Dissertação de Mestrado

Transcrição

1 Dissertação de Mestrado COMPORTAMENTO GEOTÉCNICO DE ATERROS AEROPORTUÁRIOS SOBRE FUNDAÇÕES COMPRESSÍVEIS - ESTUDOS E ANÁLISES DO ATERRO DO AEROPORTO DE ITAJUBÁ/MG AUTOR:RAFAEL MENDONÇA CARVALHAIS ORIENTADOR: Prof. Dr. Saulo Gutemberg Silva Ribeiro (UFOP) PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM GEOTECNIA DA UFOP OURO PRETO FEVEREIRO DE

2 1 Catalogação:

3 COMPORTAMENTO GEOTÉCNICO DE ATERROS AEROPORTUÁRIOS SOBRE FUNDAÇÕES COMPRESSÍVEIS - ESTUDOS E ANÁLISES DO ATERRO DO AEROPORTO DE ITAJUBÁ/MG Dissertação apresentada ao Programa de Pós- Graduação em Geotecnia do Núcleo de Geotecnia da Escola de Minas da Universidade Federal de Ouro Preto, como parte integrante dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Geotecnia. Esta dissertação foi apresentada em sessão pública e aprovada em 21 de fevereiro de 2017, pela Banca Examinadora composta pelos membros: 2

4 ... Quando recebemos um ensinamento devemos receber como um valioso presente e não como uma dura tarefa. Eis aqui a diferença que transcende. Albert Einstein ( ). 3

5 DEDICATÓRIA A meu Pai José Bernardino Carvalhais Filho, homem em que me espelho e acima de tudo tenho orgulho de chamar de pai. Que Deus continue sempre iluminando seu espírito e enchendo-o de luz. Peço a Deus que me dê força e saúde para ser um grande engenheiro e, sobretudo um grande homem como ele. A minha mãe, pelo carinho e confiança a mim depositada, e principalmente por sempre estar presente em minha vida, nos momentos de alegria e de tristeza, me encorajando a continuar a trilhar minha caminhada sempre com a cabeça erguida. A minha professora, que considero como uma mãe, Ana Lucia de Campos Cordeiro Penna, que além de ter contribuído por grande parte dos meus conhecimentos em geotecnia, sempre esteve ao meu lado me incentivando e me apoiando, sendo a mesma responsável pela realização deste sonho. Finalmente a Deus por ter me dado à oportunidade de chegar até aqui e vencer mais este obstáculo. 4

6 AGRADECIMENTOS A Deus. Ao meu pai por ter sido o maior mestre que tive na vida, pessoa na qual me espelho e sempre me espelharei. Agradeço a ele não apenas pelos conhecimentos técnicos que tive a oportunidade de adquirir, mas principalmente pelos ensinamentos que levarei para a vida. A minha mãe pelo incentivo, companheirismo e confiança que sempre depositou em mim. Aos meus primos e eternos amigos Robson e Claudia, por sempre me incentivar e apoiar em todos os momentos e decisões importantes de minha vida. A minha professora Ana Lúcia de Campos Cordeiro Penna, pela motivação, incentivo e amizade durante todo o meu curso de engenharia e também durante todo o desenvolvimento deste trabalho. Ao professor Dr. Romero César Gomes, pelo grande incentivo, aprendizado e amizade ao longo deste período de mestrado. Ao professor e orientador Dr. Saulo Gutemberg Silva Ribeiro, pelo apoio, aprendizado e amizade ao longo da elaboração desta dissertação. Aos professores e funcionários do Núcleo de Geotecnia da Universidade Federal de Ouro Preto-UFOP, pela presença, apoio e inúmeras horas de estudo que contribuíram para a aquisição de todo este conhecimento em geotecnia. Ao Professor e amigo Dr. Enivaldo Minette pelos inúmeros conhecimentos adquiridos em geotecnia. Ao DEOP/MG e a Engesolo Engenharia, pela viabilização do acompanhamento da obra de execução do Aeroporto de Itajubá/MG. Aos Diretores da Engesolo Engenharia, especialmente ao João José Figueiredo de Oliveira, por sempre confiar em meu potencial e me incentivar a desenvolver e aprimorar meus conhecimentos na geotecnia. A todos os meus amigos e colegas da Engesolo Engenharia, pelo apoio, paciência, incentivo e principalmente confiança a mim dedicadas, especialmente aos Engenheiros Marco Antônio Figueiredo e Maria Tereza Lemos de Queiroz e a meu grande amigo Raphael Duarte Viola. Aos meus irmãos de consideração, Bruno Tavares Silva, Gabriel Rhein Signorelli, Alisson Ribeiro Loura, Raphael Albuquerque Senna, André Buono, Fernando Azevedo de Paula e Cristiano Lopes Hohne. 5

7 COMPORTAMENTO GEOTÉCNICO DE ATERROS AEROPORTUÁRIOS SOBRE FUNDAÇÕES COMPRESSÍVEIS - ESTUDOS E ANÁLISES DO ATERRO DO AEROPORTO DE ITAJUBÁ/MG RESUMO Os projetos de aterros sobre fundações compressíveis (solos moles) incorporam diferentes concepções para a superação dos problemas geotécnicos provenientes da baixa resistência ao cisalhamento e sua elevada compressibilidade. Neste contexto, o emprego de drenos verticais para a aceleração do processo de adensamento da camada compressível e de geossintéticos como elementos de reforço na base do aterro constitui uma metodologia de excelente desempenho e de uso constante da engenharia geotécnica moderna. Os processos de estabilização do solo de fundação, sobretudo, no que se refere à aceleração dos recalques bem como o reforço com geossintéticos, promovem respectivamente a redução no prazo de execução da obra, bem como o estabelecimento de um material compósito (solo reforçado), mais resistente e menos deformável que o solo nas condições naturais. Diante disto, este trabalho visa discutir os estudos e análises implementadas para a execução de projetos de aterros aeroportuários em fundações compressíveis, tendo-se como ênfase o aterro do aeroporto de Itajubá/MG, situado no sul do estado de Minas Gerais. O projeto engloba a estabilização do solo de fundação através do emprego de drenos verticais de brita, reforço dos aterros pela inclusão de geogrelha e execução de colchão/lastro drenante de brita. Neste sentido, esta dissertação apresenta as metodologias de projeto, o programa de investigação geotécnica que envolve ensaios de laboratório e de campo do solo compressível da fundação e do material do aterro, bem como os resultados obtidos através do monitoramento realizado. Palavras Chave: fundações compressíveis, (solos moles), elevada compressibilidade, adensamento, aceleração dos recalques, aterros aeroportuários, estabilização. 6

8 GEOTHECNICAL BEHAVIOR OF AIRPORT RUNWAY ENBANKMENT ON COMPRESSIBLE SOILS - INVESTIGATION AND ANALYSIS OF THE RUNWAY ENBANKMENT OF THE ITAJUBA AIRPORT. ABSTRACT The design methodologies for embankments on soft groundcover a wide range of solutions to overcome geotechnical-related problems caused by low shear strength and high compression index of soft soils. In this context, vertical drains and geosynthetics are used on a regular basis with the purpose of quicken the consolidation process and reinforcement of embankment bases respectively, yielding very satisfying results. The consolidation of ground soil, particularly when achieved through acceleration of soil settlement and the use of geogrid as a reinforcement element, is effective to bring down the construction time, and to consolidate this composite-material (reinforced soil) that is more resistant and less deformable than the soil in its original state. This MSc thesis aims to discuss some studies related to the construction of embankments for airport runways on soft ground. The case study of this paper is about the construction project of an airport located in the city of Itajubá, Minas Gerais, Brazil. In the aforementioned project, the ground soil consolidation is met thanks to the use of vertical drains, geogrid, and a drain layer made of crushed stone. Likewise, this MSc thesis describes the design methodologies, the geotechnical investigation plan for lab and field testing of the soft ground soil and embankment soil, and finally the outputs of the monitoring process. 7

9 ÍNDICE Capítulo 1 - Introdução Justificativa Objetivos do Trabalho Estruturação do Trabalho Capítulo 2 - Aterros Aeroportuários, Metodologias Construtivas e Monitoramento de Obras Sobre Solos Moles Aterros Sobre Solos Moles Metodologias Construtivas Sobre Solos Moles Remoção Total ou Parcial do Solo Mole Aplicação de Sobrecargas e Execução do Aterro em Etapas Aterros com Bermas de Equilíbrio Aterros Reforçados com Geossintéticos Aterros Estruturados por Colunas Granulares Emprego de Drenos Fibroquímicos Comparativo das Técnicas Construtivas Sobre Solos Moles Monitoramento de Obras Sobre Solos Moles Medidas de Deslocamentos Verticais Placas de Recalque Extensômetros Magnéticos Perfilômetros Medidas de Deslocamentos Horizontais Medidas de Poropressão Interpretação dos Resultados de Monitoramento Método de Asaoka (1978) Capítulo 3 - Critérios de Projeto de Aterros Sobre Solos Moles - Compressibilidade e Estabilidade Adensamento em Argilas Moles História de Tensões Previsão de Recalques e Deslocamentos Horizontais Recalque Imediato Recalque por Adensamento Primário Tempo de Estabilização dos Recalques Primários

10 Drenagem Unidimensional Drenagem Radial Drenagem Combinada Considerações Relativas a Recalques Sobre Colunas Granulares Recalque de Aterros Construído em Etapas Recalque por Compressão Secundária Estimativa de Deslocamentos Horizontais Estabilidade de Aterros Sobre Solos Moles Resistência ao Cisalhamento não Drenada da Argila Mole - S u Resistência do Aterro Estabilidade Quanto à Ruptura da Fundação Análises de Estabilidade Global de Aterros não Reforçados Estabilidade de Aterros Construídos em Etapas Estabilidade de Aterros Reforçados Considerações Relativas ao Projeto de Aterros Reforçados Sobre Solos Moles Métodos de Análises de Estabilidade Estabilidade de Aterros Sobre Colunas Granulares Métodos Convencionais Método de Priebe, Capítulo 4 - Estudo de Caso - Obra de Implantação do Aeroporto de Itajubá/MG Localização da Obra Características Gerais da Obra Geologia e Estratigrafia Regional Investigações Geotécnicas Estudos da Camada de Solo Compressível Sondagens a Percussão Ensaios Dilatométricos Ensaios Triaxiais Ensaios de Adensamento Edométrico Capítulo 5 - Obra de Implantação do Aeroporto de Itajubá/MG - Análises de Compressibilidade e Estabilidade

11 5.1 Parâmetros de Projeto Estimativa de Recalques e sua Evolução com o Tempo Análises de Estabilidade Situações Analisadas Perfil Geotécnico Parâmetros Geotécnicos Fator de Segurança Mínimo Resultados Análises de Estabilidade Considerações - Análises de Compressibilidade e Estabilidade Capítulo 6 - Execução dos Reforços e Estabilização do Solo de fundação do Aterro do Aeroporto de Itajubá/MG Metodologia Construtiva do Reforço de Fundação do Aterro Quantitativos dos Serviços de Reforço de Fundação do Aterro Instrumentação das Obras Periodicidade das Leituras Comentários Gerais Sobre a Instrumentação Inclinômetros Placas de Recalque Piezômetros Casagrande Capítulo 7 - Conclusões e Sugestões Considerações Finais Conclusões Investigações Geotécnicas Análises de Estabilidade Análises de Compressibilidade Síntese Geral Sugestões para Pesquisas Futuras REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ANEXO I SONDAGENS À PERCUSSÃO ANEXO II ENSAIOS DILATOMÉTRICOS

12 LISTA DE FIGURAS Figura 2.1 Modelos de ruptura de aterros sobre solos moles (Almeida, 1996) Figura Fluxograma das soluções típicas na construção de aterros sobre solos moles (Coutinho, 2005) Figura Acidente envolvendo escavação em solo mole (Vale, 2012) Figura Efeito do pré-carregamento na evolução dos recalques com o tempo (Almeida e Marques, 2010) Figura Aterro compactado em múltiplas camadas (Almeida e Marques, 2010) Figura Equilíbrio dos esforços atuante pelo emprego de berma de equilíbrio (Almeida e Marques, 2010) Figura Reforço da base de aterro sobre solo mole (Silva e Palmeira, 1998) Figura Equipamento de cravação das colunas granulares de brita (Keller) Figura 2.9 Sequência executiva das colunas granulares de brita (Keller) Figura Evolução dos recalques com o tempo, com e sem a utilização de drenos (Almeida e Marques, 2010) Figura Fluxo da água intersticial após a utilização dos drenos (Engegraut) Figura Execução dos geodrenos (Macaferri) Figura Estudo comparativo de custos de técnicas de estabilização (DNER, 1998) Figura Instrumentação de aterros sobre solos moles (Almeida e Marques, 2010) Figura Placas de recalque (Almeida e Marques, 2010) Figura Preparação do terreno para instalação das placas de recalques (Almeida e Marques, 2010) Figura Esquema típico de um extensômetro magnético (Almeida e Marques, 2010) Figura Esquema típico de um perfilômetro (Geokon incorporated, 2011) Figura Detalhe esquemático de um inclinômetro: (A) e (B) tubo inclinométrico e sonda inclinométrica, (C) sonda inclinométrica e (D) detalhe das leituras (Almeida e Marques, 2010) Figura Tipos de piezômetros (Vallejo et al., 2004) Figura Método de Asaoka - Interpretação de recalques (Almeida e Marques, 2010) Figura Tipos de recalques (Almeida e Marques, 2010) Figura Distorção Figura Ábaco de Osterberg Figura Gráfico da porcentagem de adensamento (U v ) com o fator tempo (T v ) Figura Altura ou distância de drenagem. (a) duas faces drenantes; (b) uma face drenante Figura 3.6 Drenagem Radial pela incorporação de drenos verticais (Fundesp, 2002) Figura Malha quadrada e triangular, respectivamente (Almeida e Marques, 2010) Figura Área de influência do dreno (Almeida e Marques, 2010) Figura Diâmetro equivalente de um dreno vertical geossintético (Almeida e Marques, 2010) Figura Ábaco de Priebe para obtenção do fator de redução dos recalques (Almeida e Marques, 2010) Figura Aterro construído em etapas (Almeida e Marques, 2010)

