula de carga, dado pelo seu limite de utilização. Feijó (2007) ao executar vinte ensaios de arrancamento em grampos convencionais, constatou também que alguns grampos apresentaram curvas com modo de ruptura dúctil, e outros com modo de ruptura frágil (pico).

182 Do mesmo modo, Silva et al. (2010) ao ensaiarem dezoito grampos convencionais ao arrancamento, constataram que alguns grampos apresentaram curvas carga-deslocamento com modo de ruptura dúctil, e outros com modo de ruptura frágil (pico) Resistência ao arrancamento dos grampos convencionais A resistência ao arrancamento (q s ) dos grampos convencionais (GC-1, GC-2, GC-3, GC-4, GC-5 e GC-6) foi determinada com o valor da força máxima (F máx ) de cada ensaio, do diâmetro do grampo (D) e do comprimento ancorado ou trecho injetado (L a ), conforme Equação 2.1 apresentada no Capítulo 2. A Tabela 5.4 resume os resultados dos ensaios de arrancamento para os seis grampos convencionais. Os valores de força máxima dos seis grampos convencionais foram determinados a partir das curvas carga-deslocamento, com as leituras de carga lidas no manômetro do conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro. Para os grampos GC-1 e GC-2, as curvas carga-deslocamento, com as leituras fornecidas pela célula de carga, foram utilizadas para a definição dos deslocamentos relativos ao início do trecho em que esses grampos não incorporaram mais carga considerável. Com esses deslocamentos foram obtidas as forças máximas nas curvas carga-deslocamento, com as leituras de carga lidas no manômetro do conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro. Para os grampos GC-3, GC-4, GC-5 e GC-6 o valor da força máxima foi obtido no trecho da curva-deslocamento quando os mesmos deslocavam-se sem que houvesse um incremento de carga considerável medida pelo manômetro do conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro. Tabela 5.4 Resultados dos ensaios de arrancamento em grampos convencionais. Grampo convencional F máx Desl. (kn) (mm) (kpa) Ruptura q s Modo de GC ,4 507 Dúctil GC ,1 534 Dúctil GC ,9 520 Dúctil GC ,2 509 Dúctil GC ,9 493 Dúctil GC ,6 534 Dúctil

183 A Figura 5.9 apresenta um histograma de valores de resistência ao arrancamento dos grampos convencionais. Figura 5.9 Resistência ao arrancamento dos grampos convencionais. A partir dos resultados dos ensaios de arrancamento, para os grampos convencionais, verifica-se que os valores de resistência (q s ) variaram de 493 a 534 kpa, com valor de q smédio de 516 kpa, desvio padrão amostral de 16 kpa e coeficiente de variação de 3%. Os valores de resistência (q s ) para os grampos convencionais foram comparados com outros valores da literatura nacional, executados em diferentes locais, com presença de solos classificados como residual jovem e rocha alterada de gnaisse. A Tabela 5.5 resume os resultados dos ensaios de arrancamento de Ortigão et al. (1992), Azambuja et al. (2001), Soares e Gomes (2003), Proto Silva (2005), Magalhães (2005), Springer (2006), Feijó (2007) e Silva et al. (2010).

184 Tabela 5.5 Resultados dos ensaios de arrancamento de Ortigão et al. (1992), Azambuja et al. (2001), Soares e Gomes (2003), Proto Silva (2005), Magalhães (2005), Springer (2006), Feijó (2007) e Silva et al. (2010). Autoria Grampo Solo F máx (kn) Desl. (mm) q s (kpa) Ortigão et al. (1992) Azambuja et al. (2001) Soares e Gomes (2003) Proto Silva (2005) Magalhães (2005) Springer (2006) G SR G arenoso G G1-6, G2-7, G3 SR - 15, G4 paragnaisse - 9, G5-5, G6-10, G G G3 SR G4 silte arenoso G G G1 SR argila arenosa G2 117,4-166 G3 150,4-216 G4 168,2-249 SR G5 190,1-269 areia argilosa G6 198,3-280 G7 182,8-258 G8 185,6-263 GC 11 SRM-SRJ ,8 123 GC 21 SRJ ,6 250 FV FV M SRJ M M M M AR M

185 Feijó (2007) Silva et al. (2010) G1 e G SR G3 e G silte arenoso de G5 e G alta plasticidade G7 e G G9 e G G11 e G SR G13 e G areia siltosa sem G15 e G plasticidade G17 e G G19 e G G ,2 153 G ,7 212 G ,5 169 G ,8 174 AR G ,4 206 silte arenoso G ,6 160 G ,8 156 G ,4 177 G ,8 173 Ortigão et al. (1992) ao executarem três ensaios de arrancamento em grampos, instalados em solo residual arenoso (SR), em uma encosta localizada no Morro da Formiga, RJ, encontraram valores de q s ligeiramente superiores a 250 kpa, sendo esse o valor adotado para projeto. Todos os grampos apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 20 o. Azambuja et al. (2001) ao realizarem seis ensaios de arrancamento, em solo residual de paragnaisse (SRP), em pontos com cotas distintas, em um sistema de contenção em solo grampeado na cidade de Porto Alegre, RS, obtiveram os valores de q s listados na Tabela 5.5. Todos os grampos ensaiados apresentavam trecho livre e trecho injetado, porém seus comprimentos não foram divulgados no artigo. As barras de aço utilizadas para os grampos ensaiados apresentavam menor comprimento do que as utilizadas na obra, com inclinação de 11 o (5h:1v). Soares e Gomes (2003), em ensaios de arrancamento de seis grampos situados em solo residual silto-arenoso (SR), em um talude rodoviário localizado a montante da Usina Nuclear de Angra dos Reis, RJ, obtiveram os valores de q s apresentados na Tabela 5.5. Os grampos G1 a G4 apresentavam trecho livre de 3,0 m e trecho injetado

186 de 3,0 m, e os grampos G5 e G6 apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 5,0 m, todos com inclinação de 25 o. Proto Silva (2005) ao realizar oito ensaios de arrancamento de grampos em quatro cotas distintas de um talude de solo residual de gnaisse (SR), sendo os grampos G1 e G2 situados na cota 35,0 m, em solo residual argilo-arenoso, os grampos G3 e G4 situados na cota 27,0 m, os grampos G5 e G6 situados na cota 21,0 m e os grampos G7 e G8 situados na cota 17,5 m, todos em solo residual areno-argiloso, na cidade de Niterói, RJ, obteve os valores de q s apresentados na Tabela 5.5. Todos os grampos apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 11 o. Magalhães (2005) ensaiou dois grampos convencionais ao arrancamento, em duas cotas diferentes de um talude, sendo o grampo GC11 em transição de solo residual maduro para jovem (SRM-SRJ) e o grampo GC21 em solo residual jovem de gnaisse (SRJ), na mesma obra de Proto Silva (2005) em Niterói, RJ, obtendo os valores de q s dispostos na Tabela 5.5. Os grampos apresentavam trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, com inclinação de 10 o. Springer (2006), ao realizar ensaios de arrancamento em grampos convencionais, situados em solo residual jovem de gnaisse (SRJ) e em alteração de rocha de gnaisse (AR), na cidade de Niterói, RJ, chegou aos valores de q s apresentados na Tabela 5.5. Os resultados dos ensaios nos grampos FV-02 e FV-03, em SRJ, foram muito parecidos, as curvas carga-deslocamento foram praticamente coincidentes e as cargas de ruptura muito próximas. Os grampos M1-15 a M1-18 também em SRJ apresentam resultados semelhantes entre si. Os grampos M1-19 e M1-20 apresentaram praticamente os mesmos resultados, as curvas carga-deslocamento foram coincidentes e as cargas de ruptura muito próximas, sendo estes em alteração de rocha gnaisse (AR). Todos os grampos apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 10 o. Feijó (2007) executou vinte ensaios de arrancamento em grampos convencionais situados em solo residual gnáissico não saturado (SR), no Rio de Janeiro. Os grampos G1 a G8 encontravam-se em um solo caracterizado como biotita-gnaisse, em Jacarepaguá, sendo os G1 a G4 situados na cota -1,0 m e os grampos G5 a G8 situados na cota -2,0 m. Os grampos G9 a G20 encontravam-se em gnaisse-leptinítico, sendo os grampos G9 a G12 situados na cota -5,0 m, os grampos G13 a G16 situados na cota -10,0 m e os grampos G17 a G20 situados na cota -15,0 m, todos em Laranjeiras. Os valores de q smédio obtidos são apresentados na Tabela 5.5. Os grampos apresentavam