13 Figura Construção da linha de fim do secundário Figura Ruptura através do aterro e fundação (Perboni, 2003) Figura Fator de Correção Bjerrum (Torstensson, 1977) Figura Profundidade de fissura de tração de um aterro coesivo (Almeida e Marques, 2010) Figura Exemplos de reforços em aterros sobre solos moles (Almeida e Marques, 2010). 66 Figura Fator de segurança de aterros não-reforçados e reforçados: (a) reforço Figura Classes de ruptura de aterros sobre solos moles (Jewell et al., 1982) Figura Efeito do adensamento do solo mole de fundação Figura Diâmetros de influência das distribuições em malha das colunas de brita (LIMA,2012) Figura Esquema de célula unitária e distribuição de tensões nas colunas granulares (Almeida e Marques, 2010) Figura Fatores de carga suportados pelas colunas granulares (Priebe,1995) Figura Mapa de localização das obras (Engesolo, 2016) Figura Planta Geral - Aeroporto de Itajubá/MG (Engesolo, 2016) Figura Execução de sondagem à percussão (Engesolo, 2016) Figura a) Unidades de medida/controle e b) vistas frontal e transversal da lâmina (Engesolo, 2016) Figura Conjunto mecanizado para execução do ensaio dilatométrico - DMT (Engesolo, 2016) Figura Detalhe do sistema hidráulico de cravação da lâmina, a qual é conectada à unidade de aquisição de dados pela tubulação que passa no interior das hastes de cravação (Engesolo, 2016) Figura 4.7 Análise dos resultados dos ensaios dilatométricos Comportamento da Razão de Sobreadensamento do solo - OCR Figura Análise dos resultados dos ensaios dilatométricos - Coesão não drenada - C u, com as condições in situ constante e variável Figura Análise dos resultados dos ensaios dilatométricos - Coesão não drenada - C u, com as condições in situ e após carregamento (adensado) constante e variável Figura Análise dos resultados dos ensaios dilatométricos e triaxiais - Coesão não drenada - C u, com as condições in situ e após carregamento (adensado) constante e variável. 85 Figura Corpos de prova após a ruptura (Engesolo, 2016) Figura Envoltórias de resistência para tensões efetivas e totais (Engesolo, 2016) Figura Prensa de adensamento edométrico e amostras de solo mole coletadas - tubos Shelby (Engesolo, 2016) Figura Curva de compressão do solo - Est (Engesolo, 2016) Figura Curva de compressão do solo - Est (Engesolo, 2016) Figura Curva de compressão do solo - Est (Engesolo, 2016) Figura Perfil geotécnico do solo Figura Perfil geotécnico do solo - Execução de aterro em camada única - h=4,0m Figura Perfil geotécnico do solo - Execução de aterro em etapas - h=2,0m Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em camada única - h=4m, sem intervenção de reforço de fundação, (a) S u constante com a profundidade 12kPa (b) S u crescente com a profundidade 6 a 12kPa

14 Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em etapas (1 etapa de carregamento - h=2m), sem intervenção de reforço de fundação, (a) S u constante com a profundidade 12kPa (b) S u crescente com a profundidade 6 a 12kPa Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em etapas (2 etapa de carregamento - h=2m), sem intervenção de reforço de fundação,(a) S u constante com a profundidade 20kPa (b) S u crescente com a profundidade 10 a 25kPa Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em etapas (2 etapa de carregamento - h=2m), sem intervenção de reforço de fundação,(a) S u constante com a profundidade 20kPa (b) S u crescente com a profundidade 10 a 25kPa Fase de operação (sobrecarga 16t) Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em camada única - h=4m, com intervenção de reforço da fundação por meio da inclusão de colunas granulares de brita, final de construção (sem sobrecarga) e fase de operação (sobrecarga de 16t) Figura Vista da área do aterro do aeroporto de Itajubá/MG (Engesolo, 2016) Figura Vista da área onde será executado o reforço do subsolo para a implantação do aterro (Engesolo, 2016) Figura 6.3 Lançamento do aterro de conquista (Engesolo, 2016) Figura 6.4 Execução do caminho de serviço (Engesolo, 2016) Figura 6.5 Locação das estacas granulares de brita (Engesolo, 2016) Figura 6.6 Equipamentos para cravação dos reforços granulares (Engesolo, 2016) Figura 6.7 Execução/acabamento das colunas granulares de brita (Engesolo, 2016) Figura 6.8 Boletim individual com os dados da coluna granular de brita (Aterpa, 2016) Figura 6.9 Lançamento do colchão/lastro drenante de brita de gnaisse (Engesolo, 2016) Figura 6.10 Conclusão do colchão/lastro drenante (Engesolo, 2016) Figura 6.11 Lançamento da geogrelha sobre o colchão/lastro drenante (Engesolo, 2016) Figura 6.12 Conclusão da colocação da geogrelha sobre o colchão drenante (Engesolo, 2016) Figura 6.13 Lançamento da primeira camada de aterro sobre a geogrelha (Engesolo, 2016) Figura 6.14 Compactação da primeira camada de aterro (Engesolo, 2016) Figura 6.15 Registro da cheia de 2009 vista local na rotatória do acesso à Helibrás Figura 6.16 Execução de enrocamento para a proteção da saia de aterro (Engesolo, 2016). 121 Figura 6.17 Inclinômetro 01 Estaca (Aterpa, 2016) Figura 6.18 Inclinômetro 02 Estaca (Aterpa, 2016) Figura 6.19 Inclinômetro 04 Estaca (Aterpa, 2016) Figura 6.20 Inclinômetro 05 Estaca (Aterpa, 2016) Figura 6.21 Inclinômetro 03 Estaca 7+10 (Aterpa, 2016) Figura 6.22 Inclinômetro 06 Estaca (Aterpa, 2016) Figura 6.23 Monitoramento por placas de recalque (Aterpa, 2016) Figura 6.24 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-02 (Aterpa, 2016) Figura 6.25 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-09 (Aterpa, 2016) Figura 6.26 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-11 (Aterpa, 2016) Figura 6.27 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-01 (Aterpa, 2016) Figura 6.28 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-03 (Aterpa, 2016) Figura 6.29 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-04 (Aterpa, 2016)

15 Figura 6.30 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-05 (Aterpa, 2016) Figura 6.31 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-08 (Aterpa, 2016) Figura 6.32 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-06 (Aterpa, 2016) Figura 6.33 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-07 (Aterpa, 2016) Figura 6.34 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-07 (Aterpa, 2016)

16 LISTA DE TABELAS Tabela Resumo das metodologias construtivas e suas características (Almeida e Marques, 2010) Tabela Áreas e raios de influência para diferentes tipos de malha. (BALAAM &POULOS, 1983) Tabela Valores típicos de E c e ϕ c para colunas de brita (Cooper & Rose, et al., 1999) Tabela 4-1: Classificação dos solos em função da resistência (NBR-6484) Tabela 4-2: Identificação e profundidades dos ensaios (Engesolo, 2016) Tabela 4-3:Parâmetros obtidos nos ensaios dilatométricos (Engesolo, 2016) Tabela 4-4:Parâmetros obtidos nos ensaios de adensamento edométrico - Estaca Tabela 4-5:Parâmetros obtidos nos ensaios de adensamento edométrico - Estaca (Engesolo,2016) Tabela 4-6:Parâmetros obtidos nos ensaios de adensamento edométrico - Estaca (Engesolo,2016) Tabela 5-1:Parâmetros geotécnicos dos materiais de aterro, solo compressível, coluna de brita e solo residual de fundação Tabela 5-2:Parâmetros geotécnicos do solo compressível para as fases inicial e final de construção e da coluna de brita Tabela 5-3: Parâmetros geotécnicos empregados nas análises de estabilidade Tabela 5-4: Resumo dos fatores de segurança para as situações analisadas Tabela 6-1: Detalhamento das profundidades da camada de solo argiloso mole e/ou compressível, detectada em cada localização (Engesolo, 2016) Tabela 6-2:Especificações técnicas da geogrelha (Engesolo, 2016) Tabela 6-3: Quantitativos dos serviços de reforço de fundação de aterro (Engesolo, 2016)

17 Capítulo 1 - Introdução 1.1 Justificativa O projeto de aterros sobre argilas moles é um dos mais importantes e interessantes tópicos da engenharia geotécnica. Nele o projetista pode aplicar as teorias desenvolvidas na ciência Mecânica dos Solos, ajustando às numerosas observações de comportamento de aterros reais, seja pelas medidas de deformações, seja pela observação de rupturas, provocadas ou não, estudadas e relatadas em depoimentos publicados. É um tipo de projeto em que os benefícios de uma investigação aprimorada, com ensaios de laboratório, em complementação a programas de ensaios no campo, justificam plenamente os investimentos feitos (Almeida e Marques, 2010). Depósitos de argilas moles, sedimentos relativamente recentes, nas costas oceânicas e nas várzeas ribeirinhas, ocorrem em todo o mundo e, especialmente, no Brasil, com sua imensa costa litorânea. As baixadas litorâneas, historicamente ocupadas pelos assentamentos populacionais e, no presente, locais de implantação do sistema portuário necessário para a exportação de nossa produção, apresentam imensos depósitos de sedimentos marinhos a serem enfrentados. No interior do país, as vias rodoviárias e ferroviárias não têm como evitar a transposição das várzeas de sedimentos moles dos rios e córregos a serem transpostos, oferecendo amplo campo de aplicação da engenharia de projeto e construção sobre depósitos de argilas moles (Almeida e Marques, 2010). Atualmente, é cada vez mais importante estudar o comportamento de obras sobre solos saturados/compressíveis "solos moles", pois as áreas de solos competentes, do ponto de vista geotécnico, estão escassas para construção de novos empreendimentos. No Brasil, esse tema é de grande interesse, pois, ao longo de toda costa do país e nas várzeas dos rios, existem abundantes depósitos de argila mole, que impõem severos desafios à engenharia geotécnica, como a ruptura de aterros ou seu recalque excessivo. Este contexto é particularmente grave em projetos de aterros aeroportuários sobre solos moles, bastante frequentes e que são afetados, em larga escala, pelas condicionantes de prazos e cronogramas destes empreendimentos. 16

18 Assim, torna-se imprescindível a realização de estudos geotécnicos específicos para obras desta natureza, particularmente em termos de processos de estabilização e reforço dos aterros e do solo mole de fundação. A aplicação de aterros reforçados com elementos poliméricos e de drenos verticais de brita está, cada vez mais, assumindo as características de maior viabilidade e confiabilidade, condicionando os projetos a uma maior integralização dos parâmetros adotados com as propriedades reais dos solos moles existentes. Neste caso, procedimentos mais detalhados de investigação geotécnica dos solos locais, em termos de ensaios de campo e de laboratório, propiciam elementos mais consistentes para uma análise mais abrangente e mais criteriosa das condições de estabilidade e compressibilidade dos aterros aeroportuários sobre fundações compressíveis. 1.2 Objetivos do Trabalho A presente dissertação tem como objetivo principal avaliar o comportamento de aterros aeroportuários sobre solos moles, em termos de estabilidade e de compressibilidade, considerando a aplicação de elementos de reforço da fundação compressível e de dispositivos de aceleração de recalques. Para o caso específico da obra de implantação do aeroporto de Itajubá/MG, identificou-se uma fundação compressível muito espessa, com baixa capacidade de suporte e elevada compressibilidade. Como solução de tratamento, foram incorporados ao solo de fundação drenos verticais de brita, e na base do aterro, foi executado colchão drenante e geogrelha flexível como elementos de reforço. A presente dissertação consiste, na avaliação global destas soluções, no contexto dos trabalhos de investigações geotécnicas, critérios de projeto e metodologias construtivas, bem como a análise das condições reais de execução da obra. 1.3 Estruturação do Trabalho Este trabalho foi dividido em sete capítulos, com as seguintes abordagens: Capítulo 1: Contextualização geral do tema, caracterizando-se a importância da pesquisa realizada, objetivos propostos e estruturação do trabalho. 17

19 Capítulo 2: Neste capítulo, serão abordadas as metodologias mais usuais de projetos de aterros aeroportuários sobre solos compressíveis, destacando-se a conceituação geral de aterros aeroportuários sobre solos moles, técnicas de estabilização e reforço do aterro (execução de aterros em etapas, bermas de equilíbrio e aterros reforçados com geossintéticos) e técnicas de estabilização e reforço do solo compressível de fundação (remoção total ou parcial do solo mole, drenos verticais e aterros sobre colunas granulares de brita), bem como o monitoramento de obras sobre solos moles. Capítulo 3: Abordagem dos principais critérios de projeto de aterros sobre solos moles, envolvendo principalmente as análises de compressibilidade e estabilidade, abrangendo a previsão de recalques e deslocamentos horizontais, o dimensionamento de drenos verticais, modos de ruptura de aterros sobre solos moles, altura crítica do aterro, análise de estabilidade global de aterros reforçados e não reforçados sobre solos moles, e as análises de estabilidade de aterros sobre colunas granulares. Capítulo 4: Apresentação das características gerais da obra, incluindo a localização geográfica, geologia e estratigrafia local, histórico da obra, investigações geotécnicas (campo e laboratório) realizadas para a caracterização do solo compressível de fundação, bem como para a caracterização dos materiais a serem empregados na construção do aterro. Capítulo 5: Neste capítulo, serão abordadas as considerações preliminares à elaboração do projeto de implantação do aterro do aeroporto de Itajubá/MG (parâmetros de projeto, análises de estabilidade do aterro e fundação, análises de compressibilidade da fundação e resultados obtidos nos estudos de estabilidade). Capítulo 6: Projeto e execução das estruturas de reforço de fundação do aterro com estacas granulares de brita, reforço da base do aterro com geossintéticos, colchão/lastro drenante de brita. Será ainda apresentado o monitoramento da pista de pouso e decolagem durante a execução e operação do aterro (monitoramento de deslocamentos verticais, deslocamentos horizontais e medidas de poropressão). Capítulo 7: Conclusões finais obtidas no trabalho, reavaliação global das condicionantes de estabilidade e de compressibilidade da fundação do aterro do aeroporto de Itajubá/MG, bem como propostas para pesquisas adicionais que visem complementar e dar continuidade aos estudos relacionados à construção de aterros de aeroportos sobre solos moles. 18

20 Capítulo 2 - Aterros Aeroportuários, Metodologias Construtivas e Monitoramento de Obras Sobre Solos Moles A implantação de obras aeroportuárias requer a elaboração de um projeto adequado de terraplenagem, que delimitará ao longo da pista os trechos que serão implantados em corte e aqueles que serão executados em aterros. Aterros constituem todos aqueles segmentos da via cuja implementação requer o depósito de materiais (que deverão ser criteriosamente selecionados), podendo estes serem oriundos dos próprios cortes e/ou áreas de empréstimo. As operações relacionadas à execução do aterro compreendem a descarga, o espalhamento, a correção da umidade (umedecimento ou aeração) e a compactação dos materiais escavados, para confecção do corpo e da camada final de terraplenagem. As obras de terraplenagem para a execução dos aterros necessários à implantação de toda a superestrutura dos aeroportos no Brasil devem seguir as especificações técnicas vigentes, sobretudo na Agência Nacional de Aviação Civil - ANAC, no que se refere aos materiais empregados na construção do aterro, bem como na fiscalização e aceitação dos serviços. 2.1 Aterros Sobre Solos Moles A execução de aterros sobre solos moles, que se caracterizam por apresentarem baixa resistência ao cisalhamento e elevada compressibilidade, exigem análises específicas e a adoção de procedimentos não convencionais para a superação dos problemas detectados. Um fator de grande relevância nos estudos do comportamento de obras sobre solos moles corresponde às análises de suas condições de estabilidade interna (aterro), estabilidade externa (fundação) e estabilidade global (aterro+fundação), cujos modelos de ruptura são ilustrados na Figura 2.1 Modelos de ruptura de aterros sobre solos moles (Almeida, 1996). 19