187 trecho livre de 2,0 m e trecho injetado de 3,0 e 6,0 m, com inclinação de 15 o. Os mesmos foram posicionados mantendo-se uma distância mínima horizontal de 2,0 m entre si. Silva et al. (2010) realizaram nove ensaios de arrancamento em grampos situados em um perfil de alteração de gnaisse (AR), na linha L5 e cota -5,0 m, descrito como sendo um solo silto-arenoso, amarelo e cinza claro, em uma obra em Osasco, SP. Os valores de qs são apresentados na Tabela 5.5. Todos os grampos foram executados com trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 10o e diferentes metodologias executivas, variando-se o número de injeções (0, 1, 2 e 3) após a execução da bainha (preenchimento da cavidade escavada). Os resultados dos ensaios de arrancamento desta pesquisa forneceram valores de resistência ao arrancamento (qs) superiores aos apresentados na literatura para solos com denominação semelhante, mas com características distintas. Os elevados valores de resistência, com q smédio de 516 kpa, justificam-se devido ao material do talude, composto por: (i) um solo muito resistente e pouco intemperizado, com a foliação da rocha preservada, denominado por solo residual jovem de gnaisse, nos primeiros 3,0 m da face do talude; e (ii) um material de transição para alteração de rocha gnaisse, a partir de 3,0 m da face do talude. Ambos os materiais apresentaram altos valores de ângulo de atrito (=37 o e =54 o ) e coesão próxima de zero, conforme os resultados obtidos através dos ensaios de laboratório. A variação dos valores de q s encontrados para os grampos convencionais, de 493 a 534 kpa, deve-se a heterogeneidade do solo que compõe o talude, visivelmente constatada durante a exumação pela diferença de coloração. O grampo convencional GC-5 foi o que apresentou o menor valor de resistência, igual a 493 kpa. A exumação desse grampo não justificou o menor valor de q s, pois não foi perceptível uma alteração relevante no grampo e no solo. Todos os contatos solo-grampo mostraram adesão perfeita, com excelente ligação da pasta de cimento com o solo circundante, corroborada pela exumação dos grampos. A exumação também confirmou que as barras de aço dos grampos convencionais não escoaram nem romperam, evidenciando que o arrancamento dos grampos se deu no contato solo-grampo.

188 A qualidade da adesão solo-grampo e a elevada resistência do solo residual jovem e de transição são responsáveis pelos altos valores de resistência ao arrancamento. 5.4 Resultados dos ensaios de empurramento Os resultados dos ensaios de empurramento realizados em grampos não convencionais são aqui apresentados, bem como as observações e os problemas ocorridos durante a execução dos mesmos. Na sequência, é realizada uma comparação com outros valores de resistência ao arrancamento (q s ) obtidos através de ensaios de arrancamento realizados em grampos com fibras de polipropileno. O ensaio de empurramento buscou refletir os mesmos princípios do ensaio de arrancamento, tendo uma das extremidades livre no interior do talude e outra na face, onde as solicitações são impostas. Adotou-se como hipótese básica que a solicitação por empurramento é capaz de oferecer uma resistência ao cisalhamento do grampo em contato com o solo igual à resistência ao arrancamento (q s ), determinada pelo ensaio padrão de arrancamento de grampos, conforme Capítulo 2. Assim, a resistência obtida com o ensaio de empurramento por meio da compressão aplicada na cabeça dos grampos com fibras de polipropileno é considerada a resistência de interface solo-grampo, denominada de resistência ao arrancamento (q s ). Como resultados dos ensaios de empurramento foram obtidas as resistências ao arrancamento (qs) dos grampos não convencionais e a distribuição do carregamento ao longo do comprimento dos grampos Curvas carga-deslocamento dos grampos não convencionais Os grampos não convencionais GP 2-1, GP 1-1 e GP 2-2 foram ensaiados com o conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro com capacidade de 600 kn (60 toneladas). Já os grampos não convencionais GP 2-3, GP 1-2 e GP 2-4 foram ensaiados com o conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro com capacidade de 1000 kn (100 toneladas). A troca de equipamento foi devida à disponibilidade do mesmo na obra. Após a realização de todos os ensaios de empurramento foi constatado que a célula de carga apresentou um comportamento anômalo durante a realização dos

189 mesmos e suas leituras foram descartadas. Sendo assim, as curvas carga-deslocamento consideradas foram as realizadas com as leituras registradas dos medidores de deslocamento a cada incremento de carga monitorado no manômetro do conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro. As Figuras 5.10 e 5.11 apresentam as curvas carga-deslocamento dos grampos com fibras de polipropileno de 1,0 m de comprimento nominal, obtidas através dos ensaios de empurramento. Figura 5.10 Curva carga-deslocamento do GP 1-1.

190 Figura 5.11 Curva carga-deslocamento do GP 1-2. As Figuras 5.12 a 5.15 apresentam as curvas carga-deslocamento dos grampos com fibras de polipropileno de 2,0 m de comprimento nominal, obtidas através dos ensaios de empurramento. Figura 5.12 Curva carga-deslocamento do GP 2-1.

191 Figura 5.13 Curva carga-deslocamento do GP 2-2. Figura 5.14 Curva carga-deslocamento do GP 2-3.

192 Figura 5.15 Curva carga-deslocamento do GP 2-4. Todas as curvas carga-deslocamento dos grampos com fibras de polipropileno, de 1,0 e 2,0 m de comprimento, apresentaram comportamento semelhante, com modo de ruptura dúctil, como mostra a Figura Figura 5.16 Curvas carga-deslocamento dos grampos com fibras de polipropileno.

193 Percebe-se que as curvas carga-deslocamento dos grampos não convencionais apresentam duas regiões distintas: (i) a primeira região é caracterizada pelo trecho crescente do gráfico carga-deslocamento; e (ii) a segunda região é marcada pelos deslocamentos crescentes sem a incorporação de carga. A Figura 5.17 apresenta uma curva típica de carga-deslocamento, com as duas regiões identificadas, correspondente ao grampo GP 2-4. Figura 5.17 Regiões típicas da curva carga-deslocamento do GP Resistência ao arrancamento dos grampos não convencionais A resistência ao arrancamento (q s ) dos grampos com fibras de polipropileno foi determinada a partir da força máxima (F máx ) obtida em cada ensaio, além do diâmetro do grampo (D) e do comprimento ancorado ou trecho injetado (L a ). A Tabela 5.6 resume os resultados dos ensaios de empurramento para os seis grampos não convencionais. Os valores de força máxima (F máx ) dos seis grampos não convencionais foram retirados das curvas carga-deslocamento, considerando o início do trecho da curva em que não havia incorporação de carga com o acréscimo do deslocamento.

194 Tabela 5.6 Resultados dos ensaios de empurramento em grampos não convencionais. Grampo não F máx Desl. q s Modo de convencional (kn) (mm) (kpa) Ruptura GP ,6 475 Dúctil GP ,2 397 Dúctil GP ,4 330 Dúctil GP ,1 140 Dúctil GP ,2 268 Dúctil GP ,5 289 Dúctil A Figura 5.18 apresenta um histograma de valores de resistência ao arrancamento dos grampos não convencionais. Figura 5.18 Resistência ao arrancamento dos grampos não convencionais. A partir dos resultados dos ensaios de empurramento, para os grampos não convencionais, verifica-se que os valores de q s variaram de 140 a 475 kpa. No cálculo do valor de q smédio foram desconsiderados os valores extremos, obtidos para os grampos GP 2-1 (475 kpa) e GP 2-3 (140 kpa). O valor de q smédio foi igual a 321 kpa, com desvio padrão amostral de 57 kpa e coeficiente de variação de 18%.

195 O grampo não convencional GP 2-1 apresentou o maior valor de q s, igual a 475 kpa. Esse resultado é questionável em função do valor muito elevado. Provavelmente, o ensaio sofre a influência dos equipamentos destinados ao empurramento do grampo, como por exemplo a má fixação de uma porca, a qual pode ter sido ensaiada ao entrar em uma placa durante a realização do ensaio. Com a exumação não foi possível verificar a presença de solo envolvendo o grampo com características pontuais relevantes e/ou o grampo com alterações acentuadas que justificassem o alto valor de q s obtido para esse grampo. Já o grampo não convencional GP 2-3 apresentou o menor valor de q s, igual a 140 kpa. Esse resultado não foi corroborado pela exumação, pois não foi perceptível uma anomalia neste grampo. Também não foi observada qualquer alteração no material do talude nesta região. Os grampos GP 2-3 e GC-5 estavam distantes 0,60 m de eixo a eixo e o grampo convencional GC-5 também apresentou o menor valor de resistência entre os grampos convencionais, igual a 493 kpa. Os valores de resistência ao arrancamento (q s ) obtidos através dos ensaios de empurramento realizados nos grampos com fibras de polipropileno (GP) somente podem ser comparados com os resultados de outros dois autores: Magalhães (2005) e Leite (2007), os quais ensaiaram ao arrancamento grampos com fibras de polipropileno, em diferentes locais, obtendo os valores de resistência ao arrancamento (q s ). Magalhães (2005) realizou dez ensaios de arrancamento em grampos não convencionais, situados em duas cotas diferentes de um talude no município de Niterói, RJ. A bateria 1 foi composta por cinco ensaios executados em transição de solo residual maduro para jovem (SRM-SRJ), e a bateria 2 por cinco ensaios em solo residual jovem de gnaisse (SRJ), caracterizado como um silte areno argiloso. Os valores de resistência ao arrancamento (q s ) obtidos são apresentados na Tabela 5.7, calculados através de duas hipóteses consideradas pelo autor. A Hipótese 1 admite que a resistência por atrito distribui-se de maneira uniforme ao longo de todo o comprimento do grampo, exceto ao longo do trecho livre, onde a barra de aço não possui qualquer contato com a nata de cimento circundante. A distribuição da força de tração ao longo do grampo é triangular, com valor máximo próximo à cabeça do grampo e nulo na extremidade final do mesmo. Na Hipótese 2 calcula-se a parcela do trecho injetado sem barra para resistir à carga de arrancamento nos grampos com fibras de polipropileno, descontando-se a contribuição de carga resistida pelo trecho injetado com barra de aço, adotada igual à do grampo