21 Figura 2.1 Modelos de ruptura de aterros sobre solos moles (Almeida, 1996). Assim, técnicas diversas têm sido desenvolvidas ou aperfeiçoadas, nestas últimas décadas, com a finalidade de excluir ou minimizar os problemas originados pela elevada compressibilidade e baixa resistência dos solos moles. Entre estas técnicas, citam-se os processos de estabilização hidráulica, estabilização física e reforço dos solos (Perboni, 2003). Os mecanismos de estabilização hidráulica do solo de fundação baseiam-se na alteração das condições de fluxo da água intersticial presente na massa do solo, enquanto que na estabilização física, o emprego de elementos laterais ou mesmo alterações de geometria no aterro, criam esforços de compensação aos esforços induzidos sobre o solo compressível. Quanto às técnicas de reforço, tem-se a melhoria significativa das propriedades geotécnicas da fundação devido à inserção de materiais, sobretudo os geossintéticos, que formam um material compósito muito mais competente do ponto de vista geotécnico. Na engenharia geotécnica é muito comum o uso combinado de mais de uma técnica para se obter resultados satisfatórios e atender aos prazos cada vez mais restritos para a entrega das obras. 20

22 2.2 Metodologias Construtivas Sobre Solos Moles A técnica construtiva mais adequada está associada a diversas questões, que abrangem basicamente as características do depósito, a utilização da área, envolvendo também a vizinhança local, os prazos construtivos e os custos envolvidos na implantação do empreendimento. Restrições de prazo podem inviabilizar as técnicas convencionais de execução de aterros sobre solos moles, favorecendo as técnicas mais avançadas do ponto de vista construtivo, e ainda, as antigas técnicas de remoção do solo mole de fundação se tornam cada vez mais restritas, em virtude das espessas camadas de solo mole e da inexistência de áreas disponíveis para o descarte desses materiais. Outro ponto importante, é que muitas vezes há também a restrição de espaço, que pode inviabilizar o uso de bermas de equilíbrio. Em virtude das diversas condicionantes para uma escolha consciente da técnica a ser adotada em cada caso, apresenta-se a seguir algumas das diversas metodologias construtivas sobre solos moles, bem como um fluxograma com as principais técnicas utilizadas no Brasil - Figura 2.2, e ao final deste item um quadro sucinto com as diversas técnicas construtivas Tabela

23 Figura Fluxograma das soluções típicas na construção de aterros sobre solos moles (Coutinho, 2005) Remoção Total ou Parcial do Solo Mole A substituição de solos moles consiste na retirada total ou parcial desses solos por meio de dragas ou escavadeiras e na imediata execução de um reaterro em substituição ao solo mole. Esse método construtivo é utilizado em geral nos depósitos com espessuras de solos compressíveis de até 4 metros e tem como vantagem a diminuição ou eliminação dos recalques e o aumento do fator de segurança contra ruptura (Almeida e Marques, 2010). Inicialmente é executado um aterro de conquista sobre o solo mole, apenas para permitir a entrada de equipamentos, e logo após a draga inicia a escavação do solo mole, seguido do preenchimento da cava com material proveniente de áreas de empréstimo. A substituição pode ainda ser efetuada, realizando-se o lançamento de pedra jogada, de tal forma que o enrocamento expulsa a água presente no solo mole, tornando-o mais resistente e menos deformável. 22

24 Em função da baixa capacidade de suporte dessas camadas superficiais, a remoção deve ser previamente planejada, pois o desconfinamento da massa de solo durante a escavação é uma condicionante de risco que poderá conduzir a acidentes, conforme ilustrado na Figura 2.3. Figura Acidente envolvendo escavação em solo mole (Vale, 2012) Aplicação de Sobrecargas e Execução do Aterro em Etapas A aplicação de sobrecargas, na forma de aterros não compactados, tem a finalidade de expulsar a água intersticial a partir de um carregamento, iniciando-se um mecanismo de adensamento, caracterizado por um processo gradual de transferência de excesso de poropressões em tensões efetivas. Com a saída da água, o índice de vazios é reduzido e o rearranjo das partículas confere maior resistência à camada, crescente com o decorrer do tempo até alcançar um nível de equilíbrio. A atuação da sobrecarga propicia uma substancial redução previa dos recalques previstos - Figura 2.4, de forma que a estrutura final possa absorver, sem maiores problemas, os recalques remanescentes (Almeida e Marques, 2010). 23

25 Figura Efeito do pré-carregamento na evolução dos recalques com o tempo (Almeida e Marques, 2010). A construção dos aterros compactados, bem como a utilização de sobrecarga, fica condicionada à capacidade de suporte dos solos de fundação e esse requisito implica comumente a necessidade de construção do aterro em várias etapas. Essa técnica consiste em promover gradativamente o aumento da capacidade de suporte do solo mole, pelo acréscimo das tensões efetivas, a partir da aplicação de cargas inferiores ao carregamento final, em estágios sucessivos - Figura 2.5. Os procedimentos envolvem análises detalhadas das condições de estabilidade e de compressibilidade do aterro (Perboni, 2003). Figura Aterro compactado em múltiplas camadas (Almeida e Marques, 2010). Trata-se de uma técnica bastante simples, mas que demanda longos períodos para a completa estabilização dos recalques, o que em muitos casos não é adequado. Na prática é comum a utilização dessa técnica em conjunto com outros processos capazes de acelerar globalmente o processo de adensamento da camada. 24

26 2.2.3 Aterros com Bermas de Equilíbrio O emprego de bermas de equilíbrio é uma solução de estabilização física, não alterando as propriedades geotécnicas do solo mole da fundação - Figura 2.6. O princípio desta técnica está associado ao equilíbrio dos esforços atuantes pela execução de plataformas laterais de contrapeso, construídas junto ao aterro principal, que são responsáveis por criar um momento contrário ao de ruptura provocado pela carga do aterro, aumentando o confinamento e consequentemente a capacidade de carga da fundação. É possível também evitar o deslocamento dos materiais instáveis, durante a execução do aterro, visto que as bermas de equilíbrio servem de contrapeso aos empuxos resultantes da carga do aterro principal (Almeida e Marques, 2010). Figura Equilíbrio dos esforços atuante pelo emprego de berma de equilíbrio (Almeida e Marques, 2010). Os principais condicionantes do emprego de bermas de equilíbrio referem-se à quantidade de material de aterro necessário e a amplas áreas laterais para sua implantação Aterros Reforçados com Geossintéticos Este método consiste na inclusão de materiais poliméricos de elevada resistência e rigidez na base do aterro - Figura 2.7, aumentando-se o fator de segurança do sistema em termos de estabilidade global, durante o processo executivo e nas fases subsequentes de adensamento do solo de fundação (Silva e Palmeira, 1998). 25

27 Figura Reforço da base de aterro sobre solo mole (Silva e Palmeira, 1998). Essas inclusões podem ser na forma de geotêxteis ou geogrelhas, que são elementos bidimensionais, diferenciados pelos mecanismos de interação solo-reforço. No caso dos geotêxteis, a interação resulta basicamente do atrito gerado na interface entre o solo e a superfície de reforço, enquanto que nas geogrelhas os mecanismos responsáveis pela condição estabilizadora do aterro são resultantes do atrito e da resistência passiva ou ancoragem (Perboni, 2003). Com base em estudos feitos sobre aterros reforçados (Almeida, 1996; Silva e Palmeira, 1998), constata-se que este método proporciona melhor distribuição das tensões aplicadas pelo aterro sobre o solo de fundação, minimização dos recalques diferenciais, redução dos deslocamentos horizontais, redução do tempo de execução, aumento do fator de segurança do conjunto e o aumento da vida útil da obra Aterros Estruturados por Colunas Granulares A técnica de melhoramento de solo com colunas de brita foi desenvolvida no final da década de 1950 na Europa. Essa técnica consiste na formação de colunas de brita por meio de vibrosubstituição com material granular (brita) de camadas com baixa capacidade de suporte do subsolo. 26

28 Essa solução garante a drenagem das camadas moles e saturadas, quando solicitadas pelos aterros, acelerando os seus recalques. A inclusão das colunas granulares reforçam as camadas compressíveis reduzindo os valores dos referidos recalques, sendo importante também, o ganho de estabilidade dos aterros sobre os solos moles bem como a redução das solicitações horizontais sobre as estruturas implantadas na área de tratamento, que se originam devido aos recalques. Essas inclusões de brita apresentam módulo de deformabilidade elevado se comparado ao solo compressível circunvizinho e, ainda, grande capacidade de drenagem. Estes elementos reduzem o período de consolidação pela concentração e redistribuição das cargas aplicadas, aumentando a capacidade de suporte do solo de fundação e minimizando os recalques. Como regra, as colunas de brita são executadas com um vibrador trémie, que tem na sua extremidade superior um crivo e uma tremonha para alimentação da brita. Esses equipamentos, desenvolvidos especialmente para execução de colunas de brita, são dotados de tubos vibradores de baixa frequência, que podem ser montados sobre esteiras, chamados vibrocats - Figura 2.8. Os vibrocats podem ser empregados na execução de colunas de brita até 20m de profundidade. Em situações em que a profundidade de instalação das colunas de brita for acima de 20m, os vibradores são acoplados a guindastes - Sistema S-Alpha - e podem executar colunas em profundidades superiores a 30m. O sistema S-Alpha também é utilizado em obras offshore, onde pode ser montado em gruas sobre embarcações. Em relação às características do vibrador, é relevante referir que este é constituído por um motor elétrico montado dentro de um cilindro, que faz girar uma massa excêntrica em torno de um eixo vertical, provocando as vibrações radiais. O comprimento dos vibradores varia entre 3m e 5m, sendo conectados a tubos prolongadores para se atingir profundidades maiores. Os equipamentos vibratórios, além de garantirem a verticalidade das colunas de brita por meio do peso do vibrador, também são fundamentais para compactação e expansão lateral da brita contra o solo envolvente. 27

29 Figura Equipamento de cravação das colunas granulares de brita (Keller). Em situações em que houver camadas superficiais de solo muito compactas, faz-se necessária à execução de pré-furo para auxiliar a penetração do equipamento vibratório. Quando o conjunto solo-coluna é carregado, ocorre concentração de tensões nas colunas pelo efeito de maior rigidez das colunas, comparativamente ao solo mole circundante. Numa coluna, o material que constitui a brita não apresenta coesão interna, então, quando ela é carregada verticalmente, apresenta uma tendência de se expandir radialmente. Assim, o solo atua por um mecanismo de reação passiva contrária à brita pela tensão de confinamento. A distribuição uniforme das colunas pela área de solo a tratar é essencial para alcançar um bom resultado quanto ao melhoramento do solo. Outro aspecto positivo da técnica de melhoria de solos com uso de colunas de brita é a facilidade construtiva, garantindo produtividade e redução de custos às obras construídas sobre solos moles. 28

30 O método construtivo é realizado em cinco etapas - Figura 2.9: 1-Preparação O equipamento é instalado no ponto de penetração e estabilizado com macacos hidráulicos. A alimentação da brita é assegurada por uma caçamba elevatória. 2-Enchimento A brita contida na caçamba é despejada na tremonha do vibrador, que é em seguida fechada. A utilização de ar comprimido permite o fluxo contínuo da brita até o orifício de saída. 3-Penetração Por meio da insuflação de ar comprimido e da ativação sobre o vibrador, este desce até a profundidade do solo competente, comprimindo-o lateralmente. 4-Compactação Quando a profundidade estabelecida é atingida, sobe-se ligeiramente o vibrador e a brita é colocada no espaço livre. Em seguida, volta-se a descer o vibrador para expandir lateralmente a brita contra o solo, compactando-os. 5-Acabamento A coluna de brita é assim executada por passos sucessivos, até a superfície. Para a execução de colunas de brita usa-se agregado pétreo com granulometria na faixa de 12,5mm a 35mm (brita nº 1 a 2 de gnaisse), o mesmo deve ser inerte e limpo, ou seja, sem a presença de finos. 29

31 Figura 2.9 Sequência executiva das colunas granulares de brita (Keller) Emprego de Drenos Fibroquímicos A utilização de drenos verticais promove a aceleração dos recalques ao diminuir o caminho de drenagem dentro da massa de solo compressível para cerca da metade da distância horizontal entre os drenos. Os drenos verticais de areia foram pioneiramente utilizados em fins de 1920, no estado da Califórnia, USA. Nos anos 1970 começou-se empregar os drenos pré-fabricados (drenos fibroquímicos ou geodrenos), que consistem em um núcleo de PVC ou PEAD com filtro de geotêxtil ao redor. Essa solução melhora a drenagem das camadas moles, acelerando o processo de adensamento devido à execução dos aterros - Figura Vale ressaltar que a utilização dos drenos fibroquímicos não reduz a magnitude dos referidos recalques previstos, e não contribuem como elementos de reforço para aumento da estabilidade dos aterros sobre os solos moles. 30

32 Figura Evolução dos recalques com o tempo, com e sem a utilização de drenos (Almeida e Marques, 2010). Com instalação de drenos verticais, a direção do fluxo de água da massa de solo passa de predominantemente vertical para horizontal (radial) - Figura A água coletada pelos elementos verticais é encaminhada para a superfície do terreno natural, para o colchão drenante, que deve ter espessura e declividade suficientes para o seu lançamento por gravidade ou por bombeamento. Figura Fluxo da água intersticial após a utilização dos drenos (Engegraut). O método consiste na cravação de membranas plásticas, com cerca de 10cm de largura por 5mm de espessura, envolvidas por geomembranas. A cravação é feita por meio de lanças verticais, que podem atingir cerca de 30 metros de profundidade - Figura

33 Segue-se com a aplicação de aterro provisório de sobrecarga para que os drenos absorvam e filtrem as águas desses solos, gerando um rebaixamento dos mesmos, tornando-os mais densos e minimizando os recalques ao longo do tempo. A implantação dos geodrenos inicia-se com a demarcação dos locais onde os drenos serão cravados. Terminado este procedimento, inicia-se a cravação dos drenos, que é feita por equipamento de cravação com torre adequada à profundidade que o dreno deverá alcançar. No centro da torre, está instalada a lança que levará o dreno à profundidade exigida no projeto. O geodreno é introduzido no interior da lança de cravação até a sua extremidade inferior, onde é preso a uma ponteira metálica especial. Em seguida, a lança é acionada para baixo, levando o geodreno à profundidade projetada. Como o solo tem baixa resistência, não há necessidade de fluido perfurante auxiliar. Feita a cravação, o geodreno é cortado manualmente, sempre alguns centímetros acima do solo. Após a cravação dos drenos, é colocada uma manta drenante (areia ou tecido geossintético) sobre a área a ser adensada e sobre essa manta é executado um aterro provisório. Figura Execução dos geodrenos (Macaferri). 32

34 2.2.7 Comparativo das Técnicas Construtivas Sobre Solos Moles Neste item será apresentado um quadro resumo das diversas técnicas construtivas existentes para a construção de obras sobre solos moles, salientando-se alguns parâmetros necessários, bem como algumas desvantagens e graus de confiabilidade de cada técnica. A técnica a ser adotada requer estudos específicos de cada caso. Os principais pontos são norteados basicamente em função do custo - Figura 2.13, prazos para estabilização dos recalques e parâmetros geotécnicos da camada compressível a ser tratada, bem como o porte da obra a ser implantada. Figura Estudo comparativo de custos de técnicas de estabilização (DNER, 1998) A Tabela 2-1 apresentada a seguir, sintetiza as principais características das metodologias construtivas de aterros sobre solos moles, apresentando algumas particularidades de cada uma. 33