196 convencional. Os grampos apresentavam trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, sendo 1,0 m com barra de 22 mm e 2,5 m sem barra, com inclinação de 10 o. Leite (2007) ensaiou seis grampos não convencionais ao arrancamento, situados em solo residual maduro de gnaisse (SRM), no município de Duque de Caixas, RJ, chegando aos valores de resistência ao arrancamento (q s ) dispostos na Tabela 5.7, calculados através de três hipóteses consideradas pela autora. As Hipóteses 1 e 2 são as mesmas de Magalhães (2005). A Hipótese 3 considera a distribuição do carregamento somente ao longo do trecho fissurado dos grampos. Três grampos apresentavam barra de 10 mm, trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, e três grampos apresentavam trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, sendo 0,5 m com barra de 22 mm e 3,0 m sem barra, todos com inclinação de 15 o. Tabela 5.7 Resultados dos ensaios de arrancamento de grampos com fibras de polipropileno de Magalhães (2005) e Leite (2007). Autoria Grampo Solo P11 F máx Desl. q s Hip. 1 q s Hip. 2 q s Hip. 3 (kn) (mm) (kpa) (kpa) (kpa) 56 53, P , P13 SRM-SRJ 46 70, P , Magalhães (2005) P15 P ,1 72, P , P23 SRJ , P , P , GP , GP Leite GP SRM (2007) GP , GP , GP , Os resultados dos ensaios realizados nos grampos não convencionais apresentam valores de q s superiores aos de Magalhães (2005) e Leite (2007). Ressalta-se que os

197 ensaios realizados por esses autores foram executados com metodologia e solos distintos da efetuada nesta dissertação. Os altos valores de resistência ao arrancamento, com q smédio de 321 kpa, para os grampos com fibras de polipropileno justificam-se devido ao material constituinte do talude em que os grampos foram executados. É um solo muito resistente e pouco intemperizado, denominado de solo residual jovem de gnaisse. Todos os grampos não convencionais foram executados nesse material, o qual apresenta ângulo de atrito elevado ( = 37 o ) e coesão próxima de zero, obtidos através dos ensaios de laboratório. A diferença dos valores de q s encontrados para os grampos não convencionais, deve-se, mais uma vez, a heterogeneidade do solo, visivelmente constatada pela diferença de coloração averiguada durante a exumação dos grampos. Todos os grampos de polipropileno apresentaram um excelente contato sologrampo, com adesão perfeita do grampo ao solo circundante, constatada pela exumação, justificando os elevados valores de resistência ao arrancamento (q s ). 5.5 Resistência dos grampos convencionais e não convencionais O objetivo da realização dos ensaios de arrancamento e empurramento foi a determinação dos valores de resistência ao arrancamento (q s ) dos grampos convencionais e não convencionais a partir das curvas carga-deslocamento. A Figura 5.19 apresenta as curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais (GC) e dos grampos com fibras de polipropileno (GP). Através delas obteve-se a rigidez média dos grampos convencionais (k GCmédio ) de 28,5 kn/mm e a rigidez média dos grampos com fibras de polipropileno (k GPmédio ) de 4,9 kn/mm. A resistência ao arrancamento média (q smédio ) obtida para os grampos convencionais foi de 516 kpa e para os grampos não convencionais foi de 321 kpa. A Figura 5.20 apresenta um histograma de valores de q smédio dos grampos convencionais e não convencionais. Confrontando os resultados obtidos de q smédio para os grampos convencionais com os de grampos não convencionais, verifica-se que os grampos com fibras de polipropileno apresentaram valores de resistência ao arrancamento média (q smédio ) na ordem de 62% dos obtidos para os grampos convencionais.

198 Figura 5.19 Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais e não convencionais. Figura 5.20 Resistência ao arrancamento média dos grampos convencionais (GC) e não convencionais (GP).

199 Esse resultado fortalece as conclusões de Magalhães (2005), o qual apontou que seus grampos não convencionais (com as mesmas fibras de polipropileno desta pesquisa) apresentaram cerca de 50% da resistência ao arrancamento obtida para seus grampos convencionais. Por sua vez, Leite (2007) concluiu que a resistência ao arrancamento de seus grampos com as mesmas fibras de polipropileno foi 60% da resistência obtida para seus grampos convencionais. 5.6 Resultados da instrumentação dos grampos Quatro dos grampos convencionais e os seis grampos não convencionais foram instrumentados com strain gages para que, durante o ensaio de arrancamento nos grampos convencionais e o ensaio de empurramento nos grampos não convencionais, fosse possível verificar a distribuição do carregamento ao longo dos grampos, a partir das deformações dos extensômetros elétricos Distribuição do carregamento ao longo dos grampos convencionais Os grampos convencionais instrumentados foram os GC-2, GC-3, GC-4 e GC-5. A instrumentação contou com seis strain gages distribuídos ao longo do trecho injetado. A denominação adotada foi SG-01, SG-02, SG-03, SG-04, SG-05 e SG-06. O espaçamento entre os strain gages foi de 0,5 m, sendo o primeiro (SG-01) fixado a 0,5 m do término do trecho livre, conforme ilustrado no Capítulo 4. Algumas dificuldades ocorreram e impossibilitaram o registro das deformações dos strain gages durante a realização dos ensaios de arrancamento. Nos grampos GC-3 e GC-5 houve queda de energia elétrica provinda da rede externa. Sendo assim, esses grampos não possuem os gráficos de distribuição do carregamento ao longo dos mesmos, pois não houve o registro das leituras dos medidores de deformação. Igualmente, os grampos GC-2 e GC-4 não apresentaram gráficos de distribuição do carregamento ao longo dos mesmos, porque após a realização dos ensaios, constatou-se que as leituras dos strain gages apresentaram problemas, com valores sem coerência. Alguns autores da literatura nacional, que instrumentaram e ensaiaram ao arrancamento seus grampos convencionais, obtiveram distribuições do carregamento de

200 forma decrescente, partindo da cabeça do grampo em direção a extremidade oposta, como exemplifica a Figura Figura 5.21 Distribuição típica de carga ao longo do grampo (SPRINGER, 2006). Proto Silva (2005) ensaiou quatro grampos instrumentados com extensômetros elétricos (strain gages) ao longo das barras de aço. Cada grampo foi instrumentado com cinco strain gages ao longo do trecho injetado. Todos os grampos apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 11 o. Os ensaios foram realizados em cotas distintas de um talude de solo residual de gnaisse, em Niterói, RJ. Através da análise do comportamento de grampos convencionais em ensaios de arrancamento, verificou-se que a distribuição do carregamento é do tipo triangular. As deformações são maiores nas seções próximas à cabeça do grampo, ou seja, na região de aplicação da carga de ensaio. Nas seções seguintes observa-se que as deformações diminuem até se anularem junto à extremidade do grampo. Isso se deve à transferência de carga por atrito do grampo para o solo circundante. Springer (2006) realizou quatorze ensaios de arrancamento em grampos convencionais instrumentados com extensômetros elétricos (strain gages) ao longo das barras de aço. Cada grampo foi instrumentado com cinco strain gages ao longo do trecho injetado. Todos os grampos apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado

201 de 3,0 m, com inclinação de 10 o. Os ensaios foram realizados na cidade de Niterói, RJ. Com o monitoramento das deformações ao longo do grampo foi possível a obtenção das curvas de distribuição de carga no grampo. Notou-se que dois grampos apresentaram uma mudança de padrão das deformações para cargas superiores à 100 kn, e com a exumação foi constatado que a mobilização de resistência ocorreu no contato barra-nata, diferentemente do arrancamento que ocorre no contato grampo-solo. Uma característica comum desses grampos é a de não apresentar distribuição triangular (decrescente da cabeça em à ponta do grampo), além da tendência de estabilização da carga ao longo do comprimento do grampo, principalmente para os três primeiros strain gages, para etapas próximas à ruptura do ensaio. Dois grampos foram executados em uma área com a presença de um cupinzeiro, tornando os ensaios desses grampos bem particulares, e com comportamento diverso. Em ambos a distribuição de carga ao longo do comprimento do grampo, não foi linear, porém decrescente da cabeça em direção à extremidade oposta. Os demais grampos ensaiados apresentaram curvas de distribuição de carga ao longo do comprimento com mobilização de resistência progressiva, de forma triangular, até a extremidade de 4,0 m, sendo resultados típicos de ensaios com mobilização da resistência no contato grampo-solo. Springer (2006) também relata alguns problemas enfrentados com os medidores de deformação, devido tanto ao mau funcionamento do mesmo, como também a inadequação do fator de calibração adotado em relação à real área usinada da barra para fixação do strain gage. O mau funcionamento de um strain gage em alguns casos afetou os strain gages adjacentes, pois pertenciam ao mesmo circuito elétrico que alimentava as pontes de Wheatstone. Feijó (2007) ensaiou oito grampos convencionais instrumentados, os quais apresentavam trecho livre de 2,0 m e trecho injetado de 3,0 e 6,0 m, com inclinação de 15 o, sendo quatro grampos com cada comprimento. Os grampos foram instrumentados com extensômetros elétricos (strain gages) ao longo do trecho injetado de cada grampo, sendo posicionados a uma distância mínima horizontal de 2,0 m entre si. Os ensaios foram realizados no Rio de Janeiro e os resultados obtidos foram representados na