35 Tabela Resumo das metodologias construtivas e suas características (Almeida e Marques, 2010). RESUMO DAS METODOLOGIAS CONSTRUTIVAS E SUAS CARACTERÍSTICAS DESVANTA DADOS CONFIABILI- TÉCNICAS CARACTERÍSTICA - COMENTÁRIOS NECESSÁRIOS DADE GENS Remoção total ou parcial da camada mole Eficaz, rápido, grandes impactos ambientais, sendo necessário sondagens para aferição da quantidade de solo removido Espessura da camada a ser removida Local para disposição do solo removido Boa em casos de total substituição Alto custo, sobretudo para camadas espessas (em geral maiores que 4m) Aterro convencional Estabilização dos recalques é lenta Espessura da camada compressível e parâmetros geotécnicos da fundação Limitações quanto a altura do aterro e prazos elevados de execução Baixa Baixo custo porém com restrições de altura de aterro Construção em etapas Utilizada, na maioria dos casos, com drenos verticais, sendo necessário o monitoramento do ganho de resistência da fundação Espessura da camada compressível e parâmetros geotécnicos da fundação Longo prazo, se não associado a drenos verticais Boa, se executado devido monitoramento Baixo se não associado a drenos verticais Drenos verticais com sobrecarga Utilizado para acelerar os recalques, com grande experiência acumulada. Usa-se a sobrecarga temporária para diminuir os recalques primários e secundários remanescentes Espessura da camada, compressibilidade e permeabilidade vertical e horizontal Custo Boa Relativamente caro Bermas de equilíbrio Colunas granulares (estacas granulares) Frequentemente adotada, porém requer espaço lateral Aceleração dos recalques devido a natureza drenante as colunas, em geral, são instaladas geogrelhas acima das estacas Espessura da camada compressível e parâmetros geotécnicos da fundação Resistência do solo e módulos de deformabilidade Limitação física Equipamento s pesados e testes preliminares de campo Boa Boa após análises e testes em campo Grandes volumes de terraplenagem Alto custo 34

36 2.3 Monitoramento de Obras Sobre Solos Moles A instrumentação de aterros sobre solos moles tem como objetivo verificar os critérios adotados no projeto, de maneira a avaliar se os parâmetros utilizados estão adequados ao desempenho da obra. Adicionalmente, o monitoramento contínuo possibilita o acompanhamento da segurança da obra, durante ou mesmo após a construção, permitindo a realização de medidas corretivas, caso necessárias. Por último, as informações referentes ao comportamento do aterro e fundação permitem o aprimoramento dos métodos de projeto e das técnicas de construção (Dunnicliff, 1993). Segundo Almeida e Marques (2010), os objetivos da instrumentação geotécnica e o monitoramento das obras são verificar as premissas de projeto, auxiliar o planejamento da obra, principalmente no que concerne à sua segurança nas fases de carregamentos e descarregamentos, bem como garantir a integridade de obras vizinhas. Estes autores ainda propõem alguns critérios importantes a serem seguidos a fim de se garantir que os objetivos traçados para a instrumentação sejam atingidos: deve-se conhecer a grandeza das medidas fornecidas pelos instrumentos, bem como a faixa de variação esperada; as análises devem ser realizadas logo após as leituras, a fim de que haja tempo adequado para decisões com relação à obra; a especificação técnica da instrumentação deve informar como os instrumentos serão instalados, sua locação e profundidade, a periodicidade das leituras e de que forma as medidas serão realizadas. Deve também informar o prazo para a apresentação das análises, os valores de alerta e as decisões associadas a esses valores; os instrumentos devem ser locados por coordenadas e altimetria. A instrumentação deve ser na medida do possível, instalada próxima a locais onde foram executadas sondagens e ensaios. 35

37 Dienstmann (2011) divide em três os grupos de medidas de campo mais comumente empregadas em obras de aterros sobre solos moles, sendo eles: deslocamentos verticais medidos tanto na interface do aterro com o solo mole de fundação como em profundidade, dentro da camada compressível, resultando em dados de recalques totais e parciais, respectivamente; deslocamentos horizontais medidos na camada mole de fundação, próximo ao pé do aterro (offsets), onde a formação de superfícies potenciais pode ter origem; poropressões medidas no solo mole, em diferentes profundidades e pontos, de modo a avaliar o andamento das obras em seus processos de carregamento e adensamento. A Figura 2.14 apresentada a seguir ilustra os principais tipos de instrumentos utilizados no monitoramento de aterros sobre solos moles. Figura Instrumentação de aterros sobre solos moles (Almeida e Marques, 2010) Medidas de Deslocamentos Verticais Para se medir deslocamentos verticais, atualmente se dispõem de alguns equipamentos mais sofisticados, entretanto, instrumentos mais simples e baratos ainda continuam sendo amplamente utilizados. A seguir são descritos os principais equipamentos empregados em medidas de deslocamentos verticais. 36

38 Placas de Recalque Segundo Almeida e Marques (2010), as placas de recalque, compostas por uma placa metálica quadrada solidarizada a uma haste, são os instrumentos mais simples utilizados em projetos de instrumentação. Dienstmann (2011) comenta que as placas podem também ser de concreto armado ou mesmo de compensado naval. As hastes são instaladas internamente a tubos, normalmente de PVC, que tem como objetivo diminuir o atrito entre a haste e o solo. O monitoramento das placas é feito por topografia, sendo fundamental que estejam próximas de uma referência indeslocável, chamada de benchmark, para se referenciar as medidas. A ampla utilização desse tipo de instrumentação deve-se a sua simplicidade de execução e fácil instalação. As placas de recalque devem ser instaladas antes do lançamento do aterro, para que não haja perda dos dados da instrumentação, devendo as mesmas ter proteção mecânica para que não seja danificado os equipamentos durante a construção do aterro. Ortigão (1980) afirma que as placas de recalques são instrumentos bastante confiáveis, desde que tomados alguns cuidados básicos: a placa deve ser pesada o suficiente para que, com a construção das primeiras camadas de aterro sua estrutura não venha a se desnivelar, prejudicando as medidas que posteriormente serão feitas; antes da instalação das placas, deve-se remover cerca de 20cm do solo natural, condizente a camada vegetal, a fim de assentar a placa diretamente sobre o solo mole de fundação do aterro. As Figura 2.15 e Figura 2.16 apresentadas a seguir, mostram respectivamente as placas de recalques típicas em projetos de instrumentação de aterros sobre solos moles, e o preparo do terreno para instalação dos instrumentos. 37

39 Figura Placas de recalque (Almeida e Marques, 2010). Figura Preparação do terreno para instalação das placas de recalques (Almeida e Marques, 2010). A periodicidade das leituras depende dos cronogramas executivos do aterro e da velocidade de lançamento do material. Em geral, durante a execução do aterro, as leituras são realizadas duas vezes por semana, diminuindo para cerca de uma vez por semana após o término da execução do aterro. 38

40 Extensômetros Magnéticos Segundo Almeida e Marques (2010), os extênsometros são utilizados para medir deslocamentos ao longo de uma vertical em diferentes pontos e diferentes camadas. Ao contrário das placas de recalque, os extensômetros são capazes de medir recalques específicos de cada camada. Estes instrumentos, mais utilizados em obras de grande porte, são compostos por um tubo guia e anéis magnéticos que são ancorados ao terreno em profundidades pré-estabelecidas. Segundo Dienstmann (2011), ao se introduzir uma sonda no tubo, a cada passagem da mesma pelos anéis magnéticos um som é emitido permitindo-se saber a sua profundidade e consequentemente seu deslocamento específico. Almeida e Marques (2010) afirmam que as leituras são referenciadas ao fundo do tubo, que durante a sua instalação deve alcançar uma camada dita indeslocável. Os autores descrevem também que os extensômetros de cordas vibrantes ainda são muito pouco utilizados no país, mas que apresentam um bom desempenho. A Figura 2.17 apresentada a seguir mostra o esquema do extensômetro com seus principais componentes. Figura Esquema típico de um extensômetro magnético (Almeida e Marques, 2010). 39

41 Perfilômetros Segundo Almeida e Marques (2010), os perfilômetros são instrumentos que permitem medir os recalques ao longo de toda a base do aterro, resultando em medidas mais precisas e contínuas quando comparado às placas de recalque. Um tubo é instalado na interface do aterro com o solo de fundação por onde é puxada uma sonda capaz de medir os deslocamentos do tubo. A grande vantagem do perfilômetro com relação às placas de recalque são as medidas contínuas ao longo de toda a base do aterro e o fato de que o instrumento fica enterrado, não atrapalhando assim a movimentação do maquinário e construção do restante do aterro. Uma possível dificuldade na utilização dos perfilômetros é que se os recalques tiverem grandes magnitudes, pode ser difícil passar a sonda pelo tubo, e nesse caso, o perfilômetro ficaria inoperante. A Figura 2.18 apresentada a seguir mostra a esquematização de um perfilômetro. Figura Esquema típico de um perfilômetro (Geokon incorporated, 2011) Medidas de Deslocamentos Horizontais Existem diversos tipos de instrumentos utilizados para a medição dos deslocamentos horizontais, muitos deles são muito semelhantes aos utilizados para a aferição dos deslocamentos verticais, apenas posicionados na direção oposta (Ortigão, 1980). 40

42 Almeida e Marques (2010) descrevem o inclinômetro, como o principal instrumento e o mais comum, na aferição de deslocamentos horizontais por meio da medida do desvio do tubo guia com relação à vertical, conforme mostrado na Figura 2.19 a seguir. Figura Detalhe esquemático de um inclinômetro: (A) e (B) tubo inclinométrico e sonda inclinométrica, (C) sonda inclinométrica e (D) detalhe das leituras (Almeida e Marques, 2010). A sequência de leituras no tempo permite determinar a progressão dos movimentos do talude e localizar a profundidade de uma eventual superfície de ruptura. A utilização de inclinômetros é uma prática bastante conhecida em obras geotécnicas. Os procedimentos de instalação são apresentados em detalhes na literatura (Dunnicliff e Green, 1988; Ortigão e Sayão, 2004). 41

43 2.3.3 Medidas de Poropressão As medidas de poropressão são realizadas por piezômetros dos mais diversos tipos. O piezômetro mais utilizado em obras sobre solos moles é o de Casagrande (de ponta aberta), ver Figura Figura Tipos de piezômetros (Vallejo et al., 2004). Os piezômetros têm como finalidade a medição de poropressões e podem ser instalados em várias profundidades. A utilização de piezômetros na instrumentação de obras sobre solos moles é de extrema importância, pois a redução das poropressões no solo é o indicador que a carga aplicada está sendo absorvida pelos grãos do solo sob a forma de tensões efetivas. Quando toda a pressão neutra for dissipada, implica que para aquele estágio de carregamento, o solo está em seu menor volume de vazios, e, portanto o mesmo já está preparado para suportar um novo carregamento. O piezômetro de tubo aberto ou piezômetro Casagrande é o mais simples e o mais utilizado. Este piezômetro consiste em um tubo vertical, com extremidade perfurada, que permite o fluxo de água entre o solo e o tubo até a equalização de tensões na água. Dentre as principais vantagens do piezômetro de tubo aberto, pode-se citar a confiabilidade, a durabilidade e a possibilidade de verificação do funcionamento através de ensaio de recuperação do nível d água. 42

44 Suas limitações são: interferência no canteiro de obras e o elevado tempo de resposta em solos de baixa permeabilidade. Nos piezômetros elétricos as pressões de água são monitoradas por um transdutor elétrico. A principal vantagem desse equipamento em relação ao piezômetro de tubo aberto está associada aos mais baixos tempos de resposta, devido ao pequeno volume de água que o maciço precisa fornecer para o deslocamento do diafragma do transdutor (Cruz, 1996) Interpretação dos Resultados de Monitoramento A partir das análises da evolução dos recalques com o tempo, s(t), e da variação das poropressões, u(t), é possível obter parâmetros de campo, tais como coeficiente de adensamento e recalques a tempo infinito, bem como valores de alerta para os quais o aterro deve ser removido, no caso de sobrecarga, de alteamentos e no caso de aterros executados em etapas. Dentre os vários métodos constantes na bibliografia técnica, o método de Asaoka, apresentado a seguir, permite o cálculo dos coeficientes de adensamento vertical e horizontal através da interpretação das medidas de recalques obtidos no monitoramento da obra Método de Asaoka (1978) O método desenvolvido por Asaoka (1978) baseia-se nas análises dos dados de recalque coletados em campo objetivando determinar o recalque final e os coeficientes de adensamento vertical e horizontal. Para o caso de drenagem vertical o método de Asaoka (1978) adota a equação do adensamento de Mikasa (1963), definida pela Equação 2.1: v t C v 2 v 2 z (2-1) Sendo: v deformação volumétrica vertical C v coeficiente de adensamento vertical t tempo 43

45 Assim sendo, o valor do coeficiente de adensamento vertical proposto por Asaoka é dado pela Equação 2.2: C v 5 2 ln H d 12 t 1 (2-2) Sendo: H d distância de drenagem 1 coeficiente angular t tempo Para o caso de drenagem radial pura segundo Magnan e Deroy (1980), através da equação de Barron (1948), utilizando a condição de deformações verticais iguais, propuseram que o coeficiente de adensamento horizontal seria dado pela Equação 2.3: C h F( N) 2 ln de 8 t 1 (2-3) Sendo: F(N) função relativa ao diâmetro de influência de um dreno e ao seu diâmetro efetivo d e diâmetro efetivo de um dreno 1 coeficiente angular t tempo Para o caso de drenagem combinada vertical e radial, Magnan e Deroy (1980) propuseram inicialmente uma equação para o cálculo do coeficiente de adensamento horizontal dada pela Equação 2.4: C h 2 2 de F( N) ln 1 Cv 2 8 t 4 H d (2-4) Observa-se então que a expressão (2.4) resulta em um sistema indeterminado, com duas incógnitas, C v e C h, e apenas uma equação. Assim sendo, torna-se necessária uma informação adicional, qual seja a relação entre os coeficientes de adensamento vertical e horizontal. 44

46 Atribuindo-se um valor para C v e inserindo-se a relação r (C h / C v ), a equação (2.4) pode ser escrita conforme a Equação 2.5: C h d 2 e ln 1 t 2 8 F( N) 4 r H 2 d (2-5) Para a determinação do coeficiente angular 1, basta traçar a curva recalques medidos em função do intervalo de tempo t constantes, conforme esquematizado na Figura 2.21 a seguir: Figura Método de Asaoka - Interpretação de recalques (Almeida e Marques, 2010). Algumas considerações importantes a respeito do método de Asaoka são: para o caso de carregamento por etapas, adota-se um coeficiente angular para cada etapa de carregamento constante; o método só pode ser aplicado após transcorridos 60% de adensamento; indispensável o conhecimento da estimativa do recalque final. Os erros correntes pela utilização do método fora da faixa de validação acarretam, no caso de adensamento predominantemente vertical, recalques menores e coeficiente de adensamento vertical maior que o real. Para o caso de adensamento radial e combinado, vertical e horizontal, respeitando a faixa de validação, o método apresenta correta estimativa para os recalques, porém o coeficiente de adensamento depende da geometria da zona de amolgamento em torno do dreno. 45