202 forma normalizada, com as deformações divididas pela resistência ao arrancamento (q s ), para as condições de ruptura e 50% da ruptura. Não houve diferenças significativas das curvas normalizadas dos grampos de 3,0 m para os de 6,0 m de comprimento. Observou-se que, para um mesmo ponto ensaiado, uma única curva poderia representar os resultados, independente do nível de solicitação (100% ou 50% da carga de ruptura), e que as deformações decrescem de forma linear ao longo do comprimento do grampo. A variação linear de carga indica que as tensões cisalhantes no contato solo-calda de cimento permanecem constantes ao longo de todo o grampo. Assim, considerando-se um mesmo tipo de solo, os resultados de q s obtidos para grampos de 3,0 m podem ser extrapolados, de modo linear, para grampos de 6,0 m. França (2007) realizou três ensaios de arrancamento em grampos (protótipos), instrumentados com quatro extensômetros elétricos (strain gages) ao longo do trecho injetado de cada grampo, sendo todos executados em laboratório. Com a instrumentação foi possível verificar a distribuição das forças nos grampos ao longo do ensaio. Os grampos instrumentados apresentaram comportamentos semelhantes com relação à mobilização das forças de arrancamento, sendo máxima a força na cabeça do grampo com redução dos valores ao longo do mesmo. Com os acréscimos de carregamento, um comprimento maior do grampo era solicitado, sendo quase todo o grampo solicitado para as cargas próximas a ruptura. Silva et al. (2010) realizaram dezoito ensaios de arrancamento em grampos, onde todos foram instrumentados com quatro extensômetros elétricos (strain gages) ao longo do trecho injetado. Todos os grampos foram executados com trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 10 o, e diferentes metodologias executivas, variando-se o número de injeções (0, 1, 2 e 3) após a execução da bainha (preenchimento da cavidade escavada). Os ensaios foram realizados em uma obra em Osasco, SP. A instrumentação possibilitou a verificação da distribuição dos carregamentos durante a realização do ensaio, tornando os resultados mais confiáveis e precisos. Os grampos obtiveram comportamentos similares, apresentando curvas de distribuição dos carregamentos típicas, para quatro níveis de carregamento em relação à carga de ruptura (25, 50, 75 e 100%). O arrancamento ocorreu no contato solo-grampo, e a mobilização da resistência foi gradual, da cabeça em direção à ponta do grampo. A

203 distribuição das cargas ao longo da barra foi triangular e todo o comprimento do grampo foi mobilizado durante a realização do ensaio Distribuição do carregamento ao longo dos grampos não convencionais Todos os grampos não convencionais foram instrumentados. Os grampos com 1,0 m de comprimento foram instrumentados com três strain gages (SG-01, SG-02 e SG-03) e os grampos com 2,0 m de comprimento foram instrumentados com cinco strain gages (SG-01, SG-02, SG-03, SG-04 e SG-05). Os strain gages foram distribuídos ao longo do comprimento dos grampos. O espaçamento foi de 0,3 m entre o primeiro (SG-01) e o segundo (SG-02) strain gage e depois de 0,5 m entre os demais, conforme ilustrado no Capítulo 4. Os grampos de polipropileno, com 1,0 m de comprimento nominal, denominados GP 1-1 e GP 1-2, apresentaram a distribuição do carregamento de forma decrescente e não linear, partindo da cabeça em direção a ponta do grampo, como mostram as Figuras 5.22 e Os grampos não convencionais, com 2,0 m de comprimento nominal, GP 2-1 e GP 2-4, também apresentaram a distribuição do carregamento de forma decrescente e não linear, partindo da cabeça até a outra extremidade do grampo, como mostram as Figuras 5.24 e Os grampos GP 2-2 e GP 2-3, com fibras de polipropileno, de 2,0 m de comprimento nominal, não apresentaram gráficos de distribuição do carregamento ao longo dos mesmos, pois após a realização dos ensaios, constatou-se que as leituras dos strain gages apresentaram problemas, com valores sem consistência.

204 Figura 5.22 Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP 1-1. Figura 5.23 Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP 1-2.

205 Figura 5.24 Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP 2-1. Figura 5.25 Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP 2-4. A distribuição do carregamento de forma não linear e decrescente para os grampos GP 1-1, GP 1-2, GP 2-1 e GP 2-4 também foi observada por Leite (2007), a qual realizou quatro ensaios de arrancamento em grampos não convencionais (com as mesmas fibras de polipropileno), instrumentados com cinco extensômetros elétricos

206 (strain gages) ao longo do trecho injetado de cada grampo. Um grampo apresentava barra com 10 mm de diâmetro, trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, e três grampos apresentavam trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, sendo 0,5 m com barra de 22 mm de diâmetro e 3,0 m sem barra, todos com inclinação de 15 o. Os ensaios foram realizados em Duque de Caixas, RJ. Dois grampos tiveram todos os seus strain gages danificados logo no inicio do ensaio de arrancamento. Assim, não foi possível obter as curvas de distribuição do carregamento para esses grampos. Em outros dois grampos, a instrumentação foi bem sucedida, fornecendo dados consistentes durante todo o ensaio de arrancamento, com apenas um strain gage de um dos grampos inoperante, pois esse já havia sido perdido durante a fase de injeção. Observou-se claramente que, para esses grampos, as cargas mobilizadas distribuíram-se de forma não linear e decrescente da cabeça até a ponta do grampo. Verificou-se também que no trecho final, a aproximadamente 1,5 m, as deformações foram praticamente nulas, indicando que não houve mobilização de resistência nessa região. Sendo essa constatação confirmada através da exumação dos grampos, pois não apresentam fissuras nesse trecho. Os resultados da instrumentação dos grampos não convencionais sugerem que a metodologia adotada para a conformação dos grampos no interior do talude foi adequada, assim como o procedimento seguido para o ensaio de empurramento proposto e executado. A idéia de permitir o deslocamento do grampo não convencional durante o ensaio de empurramento, através de um fundo livre após o termino do mesmo no interior do talude, foi bem sucedida, tendo em vista a consistência dos resultados apresentados de resistência ao arrancamento (q s ) e distribuição de carga. 5.7 Análise da exumação dos grampos A exumação de três dos seis grampos convencionais (GC-4, GC-5 e GC-6) e dos seis grampos não convencionais (GP 2-1, GP 1-1, GP 2-2, GP 2-3, GP 1-2 e GP 2-4) foi de grande valia, pois permitiu a visualização do solo circundante aos grampos e as suas variações ao longo da extensão dos mesmos. A exumação também possibilitou a visualização da forma como os grampos se conformaram no interior do talude e sua integridade após a realização dos ensaios.

207 Juntamente com a exumação, foi realizada a coleta de amostras de solo para caracterizar o material do talude. Todos os grampos não convencionais estavam inseridos em solo residual jovem de gnaisse, com ângulo de atrito de 37º e coesão próxima de zero. Os grampos convencionais estavam com, aproximadamente, três quartos dos seus comprimentos iniciais em solo residual jovem ( = 37º e C 0) e um quarto dos seus comprimentos finais em material de transição para alteração de rocha ( = 54º e C 0). Ambos os solos foram caracterizados com área siltosa. Os elevados valores de resistência ao arrancamento (q s ), certamente, estão associados à grande resistência dos dois tipos de solos, mais resistentes e menos alterados. Esses materiais promovem um maior atrito do grampo com o solo tanto nos ensaios de arrancamento dos grampos convencionais, como nos ensaios de empurramento dos grampos não convencionais. Os grampos convencionais apresentaram variações dimensionais acentuadas ao longo dos seus comprimentos, já os grampos não convencionais apresentaram pequenas variações dimensionais. Todos os grampos apresentaram diâmetros superiores ao diâmetro nominal de projeto de 100 mm. Esse aumento de diâmetro pode estar associado ao processo de execução do furo, a heterogeneidade e as estruturas presentes no maciço de solo que compõe talude. Com relação aos comprimentos reais dos grampos convencionais e não convencionais, através da exumação foi constatado que esses foram muito próximos aos de projeto. Nos grampos convencionais GC-4 e GC-6 foi verificado, através da exumação, um trecho com preenchimento deficiente de pasta de cimento, logo após o término da espuma que compunha o primeiro metro, provavelmente ocasionado pela dificuldade que a espuma impõe ao preenchimento do furo devido à obstrução da boca do grampo. Porém, isso não afetou a resistência ao arrancamento dos grampos. O trecho inicial dos grampos não convencionais apresentou fissuras longitudinais intensas, ocasionadas pela solicitação aplicada diretamente na cabeça do grampo através do tubo prolongador, durante a realização do ensaio de empurramento. Alguns grampos não convencionais apresentaram reentrâncias em seu topo (GP 2-1, GP 2-2, GP 1-1 e GP 1-2), provavelmente devido à pressão insuficiente