47 Capítulo 3 - Critérios de Projeto de Aterros Sobre Solos Moles - Compressibilidade e Estabilidade Os critérios de projeto de aterros sobre solos moles estão condicionados ao comportamento da obra quanto à sua compressibilidade e à sua estabilidade, enquanto que os parâmetros adotados nas análises são caracterizados pelos ensaios de campo e de laboratório. Quanto aos estudos relativos às condições de compressibilidade das camadas de solo sob o aterro, estes envolvem a determinação dos valores dos recalques imediatos, primários e secundários e a previsão da evolução dos mesmos com o tempo. As teorias mais comumente empregadas para o adensamento primário são as desenvolvidas por Terzaghi (drenagem vertical), a teoria de Barron (drenagem radial) ou ainda, através da teoria de Carrillo que considera drenagens vertical e radial ocorrendo simultaneamente. Além disto, os estudos de compressibilidade envolvem a verificação dos deslocamentos horizontais e sua interferência na estabilidade dos componentes de infraestrutura e meso-estrutura das construções adjacentes. 3.1 Adensamento em Argilas Moles Segundo Martins (2011), o adensamento primário é o processo de compressão (relação entre a variação de volume de um elemento de solo e a variação do estado de tensões efetivas) ao longo do tempo, para um solo saturado, ocasionado pela expulsão de uma quantidade de água igual à redução do volume de vazios. Como resultado deste processo, tem-se a transferência gradual do excesso de poropressão, gerado pelo carregamento, para a tensão efetiva, fenômeno pelo qual os recalques ocorrem com expulsão da água do interior dos vazios do solo. No caso das argilas saturadas, devida à baixa permeabilidade e o baixo valor do coeficiente de adensamento, esse processo de deformação se desenvolve lentamente. Quando um acréscimo de tensão é aplicado rapidamente no solo, inicialmente, a água nos vazios suporta toda essa tensão. A poropressão aumenta de um valor igual ao acréscimo de tensão aplicada, denominada de excesso de poropressão. Assim a tensão efetiva não se altera, já que não há deformação no solo (não há variação de volume). Estando a água em carga hidráulica superior à que estabeleceria equilíbrio com o meio externo, passa a ocorrer percolação desta água, em direção às áreas mais permeáveis e/ou com menor carga total. A saída da água indica que está havendo redução do índice de vazios e, consequentemente, está variando o volume do solo e 46

48 havendo um aumento da tensão efetiva. Com isso, a tensão aplicada está sendo suportada pelo esqueleto sólido. O processo continua até que toda a pressão aplicada tenha sido transferida para o esqueleto sólido e o excesso de poropressão tenha sido dissipado. Através desse fenômeno, foi desenvolvida a Teoria de Adensamento Unidimensional de Terzaghi. 3.2 História de Tensões Em algumas situações de análise do comportamento dos solos em Engenharia Geotécnica, faz-se necessário determinar as condições de adensamento em que se encontra o solo, ou seja, a história de tensões do solo. A razão de pré-adensamento (RSA ou OCR) de um solo é a relação entre a máxima tensão vertical efetiva já experimentada pelo solo e a tensão vertical efetiva atual de campo. Têm-se assim três casos possíveis cujo reconhecimento é de grande interesse prático, conforme apresentado a seguir. Se a pressão de pré-adensamento (P a ) for igual à pressão do terreno (P c ), o solo é normalmente adensado. Se a pressão de pré-adensamento (P a ) for maior que a pressão do terreno (P c ), o solo é pré adensado, ou seja, ele já suportou no passado um carregamento superior ao carregamento atual. Se a pressão de pré-adensamento (P a ) for menor que a pressão do terreno (P c ), o solo está em fase de adensamento, ou seja, o carregamento suportado atualmente é maior que o carregamento suportado no passado. 3.3 Previsão de Recalques e Deslocamentos Horizontais Os recalques são usualmente divididos em recalques imediatos (h i ), recalques por adensamento primário (h) e recalques por compressão secundária (h sec ), conforme esquematizado na Figura 3.1. Segundo Almeida e Marques (2010), os recalques são a soma dos recalques imediatos e dos recalques por recompressão primária (da condição in situ até o instante de entrada no trecho virgem de compressão); os recalques de longo prazo são a soma dos recalques por adensamento primário virgem e dos recalques por compressão secundária. 47

49 Figura Tipos de recalques (Almeida e Marques, 2010) Recalque Imediato O recalque imediato ( h i ) ocorre simultaneamente com a aplicação da carga e sem variação de volume de argila (Figura 3.2), com isso também é chamado de recalque não drenado, elástico ou distorcional. Segundo Almeida e Marques (2010), o recalque imediato ( h i ) é de pequena magnitude, quando comparado ao recalque por adensamento primário, particularmente no caso de aterros com grandes dimensões (comprimento e largura), comparadas à espessura da camada de argila mole. Segundo Ortigão (2007), esse recalque é devido não só à compressão do ar intersticial presente no solo, quando o material não é completamente saturado, mas também à influência de deslocamentos horizontais in situ nas vizinhanças do ponto considerado, quando a largura do carregamento não é grande em relação à espessura da camada. Figura Distorção. 48

50 Esse recalque é calculado pela teoria da elasticidade, por meio das Equações 3.1 e 3.2: Recalque imediato: B 1 v E h i 2 v at at I h (3-2) (3-1) Em que: v : 0,5 (coeficiente de Poisson para a condição não drenada); E : Eu (módulo de elasticidade para a condição não drenada); v : acréscimo de tensão devido a carga de aterro; I: fator de influência obtido no ábaco de Osterberg (Figura 3.3); ϒ at : peso específico do aterro; h at : espessura do aterro; B: largura do aterro. O ábaco de cálculo de tensões verticais de Osterberg (1957) considera o aterro com uma distribuição trapezoidal igual a seu peso em cada ponto da superfície carregada, ou seja, despreza a rigidez do aterro, hipótese aceitável em casos práticos, como exemplificado na Figura 3.3. O cálculo do fator de Influência de Osterberg depende da geometria do aterro, e da profundidade onde será calculada a tensão atuante. Figura Ábaco de Osterberg. 49

51 3.3.2 Recalque por Adensamento Primário O recalque por adensamento primário é calculado separando-se a camada de fundação em subcamadas correspondentes aos dados disponíveis de ensaios de adensamento (Pinto, 2006). Para o cálculo do recalque por adensamento primário de uma camada de argila de espessura h arg, os parâmetros a serem utilizados são obtidos a partir da curva de compressão e calculado pela Equação 3.3: h h Sendo: arg Cs 1 e 0 ' log ' vm 0 Cc 1 e v0 ' 0 v log ' vm (3-3) v at at I h (3-4) C s : índice de recompressão; C c : índice de compressão; e o : índice de vazios para a tensão vertical efetiva inicial in situ; v : acréscimo de tensão no meio da subcamada; vo : tensão vertical efetiva in situ no meio da subcamada; vm : tensão de sobreadensamento no meio da subcamada Tempo de Estabilização dos Recalques Primários O cálculo da variação de recalques com o tempo pode ser feito para as condições de drenagem unidimensional, quando não há presença de dispositivos drenantes e drenagem radial, caso sejam instalados drenos verticais, conforme exposto a seguir Drenagem Unidimensional Para o caso onde a drenagem é puramente vertical, o cálculo de recalque em um determinado tempo t ( h(t)) é feito segundo a Teoria de Terzaghi, onde o valor do recalque total por adensamento primário ( h) é multiplicado pela porcentagem média de adensamento vertical (U v ) obtida a partir de T v de acordo com as Equações 3.5 e 3.6: 50

52 Recalque em um tempo t: t h Uv h (3-5) T v C t (3-6) v 2 hd Sendo: T v : fator tempo; U v : Grau de adensamento, função de Tv, conforme esquematizado na Figura 3.4; t: tempo para ocorrência dos recalques; h d : distância de drenagem; C v : coeficiente de adensamento vertical; Figura Gráfico da porcentagem de adensamento (U v ) com o fator tempo (T v ). No caso onde a drenagem ocorre em apenas uma face da camada de argila (ex: camada impermeável subjacente à camada compressível), a distância de drenagem é igual à espessura da camada de argila (Figura 3.5 b). Caso a camada apresente drenagem em ambas as faces (ex: camada compressível no meio de duas camadas de areia), a distância de drenagem é igual à metade da espessura da camada de argila (Figura 3.5 a). 51

53 Figura Altura ou distância de drenagem. (a) duas faces drenantes; (b) uma face drenante Drenagem Radial A utilização de drenos verticais promove aceleração dos recalques (Figura 3.6), pois diminui o caminho de drenagem dentro da massa de solo compressível para cerca da metade da distância horizontal entre drenos (Almeida e Marques, 2010). Figura 3.6 Drenagem Radial pela incorporação de drenos verticais (Fundesp, 2002). Com a instalação de drenos verticais, a direção do fluxo da água no interior da massa de solo passa de predominantemente vertical para predominantemente horizontal. 52

54 Segundo Barron (1948) apud Almeida e Marques (2010), para um cilindro de solo com dreno cilíndrico vertical (Figura 3.8), o grau de adensamento médio da camada é dado pela Equação 3.7: 8Th F ( n) U h e (3-7) Sendo: T h Fator tempo para a drenagem horizontal: T h C t (3-8) h 2 de F(n) Função relacionada à densidade de drenos: F n lnn 0, 75 (3-9) n Densidade dos drenos: d d e n (3-10) w d e Diâmetro de influência de um dreno (Figura 3.7 e Figura 3.8); d w Diâmetro do dreno ou diâmetro equivalente de um geodreno. O diâmetro de influência de um dreno é função do seu espaçamento e do arranjo do sistema de drenos, que pode ser quadrada ou triangular (Figura 3.7 e Figura 3.8). Figura Malha quadrada e triangular, respectivamente (Almeida e Marques, 2010). 53

55 Figura Área de influência do dreno (Almeida e Marques, 2010). Conforme esquematizado na Figura 3.8, o diâmetro de influência (d e ) dos drenos verticais é dado pelas Equações 3.11 e 3.12: Malha quadrada: d e 1, 13 S (3-11) Malha triangular: d e 1, 05 S (3-12) Sendo S é o espaçamento entre os drenos. Como os geodrenos têm formato retangular com dimensões a e b (Figura 3.9), da ordem de 10 x 0,5cm respectivamente, o cálculo do diâmetro equivalente (d w ) é dado pela Equação 3.13: d w a b 2 (3-13) Figura Diâmetro equivalente de um dreno vertical geossintético (Almeida e Marques, 2010). 54

56 Drenagem Combinada O uso de dreno vertical em camadas de espessuras relativamente pequenas (menores que 10m) irá promover um adensamento devido à combinação da drenagem radial e vertical. Segundo Carrilo (1942), apud Almeida e Marques (2010), a porcentagem média de adensamento devido à drenagem combinada (U) é dada pela Equação 3.14: U (3-14) U v U h Finalmente a expressão proposta por Barron, permite o cálculo do tempo para ocorrência dos recalques, sendo dada pela Equação 3.15: 2 D t 8C D 3 ln ln d 4 h 1 1 U (3-15) Em que: t é tempo de consolidação em anos; D é o diâmetro de influência de um dreno, que depende da geometria da malha e do espaçamento entre drenos, em metros; d é o diâmetro equivalente dos drenos, em metros; C h coeficiente de adensamento horizontal em m 2 /ano; U é o grau de adensamento médio Considerações Relativas a Recalques Sobre Colunas Granulares As colunas granulares de brita funcionam de forma análoga aos drenos verticais sintéticos, acelerando os recalques por induzir o surgimento da drenagem combinada na massa do solo mole (drenagem vertical e horizontal). Uma consideração importante em relação à magnitude dos recalques de aterros sobre solos moles tratados com colunas granulares, é que além do funcionamento como dreno vertical, as colunas granulares reforçam a camada compressível, tendo-se uma redução na magnitude dos recalques, se comparado aos drenos sintéticos. 55

57 O fator de redução dos recalques pode ser calculado conforme a metodologia proposta por Priebe (1995) e apresentado na Figura Neste ábaco, o fator de redução dos recalques ou fator de melhoria, é obtido em função da relação entre a área de solo, pela área total das colunas granulares, sendo φ é o ângulo de atrito interno do material das colunas granulares. Figura Ábaco de Priebe para obtenção do fator de redução dos recalques (Almeida e Marques, 2010). Outra condicionante importante na utilização das colunas granulares de brita, é que mesmo havendo a mistura do solo mole argiloso dentro da coluna durante o seu processo executivo, os recalques de aterros sobre colunas granulares estabilizam-se mais rapidamente que em obras com drenos verticais sintéticos (Yan e Ye, 2002) Recalque de Aterros Construído em Etapas Quando o aterro não for estável para a execução em uma etapa única, métodos construtivos alternativos devem ser utilizados, um dos quais é a construção do aterro em etapas (Almeida, 1984; Ladd, 1991), de forma que o solo mole de fundação adquira resistência com o tempo do lançamento da camada seguinte. 56

58 A construção do aterro em etapas é esquematizada na Figura 3.11, para o caso de construção em duas etapas, a primeira para t=0 e a segunda para t=t 1. Figura Aterro construído em etapas (Almeida e Marques, 2010). O cálculo de recalques de aterros construído em etapas segue o procedimento usual, porém, não se espera a estabilização de 90% dos recalques de uma etapa para a execução da camada seguinte, pois isso requereria tempo excessivo. Os cálculos de recalques de aterros construídos em etapas sucessivas requerem a atualização da geometria do aterro e da argila mole, seguindo-se para cada etapa seguinte a sequência de cálculo apresentada, sendo essencial o monitoramento contínuo durante todas as fases de execução Recalque por Compressão Secundária Compressão secundária são deformações que ocorrem principalmente ao fim do adensamento primário - Figura 3.12 e que não podem ser atribuídas à dissipação dos excessos de poropressão (pequenos), ainda remanescentes no corpo de prova (Martins, 2011). Os recalques por compressão secundária podem ser estimados conforme proposto por Martins (2011), embora, não haja consenso na literatura quanto a sua variação com o tempo, podendo os mesmos serem minimizados com a utilização de sobrecarga temporária. 57