208 imposta durante o processo de reinjeção para completar o furo em sua plenitude. Contudo, isso não afetou na resistência dos grampos. As espumas no fundo dos grampos não convencionais foram parcialmente envoltas pelo material de injeção e/ou reinjeção, apontando que o sistema de vedação aplicado foi ineficiente. No entanto, o material que vazou e envolveu as espumas não comprometeu o valor da resistência dos grampos de maneira expressiva, pois (i) não impediu o deslocamento do grampo durante o ensaio, (ii) não ofereceu resistência de ponta, e (iii) não acarretou no aumento do comprimento do grampo proporcionado pelo aumento do comprimento injetado. A espuma foi envolta por uma fina camada de material, a qual era facilmente desintegrada, não oferecendo resistência. A Figura 5.26 apresenta um resumo das observações realizadas durante a exumação dos grampos convencionais e dos grampos não convencionais, bem como os resultados dos ensaios de campo de arrancamento e empurramento, além dos resultados dos ensaios de laboratório.

209 RESULTADOS DA EXUMAÇÃO RESULTADOS DOS ENSAIOS DE CAMPO GC-1 Fmax=478kN qs=507kpa desl=27,4mm GP Fmax=298kN qs=475kpa desl=54,6mm GP Fmax=137kN qs=397kpa desl=31,2mm GP Fmax=218kN qs=330kpa desl=52,4mm GC-2 Fmax=503kN qs=534kpa desl=26,1mm GC-3 Fmax=490kN qs=520kpa desl=30,9mm SOLO RESIDUAL JOVEM - SRJ cao a, r cao a, r areia siltosa MATERIAL DE TRANSIÇÃO PARA ALTERAÇÃO DE ROCHA - TAR areia siltosa GC Fmax=480kN qs=509kpa desl=27,2mm GC Fmax=464kN qs=493kpa desl=30,9mm GP Fmax=97kN qs=140kpa desl=19,1mm GP Fmax=97kN qs=268kpa desl=23,2mm GP Fmax=200kN qs=289kpa desl=35,5mm GC Fmax=503kN qs=534kpa desl=31,6mm 130 LEGENDA trecho livre (espuma) trecho injetado do grampo espuma livre diâmetro do grampo (mm) reentrâncias no topo dos grampos fissuras longitudinais blocos fixados ao grampo deficiência de injeção falhas do solo Figura 5.26 Ilustração dos grampos no talude e resumo dos ensaios de campo e laboratório.

210 Outros autores também realizaram a exumação de ensaiados ao arrancamento. Magalhães (2005) exumou sete grampos de um total de doze grampos ensaiados ao arrancamento. Na exumação, o autor verificou que o tipo de solo, bem como suas variações ao longo dos grampos influenciaram os resultados de resistência ao arrancamento. Também foi possível verificar o padrão de trincas ao longo dos grampos com fibras exumados, produzidas pelo carregamento. Springer (2006) também exumou quatro grampos convencionais, após os mesmos serem submetidos ao ensaio de arrancamento, e verificou que os diâmetros dos grampos não foram uniformes, apresentando variações acentuadas ao longo de seus comprimentos, assim como foi constatado para os grampos convencionais aqui exumados (GC-4, GC-5 e GC-6). Dois grampos exumados por Springer (2006) encontravam-se em solo residual jovem (FV-02 e FV-03), e foram executados com diâmetro nominal de projeto de 100 mm. Outros dois grampos foram executados com diâmetro nominal de 90 mm, em rocha alterada (M1-19 e M1-20). Todos os grampos apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m (Tabela 5.8). Tabela 5.8 Diâmetros medidos ao longo dos grampos exumados por Springer (2006). Grampo Comprimento (m) 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 FV FV-03 Diâmetro M1-19 (mm) - 88,9-108,2 117,8 92,3 87,5 98,7 95,5 M ,9-107,6 106,3 100,6 98,0 98,7 97,4 Da mesma forma que os grampos convencionais GC-4 e GC-6, Springer (2006) ao realizar a exumação dos grampos M1-19 e M1-20 verificou que os mesmos apresentaram um trecho, com preenchimento ineficiente do furo, logo após o término da espuma (obturador da pasta de cimento), entre 1,0 m e 1,5 m de comprimento. Apenas a parte inferior do grampo foi envolta por pasta de cimento (Figura 5.27).

211 Figura 5.27 Preenchimento do furo ineficiente após a espuma de vedação do trecho livre do grampo convencional (SPRINGER, 2006). França (2007) realizou a exumação de quatorze grampos (protótipos) após os mesmos serem ensaiados ao arrancamento, todos executados em laboratório, permitindo uma análise qualitativa da redistribuição dos esforços, bem como verificar o estado dos grampos em relação a sua execução. Todos os grampos apresentaram-se íntegros e dois deles com alguns vazios na calda de cimento. Esses vazios não afetaram os valores de q s de maneira perceptível, assim como ocorreu para quatro grampos com fibras de polipropileno GP 2-1, GP 2-1, GP 1-1 e GP 1-2, nos quais se observou a presença de reentrâncias no topo.

212 Capítulo 6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES 6.1 Considerações iniciais Este capítulo apresenta as conclusões desta dissertação, baseadas no programa experimental realizado e na análise dos resultados dos ensaios de campos e de laboratório, além de sugestões para futuras pesquisas. O programa experimental abrangeu a instalação de seis grampos convencionais compostos por barra de aço envolta por pasta de cimento e seis grampos não convencionais compostos por argamassa reforçada com fibras de polipropileno. Todos os grampos foram executados com ângulo de inclinação de 15º e diâmetro nominal igual a 100 mm, em um talude pertencente a uma obra localizada na rua Pinheiro Machado esquina com a rua das Laranjeiras, no bairro Laranjeiras, na cidade do Rio de Janeiro, RJ. Foram realizados ensaios de arrancamento em grampos convencionais e empurramento em grampos não convencionais, com objetivo de determinar a resistência ao arrancamento dos grampos (q s ) e a distribuição do carregamento ao longo do comprimento dos grampos. Os grampos ensaiados foram exumados e também foram coletadas amostras de solo para ensaios de caracterização e cisalhamento direto. Corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa reforçada com fibras, que compunham os grampos convencionais e não convencionais, respectivamente, foram moldados e ensaiados a compressão axial e diametral. 6.2 Conclusões O programa experimental proposto e executado foi, de modo geral, bem sucedido. Ele compreendeu a instalação dos grampos convencionais e com fibras de polipropileno, os ensaios de campo, a exumação dos grampos, coleta de amostras e a realização dos ensaios de laboratório.

213 Em relação aos ensaios de laboratório, pode-se concluir que: Os ensaios de caracterização dos solos da área experimental confirmaram a presença de dois tipos de solos distintos: (i) solo residual jovem (SRJ) não plástico, com peso específico seco d = 17,7 kn/m 3, índice de vazios e = 0,445 e umidade natural w = 7,64 %; e (ii) solo de transição para alteração de rocha (TAR) não plástico, com d = 19,6 kn/m 3, e = 0,320 e w = 5,35 %. Ambos caracterizados como areia siltosa; Os ensaios de cisalhamento direto forneceram coesão próxima de zero para os dois tipos de solo e ângulos de atrito iguais a 37º para o SRJ e 54º para o TAR, indicando solos de resistências distintas e elevadas; Os ensaios de compressão uniaxial dos corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa reforçada com fibras, que compunham os grampos convencionais e não convencionais, respectivamente, forneceram valores médios de resistência à compressão uniaxial iguais a 50,4 MPa e 32,7 MPa, respectivamente. Os valores médios do módulo de elasticidade foram iguais a 24,9 GPa para a pasta de cimento e 20,6 GPa para a argamassa com fibras; Os ensaios de compressão diametral realizados em corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa reforçada com fibras forneceram valores médios de resistências à tração iguais a 3,1 MPa e 2,8 MPa, respectivamente; Os ensaios de compressão uniaxial e diametral mostraram que a pasta de cimento apresenta comportamento frágil e a argamassa com fibras apresenta comportamento dúctil, devido a atuação das fibras. Em relação à execução dos grampos não convencionais, podem-se ressaltar as seguintes conclusões: O traço adotado para a composição do grampo com fibras de polipropileno foi adequado, garantindo a trabalhabilidade da mistura e assegurando uma distribuição uniforme das fibras ao longo do grampo; O recurso do isopor e espuma empregados no fundo dos grampos com fibras, apesar de não garantir a vedação total do furo durante a injeção da argamassa com fibras, possibilitou a conservação de um espaço livre apropriado e necessário para o ensaio de empurramento; A dispersão das fibras a sem incorporadas mistura de argamassa, foi realizada manualmente, demandando muito tempo. Este processo pode ser realizado

214 mecanicamente, através de um equipamento apropriado, que dispersa grande quantidade de fibras rapidamente; O misturador utilizado para a preparação da mistura da argamassa com fibras, assim como a bomba e as mangueiras de injeção foram às mesmas empregadas na obra para outros fins, sendo necessária a utilização de misturador, bomba e mangueiras de injeção adequadas para as misturas de argamassa com fibras; Os grampos com fibras de polipropileno por dispensarem as barras de aço, não possuem um elemento de ligação com a face, assim estes grampos não transmitem tensões à mesma (T o =0). Os grampos não convencionais podem ser utilizados em casos de taludes suaves e taludes íngremes que dispensam faces estruturalmente resistentes. Em relação aos ensaios dos grampos convencionais e dos grampos com fibras de polipropileno, conclui-se que: Os ensaios de arrancamento dos grampos convencionais foram realizados, sem dificuldades, conforme metodologia estabelecida pelo Grupo de Solo Grampeado da COPPE-UFRJ e PUC-Rio, fornecendo resultados consistentes; Os ensaios de empurramento dos grampos com fibras de polipropileno são mais complexos que os ensaios de arrancamento e exigiram um sistema de reação de alta capacidade portante; Apesar de inéditos e complexos, os ensaios de empurramento foram bem sucedidos e forneceram resultados consistentes; O ensaio de empurramento buscou refletir os mesmos princípios do ensaio de arrancamento, tendo uma das extremidades livre no interior do talude e outra na face, onde as solicitações são impostas. Como hipótese básica assumiu-se que a solicitação por empurramento oferece uma resistência ao cisalhamento da interface solo-grampo igual à resistência ao arrancamento (q s ), determinada pelo ensaio padrão de arrancamento de grampos; A resistência determinada com os ensaios de empurramento dada pela compressão da cabeça do grampo com fibras de polipropileno para o interior do talude foi assim denominada de resistência ao arrancamento (q s ) ;

215 As curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais e com fibras de polipropileno mostraram comportamento semelhantes e modo de ruptura dúctil em todos os ensaios; Com as curvas carga-deslocamento obtiveram-se os valores de rigidez média igual a 28,5 kn/mm para os grampos convencionais e 4,9 kn/mm para os grampos com fibras de polipropileno; A resistência ao arrancamento média dos grampos convencionais obtida através de ensaios de arrancamento foi igual a 516 kpa. Este valor elevado se deve aos solos muito resistentes do talude; A resistência ao arrancamento média dos grampos com fibras de polipropileno obtida através de ensaios de empurramento foi igual a 321 kpa, ou seja, 62 % da resistência ao arrancamento dos grampos convencionais, ensaiados ao arrancamento; Esse resultado é corroborado pelos resultados de ensaios de arrancamento realizando em grampos com as mesmas fibras de polipropileno, realizados por Magalhães (2005) e Leite (2007). Os autores encontraram valores de resistência ao arrancamento dos grampos com fibras da ordem de 50 % e 60 %, respectivamente, dos obtidos para os grampos convencionais, também ensaiados ao arrancamento; A instrumentação dos grampos convencionais e de alguns não convencionais foi prejudicada muito provavelmente pelos danos sofridos pelos strain gages no momento das injeções de pasta de cimento e argamassa com fibras. Além disto, a fiação dos grampos com fibras sofreu esmagamento pelo pistão de empurramento; A distribuição do carregamento ao longo do comprimento de quatro dos seis grampos não convencionais, sendo dois grampos com 1,0 m e dois grampos com 2,0 m de comprimento nominal, foi triangular (não linear) e decrescente da cabeça para a ponta do grampo. Este padrão de distribuição confirma a adequação do método de ensaio por empurramento do grampo com fibras, na obtenção da resistência ao arrancamento; A exumação dos grampos com e sem fibras permitiu verificar a excelente qualidade de execução dos grampos, além de identificar suas reais características geométricas, grau de adesão ao solo circundante e os tipos de solos e estruturas geológicas ao longo do comprimento dos grampos. Além de confirmar que as barras aço dos grampos convencionais não escoaram e nem romperam, demonstrando que o arrancamento dos grampos se deu no contato solo-grampo.

216 Finalmente, pode-se concluir que a utilização de grampos com fibras de polipropileno é viável, uma vez que apresenta vantagens econômicas por dispensar o emprego das barras de aço, além de sua metodologia executiva rápida, constituída por apenas duas etapas fundamentais: perfuração e injeção da argamassa com fibras. 6.3 Sugestões para futuras pesquisas Como sugestões para futuras pesquisas sugerem-se a realização de: Ensaios de arrancamento em grampos convencionais e ensaios de empurramento em grampos não convencionais, em maciços de solos homogêneos ao longo do comprimento dos grampos, para corroborar as conclusões desta dissertação, no que se refere à determinação e à comparação dos valores de resistência e ao comportamento dos grampos; Ensaios de arrancamento e empurramento em modelos reduzidos de grampos convencionais e não convencionais; Ensaios de empurramento de grampos com diferentes tipos de fibras para comparação de eficiência, comportamento e resistência; Ensaios de empurramento de grampos convencionais e não convencionais instrumentados para comparação de comportamento e resistência, além da adequação do tipo de ensaio; Análises numéricas dos ensaios de arrancamento e empurramento de grampos; Uma análise detalhada de custo dos grampos convencionais e não convencionais (com fibras de polipropileno), quanto aos materiais utilizados e a execução.

217 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ABRAMENTO, M.; KOSHIMA, A.; ZIRLIS, A. C. (1998). Reforço do Terreno. In: HACHICH, W.; FALCONI, F. F.; SAES, J. L.; FROTA, R. G. O.; CARVALHO, C. S.; NIYAMA, S. (1999). Fundações Teoria e Prática, Capítulo 18, 2ª edição, editora PINI, São Paulo, 758p. ACI COMMITTEE 544 (1996). ACI R-96: State-of-the-art report fiber reinforced concrete. Farmington Hills, Michigan: American Concrete Institute. 66. ACI COMMITTEE 544 (1999). ACI R-96: Measurement of properties of fiber reinforced concrete. ANDOLFATO, R.P.; CAMACHO, J. S.; BRITO, G. A. (2004). Extensometria Básica, Apostila Unesp Núcleo de Ensino e Pesquisa da Alvenaria Estrutural, Ilha Solteira, São Paulo. ARAÚJO, C. T. F. (2005). Estudo do Comportamento de Juntas de Argamassa Reforçadas com Fibras de Polipropileno, Dissertação de Mestrado, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, Universidade Federal de Alagoas, 94p. ASHBY, M. F.; JONES, D. R. H. (1998). An introduction to microstructures, processing and design, In: Engineering Materials, vol. 2, 2 ed, Butterworth- Heinemann, 384p. BALAGURU, P. (1994). Contribution of Fibers to Crack Reduction of Cement Composites During the Initial and Final Setting Period, In: ACI Materials journal. BAUER, E.; CORTEZ, I. (2001). Compósitos à base de fibras sintéticas em argamassas para revestimento na prevenção da fissuração, In: Anais do IV Simpósio Brasileiro de Tecnologia em Argamassas, Brasília. BENTUR, A.; MINDESS, S. (1990). Fibre Reinforced Cementitious Composites, London, Elsevier Applied Science, 449p. BJERRUM, L.; CLAUSEN, C. J. F. E.; DUNCAN, J. M. (1972). Earth pressures on flexible structures, State-of-art-report, In: 50 European Conf. On Soil Mech. And Found, Eng., Madrid, 2, p BYRNE, R. J.; COTTON, D.; PORTERFIELD, J.; WOLSCHLAG, C.; UEBLACKER, G. (1998). Manual for design and construction monitoring of soil nail wall. Federal Highway Administration, U. S. Department of Transportation, USA, v. 01, 530p.