59 Segundo Almeida e Marques (2010), obras industriais e rodovias, pode-se aceitar uma parcela pequena de recalques pós-construtivos, sendo esses recalques remanescentes da ordem de 5% do recalque por adensamento primário, ou por compressão secundária. Entretanto, obras domiciliares, comerciais, aterros de ferrovias e aeroportos em geral não se aceitam recalques remanescentes. Baseado em experiências de laboratório, Martins (2011) propõe que o recalque máximo por adensamento secundário é aquele correspondente à variação de deformação vertical da condição de fim do primário (OCR=1) para a reta OCR entre 1,5 e 2,0 para uma dada tensão efetiva vertical (' vf ) atuante na camada de argila mole. Figura Construção da linha de fim do secundário. Sendo assim, a expressão utilizada para o cálculo dos recalques secundários é dada pela Equação 3.16: h s h arg C s 1,5 ' log ' vf vf h arg 0,15C s 1,5 ' log ' vf vf (3-16) Sendo h s Recalque por compressão secundária; h arg Espessura da camada de solo mole; 58

60 C s Índice de recompressão; ' vf Tensão efetiva atuante na camada de fundação; Segundo Martins, admitindo-se um valor de C s igual a 0,4, valor típico em argilas muito moles, tem-se h s = 0,06. h arg, sendo assim, para uma camada de 10m de argila mole, ter-se-ia um recalque por compressão secundária da ordem de 0,60m Estimativa de Deslocamentos Horizontais O ensaio de adensamento simula o comportamento de um solo argiloso, o qual, quando carregado, apresenta deslocamentos horizontais nulos, como acontece com o depósito argiloso subjacente ao centro de um aterro. Entretanto, nos bordos do aterro, onde não há confinamento lateral, os deslocamentos horizontais ( h ) podem ser importantes. No campo, o monitoramento desses deslocamentos também auxilia na avaliação da estabilidade do aterro, como será discutido no Capítulo 4. Na análise dos deslocamentos horizontais, devem-se considerar duas fases importantes no comportamento da fundação no projeto de aterro sobre solos moles. A fase que prevaleça a resposta não drenada, que seria durante a construção devido à rápida velocidade de carregamento e à baixa permeabilidade das argilas, e também a fase drenada, após o final da construção, onde ocorre o adensamento com variações relacionadas à poropressões, tensões efetivas, deslocamentos e aumentos de resistência. Os deslocamentos horizontais máximos ( hmax ) podem ser estimados a partir de correlações empíricas com os recalques máximos (Δh max ) medidos na linha de centro do aterro, por meio do método proposto por Tavernas, Mieussens e Borges (1979), segundo a relação expressa na Equação 3.17 apresentada a seguir: DR h h max max (3-17) Os valores de DR são assumidos em função das condições de drenagem do solo de fundação, sendo que para aterros parcialmente drenados (durante a fase inicial de carregamento - condição sobreadensada), DR assume um valor de 0,18. Para aterros não drenados (condição normalmente 59

61 adensada), DR assume um valor de 0,9 e finalmente para aterros em fase de adensamento, os autores concluíram com base em 12 aterros experimentais, que DR assume um valor de 0, Estabilidade de Aterros Sobre Solos Moles A análise de estabilidade do aterro compactado é desenvolvida com base nos princípios clássicos da mecânica dos solos, a partir dos conceitos de altura crítica, inclinação dos taludes e da adoção das superfícies potenciais de ruptura, mediante a determinação do coeficiente de segurança da estrutura - Figura Nestes estudos, são incluídas também análises de estabilidade global do sistema incorporando mecanismos de ruptura ao longo do solo de fundação. Figura Ruptura através do aterro e fundação (Perboni, 2003). As análises de estabilidade correntes de aterros sobre argilas moles admitem o comportamento não drenado da argila e são realizadas com base em tensões totais, pela sua simplicidade. As análises em termos de tensões efetivas são mais complexas (Bjerrum, 1972; Parry, 1972), pois requerem a estimativa das poropressões geradas na camada de argila mole Resistência ao Cisalhamento não Drenada da Argila Mole - S u A análise em termos de tensões totais é também denominada análise Ф =0 (envoltória de resistência horizontal) e o valor da resistência não drenada (S u ) da camada de argila é um dado fundamental para o cálculo da estabilidade. 60

62 Em geral, o ensaio mais utilizado para a determinação de S u é o ensaio de palheta de campo, ao qual deve ser aplicada uma correção para a obtenção da resistência a ser utilizada em projeto, conforme a Equação 3.18 apresentada a seguir: Su (3-18) projeto Su palheta A correção de Bjerrum (1973) é a mais usada e decorre da diferença de velocidade de deformação cisalhante do ensaio de palheta em comparação com a velocidade de deformação cisalhante devido à construção do aterro, além de efeitos de anisotropia da argila. Os valores de proposto por Bjerrum (1973) foram obtidos da retroanálise de aterros rompidos e são correlacionados com o índice de plasticidade da argila (IP), conforme esquematizado na Figura Figura Fator de Correção Bjerrum (Torstensson, 1977). A resistência não drenada da camada de argila mole - S u, também pode ser obtida por correlações empíricas em ensaios de campo, sendo que no piezocone, emprega-se correlações com Nkt, e nos ensaios dilatométricos, correlações com a OCR. Ensaios de laboratório, em especial os ensaios de compressão triaxial, principalmente os ensaios UU e CU, são também empregados na obtenção dos parâmetros de resistência do solo compressível de fundação. 61

63 No caso dos ensaios de laboratório, o amolgamento das amostras pode levar à obtenção de valores da resistência não drenada conservativos, induzindo a uma subestimativa da altura máxima do aterro, além de influenciar significativamente na estimativa dos recalques de acordo com Martins e Lacerda (1994) Resistência do Aterro Os parâmetros de resistência do aterro devem ser determinados por meio de ensaios de laboratório. Em geral, o ensaio de cisalhamento direto é o mais comumente empregado. Ensaios em solos na umidade natural e em solos imersos em água (próximo da saturação) devem ser usados para avaliar a variação dos parâmetros de resistência nessas condições. No caso de aterros com poucos finos, é usual a consideração de aterro saturado com comportamento drenado (C=0 e ϕ 0). Entretanto, no caso de coesão elevada e ângulo de atrito baixo, cria-se uma tração no solo que não é resistida pelo aterro. Nesse caso, deve-se considerar o aterro fissurado em seu trecho superior (Palmeira; Almeida, 1979), conforme ilustrado na Figura Figura Profundidade de fissura de tração de um aterro coesivo (Almeida e Marques, 2010). A introdução da fissura de tração tem também o benefício de eliminar instabilidades numéricas em análises de estabilidade, decorrentes de tensões negativas de tração (Duncan; Wright, 2005). A profundidade até onde se desenvolve a fissura é aquela na qual a tensão horizontal é nula, sendo calculada pela Equação Esta equação sugere que o material não possui resistência a tração acima da zona fissurada, atuando apenas como sobrecarga. 62

64 z fiss 2Cd Ka at at (3-19) Sendo: C d - coesão mobilizada no aterro; Ka at - coeficiente de empuxo ativo do aterro - ϕ d - ângulo de atrito mobilizado no aterro; γ at - peso específico do aterro. ka at tg d (3-20) O aterro acima da fissura de tração deve ser tratado como um solo em que C=0 e ϕ=0, ou seja, nesse caso o aterro pode ser considerado apenas como sobrecarga. 3.5 Estabilidade Quanto à Ruptura da Fundação Nesse modo de ruptura, o problema é devido à capacidade de carga, com isso, o aterro participa apenas como carregamento, ou seja, não é considerado a sua resistência. Para a análise de estabilidade, usam-se ábacos para o cálculo da altura crítica (h cr ) de aterros sobre solos moles, sendo esta a primeira etapa de análise. A equação utilizada deriva da equação clássica de capacidade de carga de uma fundação direta em solo sob solicitação não drenada (ϕ = 0) com resistência não drenada S u, sendo calculada pela Equação 3.21 proposta por Davis e Booker (1973), apresentada a seguir. h cr, 5 5 Su (3-21) at A altura admissível (h adm ) adotada em projeto para um aterro construído em uma etapa é dado pela Equação 3.22 apresentada a seguir. h hcr FS adm (3-22) Sendo FS o fator de segurança definido a partir de critérios de projeto, considerando a importância da obra. Segundo Almeida e Marques (2010), usam-se em geral, valores de FS superiores a 1,5, sendo aceitos valores menores (FS >1,3) no caso de cálculo de estabilidade para uma condição temporária, com monitoramento de inclinômetros e sem que haja vizinhos próximos. 63

65 Caso o valor da altura admissível seja inferior à altura necessária do aterro projetado, deve ser utilizado método construtivo alternativo, como por exemplo, aterro executado em etapas ou mesmo aterros reforçados. 3.6 Análises de Estabilidade Global de Aterros não Reforçados As análises de estabilidade global englobam mecanismos de ruptura combinada envolvendo o aterro e a fundação (Figura 3.13), avaliados através dos métodos de equilíbrio limite. De uma forma geral, admite-se o solo como material rígido, perfeitamente plástico, entre outras hipóteses como, por exemplo, o mesmo fator de segurança em qualquer ponto da superfície de ruptura. Para análise de estabilidade global do aterro têm sido muito utilizado programas computacionais de estabilidade de taludes disponíveis tanto para superfícies de ruptura circular como não circular. Os métodos de equilíbrio limite mais empregados nas análises de estabilidade são os métodos das fatias (Fellenius, Bishop simplificado, Spencer, Morgenstern & Price). O método de Bishop simplificado é um dos mais usados na prática geotécnica para superfícies de ruptura circular. Atualmente, os métodos rigorosos de Spencer e Morgenstern & Price, tem sido mais aplicados pelas empresas de projeto. Vale ressaltar que a superfície circular não é necessariamente a forma que ocorre em campo, sendo importante avaliar as superfícies mistas (planar com circular). No caso do uso de superfícies mistas, tem sido muito utilizadas na prática geotécnica o método de equilíbrio de forças horizontais, proposto por Janbu. 3.7 Estabilidade de Aterros Construídos em Etapas Para análise de estabilidade de aterros executado em etapas é muito importante à avaliação do ganho de resistência do solo de fundação de uma etapa para outra, devido ao adensamento ocorrido na etapa anterior. Existem vários procedimentos para a estimativa do ganho da resistência não drenada (S u ) nesses casos. Propõe-se o método de Leroueil et al.(1985) baseado na estimativa da variação das tensões efetivas do aterro ( ' v ) de acordo com a Equação 3.23 apresentada a seguir: 64

66 u S 0,25 (3-23) ' v Recomenda-se verificar esse ganho de resistência por meio de ensaios de campo, sendo o mais comumente utilizado o ensaio de palheta, que deverão ser executados antes da colocação de cada etapa construtiva seguinte. A análise de estabilidade deve ser verificada para cada etapa do alteamento do aterro. Para tal, é necessário o acompanhamento do desempenho da obra, por meio de instrumentação geotécnica e ensaios de campo para os ajustes do projeto. 3.8 Estabilidade de Aterros Reforçados Os solos, em geral, desde que adequadamente compactados, apresentam boa resistência à compressão e ao cisalhamento. No entanto, a resistência à tração é baixa. A técnica de solo reforçado tem por objetivo incorporar, ao solo, materiais que absorvam as cargas de tração, melhorando as características mecânicas do material composto. Muros reforçados, taludes reforçados, aterros reforçados sobre solos moles, são algumas das aplicações correntes. Em aterros reforçados sobre solos moles, o reforço pode ser colocado em toda a extensão da interface aterro-fundação, em camadas compreendendo toda altura ou somente posicionado próximo à base do aterro. Nos aterros muito extensos, o reforço pode ser instalado parcialmente, limitando-se a trechos próximos às bordas do mesmo. O reforço, também, pode ser empregado combinado a bermas de equilíbrio ou associado a estacas. A Figura 3.16 esquematiza alguns exemplos. 65

67 Figura Exemplos de reforços em aterros sobre solos moles (Almeida e Marques, 2010). Existem diversos tipos de reforços, os quais variam segundo a forma e a matéria prima com que são fabricados. Por exemplo: tiras, mantas ou grelhas, que podem ser metálicas ou sintéticas, comumente denominadas geossintéticos (geotêxteis, geocélulas e geogrelhas). Segundo Palmeira (1999), as principais contribuições da presença do reforço em aterros sobre solos moles são: a distribuição das tensões ao solo mole de fundação é mais favorável; permite a execução de aterros com maiores alturas e/ou mais íngremes; aumento nos fatores de segurança. Em relação ao fator de segurança, observa-se, na Figura 3.17(a), que o reforço melhora a estabilidade do aterro reforçado durante o período construtivo e no processo de adensamento do solo mole de fundação até que o ganho de resistência deste torne desnecessária a presença do reforço. No caso do reforço colocado ao longo de todo o talude do aterro, visando à execução de taludes mais íngremes, o reforço é necessário por toda a vida da obra, como se verifica na Figura 3.17(b). 66

68 Figura Fator de segurança de aterros não-reforçados e reforçados: (a) reforço colocado na interface aterro-fundação; (b) reforço incorporado ao talude do aterro Considerações Relativas ao Projeto de Aterros Reforçados Sobre Solos Moles A análise de estabilidade, adotada em projetos de aterros reforçados sobre solos moles, consiste em verificar os possíveis mecanismos de ruptura desse tipo de obra. Usualmente, são examinados três modos de ruptura, conforme esquematizados nas Figura 3.18(a), 3.18(b) e 3.18 (c) (Jewell, et al, 1982). Figura Classes de ruptura de aterros sobre solos moles (Jewell et al., 1982). a) Instabilidade da fundação recalques ou deformações excessivas; extrusão da fundação sob o aterro intacto, devido à baixa capacidade de carga da fundação - Figura 3.18 (a); b) Instabilidade interna deslocamento lateral do aterro sobre o reforço - Figura 3.18 (b); c) Instabilidade global ruptura do aterro e da fundação com superfície de ruptura envolvendo o conjunto - Figura 3.18 (c). 67

69 No primeiro tipo de instabilidade, o mecanismo de colapso dominante é o da fundação. A resistência do reforço é suficiente para evitar o colapso do aterro, mas o peso do aterro promove a plastificação da fundação. Os dois últimos mecanismos envolvem, necessariamente, ou a ruptura dos reforços ou o arrancamento dos mesmos da zona de embutimento no aterro. Entretanto, no caso da instabilidade interna, pode haver o deslizamento do aterro sobre o reforço, sem arrancamento ou ruptura do mesmo. Ao se verificar o comportamento da obra, devem-se considerar as características dos materiais envolvidos. A diferença entre as deformações dos materiais presentes é um fator importante em aterros compactados sobre solos moles, sendo recomendável o uso de reforço com elevada rigidez à tração, pela imposição de baixas deformações no aterro. Nos reforços geossintéticos, deve-se verificar a importância da fluência, em relação ao tempo que o reforço será necessário para manter a estabilidade da obra. O possível ganho de resistência, através do processo de adensamento do solo mole de fundação, e a resistência à tração do reforço devem ser analisados conjuntamente. Ainda, a respeito dos reforços, é importante a consideração da anisotropia, comum em alguns geossintéticos, referente às propriedades mecânicas tais como resistência e rigidez à tração para que este não seja orientado de forma incorreta em relação às tensões atuantes (Fahel, Palmeira e Ortigão, 2001). A Figura 3.19 mostra o efeito do adensamento do solo mole na resistência da fundação e na força de tração do reforço necessária para manter a estabilidade do aterro. Em alguns casos, conforme exposto anteriormente, o ganho de resistência do solo mole de fundação, pelo processo de adensamento, pode suprir a necessidade da presença do reforço para manter a estabilidade do aterro depois de determinado tempo de construção (Palmeira, 1999). 68

70 Figura Efeito do adensamento do solo mole de fundação Métodos de Análises de Estabilidade Os métodos convencionalmente adotados para as análises de estabilidade de aterros reforçados com geossintéticos sobre solos moles são baseados nos princípios de equilíbrio limite ou em soluções da teoria da plasticidade. Nestes métodos, a contribuição do reforço, propiciando o aumento do coeficiente de segurança do sistema contra a instabilização global, é expressa em termos da força de tração mobilizada nos reforços (Palmeira et al., 1998; Silva e Palmeira, 1998; Fahel et al., 1999). Nos métodos de equilíbrio limite, os procedimentos correntes consistem na adaptação dos métodos convencionais a taludes reforçados, mediante a incorporação da força de tração no geossintético. A orientação desta força pode ser qualquer, sendo usuais as hipóteses de uma força horizontal ou tangencial à superfície de deslizamento (Silva et al., 1999). Outras formulações analisam a contribuição dos reforços de forma mais simplificada, em termos apenas de um momento resistente adicional aumentando as forças estabilizadoras do sistema aterro solo mole de fundação, entre os quais os métodos de Jewell (1987) e Low et al. (1990). 3.9 Estabilidade de Aterros Sobre Colunas Granulares Métodos Convencionais As técnicas de modelagem de colunas de brita são baseadas em um sistema homogêneo equivalente do conjunto solo/colunas de brita. O objetivo dessa modelagem é determinar os parâmetros do sistema pelo modelo Mohr-Coulomb. 69

71 Como pode ser visto na Figura 3.20, a distribuição das colunas granulares é feita em malhas, as quais podem ser quadradas, hexagonais e mais comumente empregadas em projetos, às malhas triangulares. Ainda na Figura 3.20 e na Tabela 3.1, são apresentados os diâmetros equivalentes (d e ) e as áreas de influência para cada uma dessas malhas, onde l é o espaçamento entre as colunas. Figura Diâmetros de influência das distribuições em malha das colunas de brita (LIMA,2012). Tabela Áreas e raios de influência para diferentes tipos de malha. (BALAAM &POULOS, 1983). Segundo Choobbasti et al. (2011), a obtenção dos parâmetros é feita a partir de uma razão de substituição de áreas (a c ), definida como sendo a razão entre a área transversal da coluna de brita (A c ) e a área de influência da coluna (A), conforme a Equação 3.24 a seguir: a c A A A c (3-24) c s Em que A s é a área do solo mole ao redor da coluna em uma célula unitária. De acordo com Choobbasti et al. (2011), o método da célula unitária fornece um resultado razoável. O solo tratado com colunas de brita é considerado como um material compósito, isto é, o solo tratado é considerado um sistema homogêneo equivalente - Figura

72 Figura Esquema de célula unitária e distribuição de tensões nas colunas granulares (Almeida e Marques, 2010). A primeira tentativa de resolver o problema com solo reforçado por técnicas de homogeneização foi feita por Mitchell & Huber (1985) apud Choobbasti et al. (2011). Priebe (1976) apud Choobbasti et al. (2011) propôs um método para estimar recalques em fundações apoiadas em malhas de colunas de brita baseado no modelo da célula unitária. Nesse conceito, a coluna de brita e o solo que a circunda são considerados como um material único, isto é, como uma coluna unitária. A análise dessa coluna unitária depende do espaçamento entre as mesmas. Como todas as colunas são carregadas simultaneamente, considera-se que as deformações laterais do solo no limite das colunas unitárias são iguais à zero. A Tabela 3.2 apresentada a seguir, mostra valores típicos do módulo de elasticidade da coluna de brita (E c ), bem como o ângulo de atrito interno da coluna ( c ), propostos por diversos autores, para conhecer o comportamento do conjunto coluna de brita e solo que a circunda. Segundo Almeida e Marques (2010), valores conservativos para o ângulo de atrito interno do material da coluna de brita é da ordem de 40º e para o módulo de elasticidade da coluna de brita E c é da ordem de 80MPa. 71

73 Tabela Valores típicos de E c e ϕ c para colunas de brita (Cooper & Rose, et al., 1999). Cooper & Rose, et al. (1999), consideram o ângulo de atrito interno do sistema equivalente como descrito na Equação 3.25: eq c c ac s a 1 (3-25) Em que ϕ eq é o ângulo de atrito do sistema compósito (solo-coluna), ϕ c é o ângulo de atrito do material granular utilizado para preenchimento da coluna de brita e ϕ s é o ângulo de atrito do solo mole. Choobbasti et al. (2011), propõe que as propriedades do solo reforçado sejam calculadas conforme mostrado nas Equações 3.26 e 3.27: C eq eq c c ac s a 1 (3-26) c c ac Cs C a 1 (3-27) Em que γ eq e C eq são o peso específico e a coesão do solo equivalente, γ c e C c são o peso específico e a coesão da coluna de brita e, γ s e C s são o peso específico e a coesão do solo que circunda a coluna de brita. 72

74 Usando-se, conforme descrito acima, o conceito de material compósito (solo-coluna) e os parâmetros de resistência do solo ponderados (ϕ eq, γ eq e C eq ), podem-se empregar programas computacionais para análises de estabilidade de aterros reforçados sobre colunas granulares, o que é muito empregado em projetos básicos e executivos de aterros sobre solos moles. Outro método de modelagem de colunas de brita difundido é a metodologia proposta por Priebe, que será discutida adiante Método de Priebe, A metodologia proposta por Priebe (1995), que é baseada na construção de colunas granulares instaladas pelo método de vibrosubstituição, não leva em consideração a densificação do solo ao redor das colunas. Esta nova proposta é baseada na proposição de Priebe (1976) apud Priebe (1995), que vem sofrendo alterações ao longo do tempo. Priebe (1995) considera um comportamento elástico dos materiais e utiliza a teoria de empuxos de Rankine. Priebe (1995) utiliza o conceito de célula unitária e faz algumas considerações: a coluna de brita está apoiada em camada rígida; o material da coluna é incompressível; os pesos específicos da coluna e da argila não são considerados. Portanto, a partir das considerações feitas, conclui-se que a coluna não pode romper por falta de capacidade de carga e, qualquer recalque na área carregada é resultado da deformação radial da coluna, que é constante em todo o comprimento da mesma, já que os pesos dos materiais foram desprezados. O autor assume que o material da coluna possa romper por cisalhamento, enquanto que o solo ao redor se comporta de forma elástica e que o solo compressível é deslocado durante a instalação da coluna até o ponto em que a razão entre as tensões verticais e horizontais corresponde ao estado líquido, com valor de coeficiente de empuxo K=1. Cabe ressaltar que utilizar a teoria de Rankine ao mesmo tempo em que supõe comportamento elástico do solo é uma incoerência (Priebe, 1995). Priebe (1995) apresenta os valores de ϕ eq e C eq como função da razão de substituição de área (a c ) e do fator de melhoramento (n), deste modo, a proporção da carga aplicada nas colunas (m) pode ser calculada conforme a Equação 3.28: 73

75 Ac n 1 A (3-28) m n Como o método não considera a redução do volume do solo compressível devido ao "embarrigamento" das colunas de brita, principalmente em casos com valores baixos da razão de substituição de áreas (a c ), o autor recomenda a seguinte simplificação: ' n 1 m (3-29) n Os valores de m e m podem ser obtidos na Figura 3.22, onde as linhas pontilhadas se referem a m e as linhas cheias a m. Figura Fatores de carga suportados pelas colunas granulares (Priebe,1995). O valor do ângulo de atrito do sistema equivalente homogêneo (ϕ eq ) pode ser calculado pela Equação 3.30: tg eq c 1 m' tgs m' tg (3-30) O autor recomenda também, que o valor da coesão equivalente (C eq ) também seja proporcional ao carregamento. Priebe (1995) afirma que a instalação das colunas possivelmente altera a estrutura do solo, isto é, danifica a estrutura do mesmo, sendo difícil estudar o exato comportamento desse solo depois que as colunas foram instaladas. Por questões de segurança, o autor sugere considerar a coesão como sendo proporcional às cargas aplicadas, apesar da suposição não ser baseada em aspectos mecânicos do solo, pois gera um valor baixo de coesão equivalente. C eq m' Cs 1 (3-31) 74

76 Capítulo 4 - Estudo de Caso - Obra de Implantação do Aeroporto de Itajubá/MG 4.1 Localização da Obra O Município de Itajubá, está localizado a 442km de Belo Horizonte, e foi selecionado para compor o Sistema Estadual de Aeródromos devido ao potencial sócio-econômico do município no contexto estadual. A ligação do Município à capital do Estado se faz pela Rodovia Federal BR-381 (384km) e BR- 459 (61km). O acesso ao Aeródromo de Itajubá está situado na área urbana de Itajubá na Avenida Presidente Tancredo Neves/Poços de Caldas, prolongamento da BR-459, a 5,0km do centro de Itajubá, confome ilustrado no mapa de localização na Figura 4.1. Figura Mapa de localização das obras (Engesolo, 2016). 75

77 4.2 Características Gerais da Obra A finalidade deste projeto é a implantação das instalações aeroportuárias com a construção de uma nova pista de pouso, pátio principal de aeronaves e pista de táxi do Aeródromo de Itajubá. Será implantado revestimento em concreto betuminoso usinado a quente (CBUQ) na pista de pouso e táxi de ligação, pavimento rígido (concreto armado), no pátio de estacionamento de aeronaves e para a pista de táxi paralelo o revestimento será em grama. Desta forma, pretende-se construir o Aeródromo de forma a dar suporte ao crescimento das atividades na região sul do estado de Minas Gerais, possibilitando a operação de aeronaves com capacidade para 49 passageiros, do tipo ATR 42/300. Tal aeronave possui carga máxima segundo a ANAC de 16t, e trem de pouso com distância entre eixos de 4,1m. O Aeródromo de Itajubá, contará com a implantação de uma pista de pouso e decolagem de 1.400m x 30 m - Figura 4.2, categoria 2C, para aeronaves de projeto ATR-42/300, operação VFR (diurno/noturno); faixa de pista preparada de 1.520m x 80m; táxi de ligação A de 60,00m x 18,00m; táxi de ligação B de 762,49m x 23,00m; pátio de estacionamento de aeronaves de 150,00m x 80,00m, construção da seção de combate a incêndio SECINC categoria 1 a 4, terminal de passageiros e execução de cerca padrão ICAO (alambrado) no entorno de toda a área patrimonial. Será necessária a retirada e/ou sinalização dos obstáculos à navegação aérea para atender as normas estipuladas na Portaria nº 256 / GC5, de maio de O Aeródromo de Itajubá está incluído no último Plano Aeroviário do Estado de Minas Gerais executado pelo IAC-VOLUME II, atual Superintendência de Estudos, Projetos e Capacitação da Aviação Civil da ANAC, tendo sido classificado como Aeródromo Local. A sua implantação, possibilitará vôos de ligações diretas para as cidades de Belo Horizonte, Vitória, Rio de Janeiro e São Paulo. 76

78 Figura Planta Geral - Aeroporto de Itajubá/MG (Engesolo, 2016). 77

79 4.3 Geologia e Estratigrafia Regional Na área de implantação do aeroporto, predominam rochas gnáissicas e graníticas, com intercalações de anfibolitos (Complexo Varginha), com elevado grau de metamorfismo e elevada concentração de elementos máficos. Do ponto de vista estrutural, são comuns as descontinuidades geradas por alívios de tensões regionais e por efeitos de erosão. Os produtos do intemperismo resultaram em solos tipicamente de textura silto-argilosa ou arenosiltosa, com espessuras variáveis entre 8,0m e 20,0m. Estes solos são classificados conforme o sistema HRB em A-7-5 e A-7-6. Pedologicamente são representados por horizontes A e B e um nível de transição C, sobreposto aos saprolitos de gnaisse, ambos facilmente erodíveis. Os condicionantes geológicos locais mostram que estes solos constituem alternativas bastante interessantes para a obtenção de materiais e zonas de empréstimo para a execução de aterros e camadas do revestimento. A região é caracterizada ainda pelas bacias hidrográficas dos rios Sapucaí e Sapucaí- Mirim, incorporando também inúmeros tributários e pequenos canais. Estes rios avançam em meandros por amplas bacias aluvionares colmatadas por sedimentos finos recentes (quaternários). Em vários locais, estes depósitos englobam camadas de solos moles, com elevada concentração de matéria orgânica e com espessuras variáveis entre 2,0m e 10,0m, potencialmente críticos em termos de fundação (DER/MG, 1999a). 4.4 Investigações Geotécnicas Os estudos geotécnicos foram desenvolvidos objetivando o fornecimento de elementos para elaboração dos Projetos de Fundação de Aterro, Terraplenagem, Drenagem e de Pavimentação. Os serviços foram desenvolvidos a partir de um reconhecimento geológico-geotécnico de campo do trecho, bem como de potenciais fontes de materiais argilosos para emprego no corpo e acabamento do aterro projetado. Desta forma, os estudos geotécnicos contemplaram basicamente as seguintes atividades: Localização de áreas de ocorrências de materiais (áreas de empréstimo); Sondagem à percussão; Ensaios Dilatométricos ou Dilatométrico Plano - DMT; 78

80 Coleta de amostras do solo compressível de fundação com amostrador tipo Shelby; Ensaios de laboratório para obtenção dos parâmetros de resistência e compressibilidade - Ensaios triaxiais CU e Ensaios de adensamento edométrico Estudos da Camada de Solo Compressível Para o reconhecimento do solo de fundação, bem como obtenção dos parâmetros de resistência e compressibilidade, foram realizados na fase de projeto sondagens a percussão e ensaios dilatométricos, e posteriormente, ensaios de laboratório - triaxiais CU e adensamento edométrico Sondagens a Percussão Visando o reconhecimento da estratigrafia local, bem como das características do solo de fundação das estruturas principais do aeroporto, foram realizados sondagem à percussão (SP). A Tabela 4.1 apresentada a seguir, sintetiza conforme a NBR-6484, a correlação entre a pressão admissível no terreno, em função do Nspt, para uma avaliação preliminar. Tabela 4-1: Classificação dos solos em função da resistência (NBR-6484). A Figura 4.3 apresenta à execução da sondagem a percussão, executada na fase preliminar de projeto. 79