218 BRUCE, D. A.; JEWELL, R. A. (1987). Soil Nailing: The Second Decade. In: Proceedings of the International Conference on Foundations and Tunnels, London, p BUDINSKI, K. G. (1996). Engineering Materials, Properties and Selection, New Jersei, Prentice Hall International, 5 ed., 653p. CALLISTER JR, W. D. (2002). Ciência e Engenharia de Materiais- Uma Introdução, 5 ed, LTC, 590p. CAMARGO, V. E. (2005). Comparação de Métodos de Análise de Estruturas de Solo Grampeado, Dissertação de Mestrado, Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, 118p. CLOUTERRE, (1991). Recommendations Clouterre Soil Recommendations for Designing, Calculating, Constructing and Inspecting Earth Support Systems Using Soil Nailing, French National Project Clouterre, English Language Translation, 302p. CORTEZ, I. M. M. (1999). Contribuição ao Estudo dos Sistemas de Revestimento à base de Argamassa com Incorporação de Fibras Sintéticas, Dissertação de Mestrado, Faculdade de Tecnologia, Universidade de Brasília, 219p. COUTTS, R. S. P.; WARDEN, P. G. (1992). Sisal Pulp Reinforced Cement Mortar, In: Cement and Concrete Research, Vol. 14, n. 1, p DALLY, J.W.; RILEY, W.F. (1991). Experimental stress analysis, McGraw- Hill, 639p. DANTAS, B. T.; EHRLICH, M. (2000). Discussion on paper, Limit Equilibrium as Basis for Design of Geosynthetic, TGD, ASCE, Vol. 126, No 3, p DYWIDAG-SYSTEMS INTERNATIONAL (2010). Sistemas de Protensão com Barras Dywidag, Catálogo do Sistemas GEWI, São Paulo. DONATO, M. (2003). Comportamento Mecânico de Concreto Compactado com Rolo Reforçado com Fibras de Polipropileno, Dissertação de Mestrado, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, Universidade Federal do Rio Grande do Sul, 92p. DRINGENBERG, G.; CRAIZER, W. (1992). Estabilidade de Taludes por Pregagens: Projeto-Execução. In: Anais da I Conferência Brasileira sobre Estabilidade de Encostas, v. 2, Rio de Janeiro, p EHRLICH, M. (2003). Solos Grampeados Comportamento e Procedimentos de Analise, Encontro SINDUNCON Solo Grampeado Projeto, Execução, Instrumentação e Comportamento, São Paulo, SP. Workshop sobre Solo Grampeado, ABMS. Outubro, São Paulo,

219 EXCEL SENSORS INDÚSTRIA COMÉRCIO E EXPORTAÇÃO LTDA. Dados Técnicos. Disponível em: Acesso em: 2 fev , , 17:14:00 FALCONI, F.F.; ALONSO, U.R. (1996). Considerações sobre o dimensionamento de uma estrutura de contenção em solo grampeado, In: 3º Seminário de Engenharia de Fundações Especiais, SEFE III, ABMS. São Paulo, p FEIJÓ, R. L. (2007). Monitoração de uma Escavação Experimental Grampeada em Solo Residual Gnáissico não Saturado, Tese de Doutorado, COPPE, Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 157p. FIGUEREDO, A. D. (2000). Concreto com Fibras de Aço, In: Boletim Técnico, Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, BT/ PCC/260, 58p. FIGUEREDO, A. D. (2005). Concreto com Fibras, In: Concreto, ensino, pesquisa e realizações, Editora Geraldo Cechella Ibracon, São Paulo, p FIGUEREDO, A.; TANESI, J; NINCE, A. (2002). Concreto com fibras de polipropileno (CFP), In: Revista Téchne 66, Editora PINI, São Paulo. FOÁ, S. B., ASSIS, A. (2002). Concreto Projetado Para Túneis, Apostila Complementar ao Curso de Obras Subterrâneas, ENC/UnB, Brasília. FRANÇA, F. A. N. (2007). Ensaio de Arrancamento em Solo Grampeado Executado em Laboratório, Dissertação de Mestrado, Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 125p. FUJJYAMA, R. T.; DARWISH, F. A.; GHAVAMI, K. (1999). Caracterização do comportamento em compressão uniaxial de argamassas de cimento reforçadas com fibras de sisal, In: SEMENGE 99, Niterói. GARCÉS, P.; FRAILE, J.; VILAPLANA-ORTEGO, E.; CAZORLA-AMORÓS, D.; ALCOCEL, E. G.; ANDIÓN, L. G. (2005). Effect of Carbon Fibres on the Mechanical Properties and Corrosion Levels of reinforced Portland Cement Mortars, In: Cement and Concrete Research, n 35, p GEORIO (2000). "Manual Técnico de Encostas Ancoragens e Grampos", 2a Edição, Fundação Instituto de Geotécnica do Município do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 188p. HACHICH, W.; CAMARGO, V. E. L. B. (2003). Comparação de Processos de Dimensionamento de Estruturas em Solo Grampeado. In: Solo Grampeado: projeto, execução, instrumentação e comportamento, ABMS-NRSP e SindusCon- SP, São Paulo, Brasil, v. 1. p HACHICH, W.; CAMARGO, V. E. L. B. (2006). Sobre a contribuição dos grampos à estabilidade de estruturas de solo grampeado. In: Anais do Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, Curitiba, Brasil, p

220 HACHICH, W.; FALCONI, F. F.; SAES, J. L.; FROTA, R. G. O.; CARVALHO, C. S.; NIYAMA, S. (1999). Fundações Teoria e Prática, 2ª edição, editora PINI, São Paulo, 758p. HANNANT, D. J. (1978). Fiber Cements and Fiber Concretes, Guildford, United Kingdom: John Wiley & Sons, 209p. HANNANT, L. (1994). Polymers and Polymers Composities, In: J. M ILLSTON, Construction Materials: their nature and behavior, 2 ed., London: J. M. Illston & F. N. Spon, p HIGGINS, R. A. (1994). Properties of Engineering Materials, London: E. Arnold, 2 ed., 495p. HLENKA, L.; ODEBRECHT, E.; PROTO SILVA, T. (2010). Determinação da Resistência ao Arrancamento de Grampos, In: COBRAMSEG 2010 ABMS, Rio Grande do Sul, Brasil, 7p. HUANG, W. (1997). Properties of cement-fly ash grout admixed with bentonita, silica fume or organic fiber, In: Cement and Concrete Research, Vol. 27, n. 3, p HUGHES, B. P., FATTUHI, N. I. (1977). Stress-Strain Curves for Fibre Reinforced Concrete in Compression, In: Cement and Concrete Research, v. 7, n. 2, p ILLSTON, J. M. (1994). Construction Materials: their nature and behavior, 2 ed., London: J. M. Illston & F. N. Spon, 518p. INGOLD, T. S. (1995). An application of ballistic soil nailing, In: The Practice of Soil Reinforcing in Europe, Thomas Telford, London. JEWELL, R. A. (1980). Some effects of reinforcement on the mechanical behavior of soils, PhD thesis, Univ. of Cambridge, Cambridge, England. JIMENEZ, A. G. N. (2008). Análise tensão-deformação de Estruturas de Solo Grampeado, Dissertação de Mestrado, Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, 99p. JOHNSTON, C. D. (1994). Fiber-reinforced Cement and Concrete, In: V. M. Malhorta, Advances in concrete technology, 2 ed., Ottawa: V. M. Malhorta, p JOHNSTON, C. D. (2001). Fiber-reinforced cements and concretes, V. M. Mathorta, Vol. 3, Canada, 364p. JURAN, I.; ELIAS, V. (1987). Soil nailed retaining structures: Analysis of case histories, Soil Improvement, ASCE Geotechnical Special Publication _ 12, ASCE, New York, p

221 JURAN, I.; ELIAS, V. (1990). Preliminary draft manual of practice for soil nailing, Prepared for the u.s. dept. of transportation, Federal Highway Administration, contract DTFH C JURAN, I.; ELIAS, V. (1991). Ground anchors and soil nails in retaining structures, In: Ch. 26 in Foundation Engineering Handbook, 2nd Ed, van Nostrand Reinhold, p KOCHEN, R., (2003). Solo Grampeado (Soil Nailing): Modelagem Numérica e Aspectos Construtivos. In: Anais de Solo Grampeado Projeto, Execução, Instrumentação e Comportamento, ABMS, v. 1, São Paulo, p LAMEIRAS, R. M. (2007). Contribuição ao Estudo das Propriedades dos Materiais Cimentícios Reforçados com Fibras de Vidro, Dissertação de Mestrado, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, Universidade Federal do Rio Grande do Sul, 255p. LAWS, V. (1983). On the mixture rule for strength of fibre reinforced cements, In: Journal of Materials Science, vol. 2, p LAZART, C.A.; ELIAS, V.; ESPINOZA, D.; SABATINI, P.J. (2003). Soil nail walls, In: Report no: FHWAO-IF Geotechnical Engineering. Circular no 7, U.S. Department of Transportation, Federal Highway Administration, Washington, D.C. USA. LEITE, R. A. (2007). Mobilização de Resistência ao Arrancamento de Grampos com Fibras de Polipropileno, Dissertação de Mestrado, COPPE, Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 152p. LIMA, A. P. (2002). Deformabilidade e estabilidade de taludes em solo grampeado, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-Rio, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 159p. LIMA, A. P. (2007). Comportamento de uma escavação grampeada em solo residual de gnaisse, Tese de Doutorado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-Rio, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 431p. LIMA, A. P. (2010). Estabilizações de Taludes em Solo Grampeado para uma PCH: Aspectos de Projeto e Monitoramento Geotécnico, In: COBRAMSEG 2010 ABMS, Rio Grande do Sul, Brasil, 8p. MAGALHÃES, M. A. (2005). Resistência ao Arrancamento de Grampos com Fibras de Polipropileno, Dissertação de Mestrado, COPPE, Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 124p. MAJUMDAR, A. J.; LAWS, V. (1991). Glass Fibre Reinforced Cement, Oxford: BSP Professional Books, 197p. MEHTA, P. K.; MONTEIRO, P. J. M. (1994). Concreto: Estruturas, Propriedades e Materiais, 1 ed, São Paulo, Editora PINI, 573p.

222 MITCHELL, J. K. & VILLET, W. C. B. (1987). "Reinforcement of Earth Slopes and Embankments, NCHRP Report 290, USA Transportation Research Board, National Research Council, Washington D.C. NANNI, A.; MEAMARIAN, N. (1991). Distribution and Opening of Fibrillated Polypropylene Fibers in Concrete, In: Cement and Concrete Composites, v. 13, n. 2 (Apr), pp NUNES, A. L. L. S. (1989). Um Estudo Sobre as Características de Resistência e Deformabilidade de Arenitos. Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-Rio, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 263p. NUNES, A. L. L. S.; Sayão, A. S. F. J.; SPRINGER, F. O.; LIMA, A. P.; SARÉ, A. R.; DIAS, P. H. V. (2006). Instrumentação e Monitoramento de Taludes em Solo Grampeado. In: 10 o Congresso Nacional de Geotecnia de Portugal, Sociedade Portuguesa de Geotecnia - SPG, Lisboa, Portugal, v. 1, p OKAFOR, F. O.; EZE-UZOMAKA, O. J.; EGBUNIWE, N. (1996). The Structural Properties and Optimum Mix Proportions of Palmnut Fibre-reinforced Mortar Composite, In: Cement and Concrete Research, Vol. 26, n. 7, p OLIVEIRA, M.; GLEIZE, P.; ROMAN, H. (2003). Influência da adição de fibras de polipropileno em argamassas, In: Anais do V Simpósio Brasileiro de Tecnologia em Argamassas, São Paulo. OLIVEIRA, V. S. (2006). Análise e estabilidade bi e tridimensional de talude estabilizado em solo grampeado, Dissertação de Mestrado, Universidade Federal de Santa Caratina, 157p. ORTIGÃO, J. A. R., (1997). Ensaios de Arrancamento para Projetos de Solo Grampeado. Nota Técnica, In: Solos e Rochas, v. 20, n. 1, p ORTIGÃO, J. A. R.; ZIRLIS, A. C.; PALMEIRA, E. M., (1993). Experiência com Solo Grampeado no Brasil , In: Solos e Rochas,SP, v. 16, n. 4, p PALMEIRA, E. M. (1992). Geossintéticos: Tipos e Evolução nos Últimos Anos, In: Seminário Sobre Aplicações de Geossintéticos em Geotecnia, Geossintéticos 92, Brasília, p PATRÍCIO, G. P.; BARROS, M. M. S. B. (2005). Argamassa Reforçada com Fibras de Polipropileno, In: Relatório de Iniciação Científica, Escola Politécnica, Universidade de São Paulo. PERRY, C.C.; LISSNER, H.R. (1962). The strain gage primer, MacGraw Hill Book Company, N.Y., 332p.

223 PITTA, C. A.; SOUZA, G. J. T.; ZIRLIS A. C., (2003). Solo Grampeado: Alguns Detalhes Executivos Ensaios Casos de Obras. In: Anais de Solo Grampeado Projeto, Execução, Instrumentação e Comportamento, Workshop Solo Grampeado, ABMS-NRSP/SINDUSCON-SP,, v. 1, São Paulo, p PLUMELLE, C.; SCHLOSSER, F.; DELAGE, P.; KNOCHENMUS, G., (1990). "French National Research Project on Soil Nailing: Clouterre, In: Design and Performance of Earth Retaining Structures, In: ASCE Geotechnical Publication, n. 25, 660p. PROCTOR, B. A. (1990). A Review of the Theory of GRC, In: Cement and Concrete Composites, Vol. 12, p PROTO SILVA, T., (2005). Resistência ao Arrancamento de Grampos em Solo Residualde Gnaisse. Tese de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-RIO, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 140p. PUERTAS, F.; AMAT, T.; FERNÁNDEZ-JIMÉNEZ, A.; VÁZQUEZ, T. (2003). Mechanical and Durable Behaviour of Alkaline Cement Mortars Reinforced with Polypropylene Fibres, In Cement and Concrete Research, Madrid. RABCEWICS, L. V. (1964). The New Austrian Tunnelling Method, Water Power, Part I, nov. RABCEWICS, L. V. (1964). The New Austrian Tunnelling Method, Water Power, Part II, dec. RABCEWICS, L. V. (1965). The New Austrian Tunnelling Method, Water Power, Part III, jan. SARÉ, A. R. (2007). Comportamento de Escavação Grampeada Instrumentada em solo Residual, Tese de Doutorado, Departamento de Engenharia Civil, PUC- RIO, 336p. SILVA, D. P.; BUENO, B.S. (2009). Avaliação de Diferentes Metodologias Executivas de Chumbador a Partir de Ensaios de Arrancamento em Campo, In: COBRAE 2009, São Paulo, 10p. SILVA, D. P.; BUENO, B. S.; MIRANDA, S. B. (2010). Análise de Ensaios de Arrancamento de Chumbadores Executados em Dois Horizontes de Solos Distintos e Com Diferentes Metodologias Executivas, In: COBRAMSEG 2010 ABMS, Rio Grande do Sul, Brasil, 8p. SILVA, R. C.; EHRLICH, M. (2010). Monitoração de estrutura de contenção em solo grampeado com faceamento em blocos segmentais, In: COBRAMSEG 2010 ABMS, Rio Grande do Sul, Brasil, 9p. SILVA, R. P. (2006). Argamassas com Adição de Fibras de Polipropileno Estudo do Comportamento Reológico e Mecânico, Dissertação de Mestrado, Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, 176p.

224 SIQUEIRA, J. E. L. (2006). Utilização de Fibras Naturais e Sintéticas em Argamassas de Revestimento de Alvenaria: Estudo Comparativo de Desempenho, Dissertação de Mestrado, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, Universidade Federal de Santa Catarina, 217p. SOLOTRAT ENGENHARIA GEOTÉCNICA (2003). Manual de Serviços Geotécnicos, 3 ed., São Paulo: Solotrat Engenharia Geotécnica, p SOUZA, G. J. T.; PITTA, C. A.; ZIRLIS, A. C. (2005). Solo Grampeado Aspectos Executivos do Chumbador, In: Anais da IV Conferência Brasileira sobre Estabilidade de Encostas, Salvador, p SPRINGER, F. O. (2006). Ensaios de Arrancamento de Grampos em Solo Residual de Gnaisse, Tese de Doutorado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-RIO, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 309p. STOCKER, M.; KÖRDER, G.W.; GÄSSLER, G.; GUDEHUS, G. (1979). Soil Nailing, C.R. Coll. Intern Renforcement des sols (2), Paris, ENPC Press, pp TAYLOR, G. D. (1994). Materials in Construction, 2 ed., London: Longman Scientific & Technical, 284p. TANESI, J.; FIGUEREDO, A. (1999). Materiais com fibras de polipropileno para construção civil, In: Anais do Congresso Internacional de não tecidos e tecidos técnicos. TEODORO, J. M. (1999). Resistência ao Cisalhamento de Solos reforçados com Fibras Plásticas, Dissertação de Mestrado, Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, 108p. VELASCO, R. V. (2002). Concreto de Alto Desempenho Reforçado com Fibras de Polipropileno e Sisal Submetido a Altas Temperaturas. Dissertação de Mestrado, COPPE, Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 200p. VENDRUSCOLO, M. A. (2003). Estudo do Comportamento de Materiais Compósitos Fibrosos para Aplicação como Reforço de Base de Fundações Superficiais, Tese de Doutorado, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil, Universidade Federal do Rio Grande do Sul, 224p. VIEIRA, G. R. (1996). Estudo da Análise de Estabilidade de estruturas em Solo Grampeado, Dissertação de Mestrado, Departamento de engenharia Civil, Universidade de Brasília, 127p. VUCETIC, M.; TUFENKJIAN, M.R.; DOROUDIAN, M. (1993). Dynamic centrifuge testing of soil nailed excavations, In : Geotech. Testing Journal, ASTM, p

225 ZIRLIS, A.C.; PITTA, C.A.; SOUZA, G.J.T (2003). Solo grampeado alguns detalhes executivos ensaios casos de obra, In: Workshop Solo Grampeado: Projeto, Execução, Instrumentação e Comportamento, ABMS-Sinduscon-SP, p ZIRLIS, A. C., do VAL., E. C., NEME P. A., (1999). Solo Grampeado: Projeto, Execução e Instrumentação, ABMS, NRSP, São Paulo, 69p. ZOLLO, R. F. (1997). Fibre-reinforced concrete: an overview after 30 years of development, In: Cement and Concrete Composites, Vol. 19, issue 2, p ZOMBERG, J.; SITTAR, N.; E MITCHELL, J. K. (1999). Performance of Geosynthetic Reinforced Slopes at Failure, JGD, ASCE, Vol. 124, No 8, agosto, p

226 (a) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 600 kn.

227 (b) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 600 kn.

228 (c) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 600 kn. Figura A.1 Calibração conjunto macaco-bomba-manômetro C600.

229 (a) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 1000 kn.

230 (b) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 1000 kn.

231 (c) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 1000 kn. Figura A.2 Calibração conjunto macaco-bomba-manômetro C1000.