81 Figura Execução de sondagem à percussão (Engesolo, 2016). Os boletins de sondagem à percussão, realizadas na fase de projeto executivo para implantação das obras do aeroporto de Itajubá/MG, são apresentados ao final da dissertação, no Anexo I Ensaios Dilatométricos A campanha de ensaios dilatométricos, foi realizada de forma a complementar as sondagens à percussão, visando-se principalmente a obtenção de parâmetros de resistência e compressibilidade do solo mole de fundação, na área de implantação do aeroporto de Itajubá/MG. Tais investigações foram executadas nas condições iniciais de projeto, bem como após a execução da primeira etapa de carregamento do aterro (abril/2016), a fim de melhor estimar os parâmetros na fase inicial de construção e ao final das obras. O início dos ensaios DMT sempre ocorreram a partir da superfície da área, aprofundando-se a lâmina até atingir o meio da sua membrana expansível, continuando-se as leituras a cada 20cm até atingir as camadas resistentes. A localização dos ensaios e as profundidades dessas camadas estão identificadas na Tabela 4.2 apresentada abaixo. Tabela 4-2: Identificação e profundidades dos ensaios (Engesolo, 2016). DENOMINAÇÃO DO ENSAIO LOCALIZAÇÃO DO ENSAIO ESPESSURA DA CAMADA DE SOLO MOLE (m) DMT 01 Próximo ao SPT DMT 02 Próximo ao SPT DMT 03 Próximo ao SPT DMT 04 Próximo ao SPT

82 A execução deste ensaio e respectivos procedimentos no Brasil ainda não estão normatizados. Para sua execução seguem-se principalmente as normatizações do ASTM Standard Test Method for Performing the Flat Plate Dilatometer Test - D e do Eurocode 7 - Geotechnical Design - Part 3 - Design assisted by field testing - Section 9 - Flat Dilatometer Test (DMT). O princípio de funcionamento do ensaio DMT (Dilatômetro Plano, ou de Marchetti ) consiste em aplicar pressões ao solo, através de uma membrana circular metálica, de 60mm de diâmetro, instalada numa das faces, na lateral de uma lâmina muito delgada, produzida em aço inoxidável, de altíssima resistência. O ensaio compreende a aplicação de uma pressão na membrana, exercida pela introdução de gás nitrogênio, inserido nas costas dessa membrana, de maneira tal, que essa venha se expandir, contra o terreno, atingindo um valor máximo de deslocamento de 1,10mm em seu centro, medindo-se, então, as pressões do início e do final dessa expansão, por meio de um par de manômetros, de alta precisão, disponíveis na unidade de leituras e de controle do equipamento, que fica posicionada na superfície do terreno. A Figura 4.4, mostrada abaixo, detalha as partes componentes do equipamento, assim como ilustra o referido princípio de seu funcionamento. Figura a) Unidades de medida/controle e b) vistas frontal e transversal da lâmina (Engesolo, 2016). As Figuras 4.5 e 4.6 mostram respectivamente o conjunto mecanizado para execução do ensaio dilatométrico e o sistema hidráulico empregado na cravação da lâmina no terreno. 81

83 Figura Conjunto mecanizado para execução do ensaio dilatométrico - DMT (Engesolo, 2016). Figura Detalhe do sistema hidráulico de cravação da lâmina, a qual é conectada à unidade de aquisição de dados pela tubulação que passa no interior das hastes de cravação (Engesolo, 2016). A rotina do ensaio compreende se introduzir a lâmina no terreno, estaticamente, com o auxílio de um equipamento hidráulico de penetração, o qual é mostrado na Figura 4.6, acima. Esse sistema de cravação introduz um conjunto de hastes de aço, conduzindo, em sua extremidade, a lâmina do DMT, ligada à unidade de leitura e controle de superfície, por uma fiação elétrica disposta no interior da mangueira que conduz o gás nitrogênio. O avanço no terreno é feito em estágios, com intervalos de 20cm, com o estacionamento da lâmina, na profundidade do ensaio, e com as realizações de duas leituras A e B, relativas, respectivamente, ao início da expansão da membrana contra o terreno (deslocamento igual a 0,05mm) e ao final de sua expansão (deslocamento igual a 1,10mm). Essas leituras são corrigidas pelos valores ΔA e ΔB, relativos à resistência inercial da própria membrana metálica, quando ao ar livre, respectivamente para o início (0,05mm) e o final (1,10mm) da expansão, bem como do valor do desvio de zero do manômetro Zm. 82

84 Os deslocamentos que fornecem essas leituras são identificados por um sensor elétrico existente no interior da lâmina do DMT. Essas duas pressões A e B permitem a determinação de duas outras pressões líquidas correspondentes, assim definidas: A partir da pressão A calcula-se a Pressão P 0 : É a pressão líquida, de reação do solo, contra a membrana, imediatamente antes de esta iniciar sua expansão, contra o terreno (ou seja, expansão de 0,05mm da membrana metálica e que corresponde ao deslocamento nulo do solo). A Z A 0, B Z B P0 1,05 m 05 m (4-1) A partir da pressão B calcula-se a Pressão P 1 : É a pressão líquida, necessária para expandir, contra o terreno, a membrana metálica de 60mm de diâmetro, no valor de 1,10mm, que é o final da sua expansão. P B Zm B 1 (4-2) A Tabela 4.3 apresentada a seguir, sintetiza os principais índices/parâmetros obtidos nos ensaios dilatométricos. Tabela 4-3:Parâmetros obtidos nos ensaios dilatométricos (Engesolo, 2016). ÍNDICE SÍMBOLO EXPRESSÃO DE CÁLCULO APLICAÇÃO DIRETA Índice do Material Módulo dilatométrico Índice de tensão horizontal I d I d P1 P0 P u 0 0 Identificação do comportamento granulométrico do solo (argilas, siltes e areias). E d E d 34,7.( P 1 P0 ) Quantificação da compressibilidade do solo. K d P u `v 0 0 K d Avaliação do histórico de tensões, já 0 aplicadas ao solo. Os resultados dos ensaios dilatométricos, realizados na fase de projeto executivo para implantação das obras do aeroporto de Itajubá/MG, bem como após a primeira etapa de carregamento, são apresentados ao final da dissertação, no Anexo II. 83

85 As figuras 4.7 a 4.10 apresentadas a seguir, ilustram a análise dos resultados dos ensaios dilatométricos, e ratificam os parâmetros geotécnicos do solo compressível de fundação adotados nas análises de estabilidade. Figura 4.7 Análise dos resultados dos ensaios dilatométricos Comportamento da Razão de Sobreadensamento do solo - OCR. Figura Análise dos resultados dos ensaios dilatométricos - Coesão não drenada - C u, com as condições in situ constante e variável. 84

86 Figura Análise dos resultados dos ensaios dilatométricos - Coesão não drenada - C u, com as condições in situ e após carregamento (adensado) constante e variável. Figura Análise dos resultados dos ensaios dilatométricos e triaxiais - Coesão não drenada - C u, com as condições in situ e após carregamento (adensado) constante e variável. 85

87 As principais conclusões acerca dos resultados obtidos nos ensaios dilatométricos são: O subsolo apresenta pouca variação de espessura de solo mole e/ou compressível, podendo-se estabelecer uma profundidade média de 11m; Resistência ao cisalhamento não drenada (C u ) em função da profundidade para todos os ensaios mostra sua boa repetitividade ao longo da espessura de solo mole e/ou compressível, podendo-se estabelecer sua variação entre 6 a 12kPa, nas condições iniciais (fase de projeto); Módulo de compressão confinada (E 0 ) - Apesar de sua grande variabilidade para cada pequena camada de 20cm (repetição de cada leitura) ao longo da espessura de solo mole e/ou compressível, pode-se adotar um valor médio igual a 450kPa nas condições iniciais (fase de projeto); As camadas superficiais apresentam maiores valores de OCR, havendo a redução destes valores com o aumento da profundidade e a tendência em se atingir o valor unitário (OCR=1), conforme ilustrado na Figura 4.7; Após o carregamento da primeira etapa do aterro, observa-se um ganho significativo na resistência ao cisalhamento não drenada do solo compressível de fundação, podendo-se assumir uma faixa de valores da ordem de 15 a 25kPa Ensaios Triaxiais Objetivando-se aumentar a confiabilidade nos parâmetros de resistência do solo compressível de fundação, foi programada a coleta de amostras indeformadas em campo com o amostrador Shelby, e realizado em laboratório ensaio triaxial tipo CU com medida de poropressão (Consolidated undrained). Foi adotado nesta pesquisa o ensaio triaxial adensado e não drenado, pois os resultados obtidos permite a análise a curto e a longo prazo da resistência ao cisalhamento de solos de baixa permeabilidade consolidados, o que se aplica perfeitamente aos estudos de execução de aterros em etapas sobre uma fundação compressível. O ensaio triaxial convencional resume na aplicação de um estado hidrostático de tensões e de um carregamento axial sobre um corpo de prova cilíndrico do solo. Para tal, o corpo de prova é inserido dentro de uma câmara de ensaio, e envolvido por uma membrana plástica. Esta câmara é preenchida com água destilada e deaerada, à qual se aplica uma pressão confinante do ensaio. 86

88 Tal pressão confinante atua em todas as direções, inclusive na vertical. Sendo assim, o corpo de prova fica sob um estado hidrostático de tensões. Na base e no topo do corpo de prova são colocadas pedras porosas que permitem a drenagem através destas peças, que são permeáveis. Este ensaio indica a resistência não drenada em função da tensão de adensamento. Se as pressões neutras forem medidas, a resistência em termos de tensões efetivas também é determinada, razão pela qual ele é muito empregado, pois permite determinar a envoltória de resistência em termos de tensões efetivas (TTE) num prazo muito menor do que o ensaio CD e ainda em termos de tensões totais (TTT). A Figura 4.11 a seguir apresenta os corpos de prova após a ruptura. Figura Corpos de prova após a ruptura (Engesolo, 2016). A Figura 4.12 apresentada a seguir, mostra os resultados obtidos para o ensaio de compressão triaxial realizado com amostra indeformada, coletada com amostrador Shelby na estaca 7+10, a aproximadamente 5,0 m de afastamento do ofsset do aterro. 87

89 Figura Envoltórias de resistência para tensões efetivas e totais (Engesolo, 2016). Para as análises de estabilidade de aterros executados sobre solos moles, como a permeabilidade destes depósitos é muito baixa, recomenda-se a adoção dos parâmetros em termos de tensões totais, pois durante o carregamento não ocorre à completa dissipação das poropressões. Os resultados do ensaio triaxial CU demonstram uma incoerência no valor do ângulo de atrito efetivo, e, portanto, a limitação deste ensaio para a determinação dos parâmetros efetivos. Os ensaios triaxiais CU realizados com os níveis de tensões de 25 e 50kPa são mais representativos dos níveis de tensões em campo. Com base nestes resultados, adotando-se K 0 =0,6 (base na zona normalmente adensada dos ensaios dilatométricos) foi possível estimar a profundida equivalente. O gráfico ilustrado na Figura 4.10 ratifica os resultados dos ensaios dilatométricos e os parâmetros adotados nos estudos de estabilidade. 88

90 Sendo assim, serão adotados os seguintes parâmetros obtidos nos ensaios triaxiais: Resistência ao cisalhamento não drenada (C u ) de 16kPa; Ângulo de atrito interno (ϕ) igual a 9º Ensaios de Adensamento Edométrico Em solos saturados (finos elevado índice de vazios), a variação de volume é devida à drenagem da água intersticial. Esta situação é verificada para o caso de ocorrência de argilas sedimentares em que se tem S 100%. Estes solos se formam pelo transporte da água, em regiões de baixadas (topografia plana), em que o NA é elevado. Dentre os parâmetros de compressibilidade que o engenheiro geotécnico necessita para a execução de projetos e para estudos do comportamento dos solos, destacam-se a pressão de préadensamento, σ vm, o índice de compressão, C c, e o coeficiente de adensamento, C v. A obtenção desses parâmetros se dá a partir de resultados de ensaios de compressibilidade do solo. O estudo de compressibilidade dos solos é normalmente efetuado utilizando-se o edômetro, que foi desenvolvido por Terzaghi para o estudo das características de compressibilidade e da taxa de compressão do solo com o tempo (Almeida e Marques, 2010). Deste modo, de forma a complementar os ensaios de campo, foram realizados ensaios de adensamento edométrico inundados com amostras indeformadas, coletadas com amostrador Shelby nas estacas 7+10, e Figura Prensa de adensamento edométrico e amostras de solo mole coletadas - tubos Shelby (Engesolo, 2016). 89

91 As Tabelas 4.4 a 4.6 e as Figuras 4.14 a 4.16 apresentadas a seguir, mostram os resultados dos ensaios de adensamento edométrico. Tabela 4-4:Parâmetros obtidos nos ensaios de adensamento edométrico - Estaca 7+10 (Engesolo, 2016). Figura Curva de compressão do solo - Est (Engesolo, 2016). 90

92 Tabela 4-5:Parâmetros obtidos nos ensaios de adensamento edométrico - Estaca (Engesolo,2016). Figura Curva de compressão do solo - Est (Engesolo, 2016). 91

93 Tabela 4-6:Parâmetros obtidos nos ensaios de adensamento edométrico - Estaca (Engesolo,2016). Figura Curva de compressão do solo - Est (Engesolo, 2016). 92

94 Com base nos resultados dos ensaios de adensamento edométrico, observa-se que houve uma grande dispersão nos resultados, sobretudo o ensaio da estaca 37+10, apresenta um comportamento bem distinto dos demais ensaios, tanto nos valores de índice de vazios inicial e final, como teor de umidade da amostra, índice de compressão e no valor da tensão de préadensamento. Para efeito de projeto e para melhor embasar as análises de compressibilidade, podem-se adotar como parâmetros médios, os resultados dos ensaios realizados nas estacas 7+10 e 67+10, por apresentarem menores dispersões nos resultados (teor de umidade e índice de compressão), embora tenha ocorrido grande dispersão para os valores da tensão de pré-adensamento. Com base nos resultados dos ensaios foi possível estimar os parâmetros de compressibilidade e adensamento, como apresentado a seguir: Tensão de pré-adensamento (σ vm ) igual a 15kPa; Índice de compressão (C c ) igual a 1,5; Coeficiente de adensamento (C v ) igual a 7,6x10-4 cm 2 /s; Coeficiente de permeabilidade (K) igual a 9,6x10-8 cm/s. 93

95 Capítulo 5 - Obra de Implantação do Aeroporto de Itajubá/MG - Análises de Compressibilidade e Estabilidade Neste capítulo, serão abordadas as considerações preliminares a elaboração do projeto de implantação do aterro do aeroporto de Itajubá/MG (parâmetros de projeto, análises de estabilidade do aterro e fundação, análises de compressibilidade da fundação) e interpretação dos resultados obtidos nos estudos de estabilidade. 5.1 Parâmetros de Projeto Os parâmetros de compressibilidade do solo compressível de fundação a serem utilizados para os cálculos de recalque, bem como os parâmetros de resistência ao cisalhamento a serem empregados nas análises de estabilidade, foram obtidos por meio de investigações geotécnicas de campo e laboratório, mencionadas no capítulo anterior. Vale ressaltar que serão empregados os parâmetros de projeto para a previsão dos recalques e sua evolução com o tempo, bem como para as condições iniciais de construção (primeira etapa de carregamento). Para a estabilidade da obra na fase final de construção e a longo prazo, serão empregados os parâmetros obtidos nos ensaios dilatométricos após a execução da primeira etapa de carregamento, também descritos no capítulo anterior. Para a estimativa dos parâmetros do solo reforçado com estacas granulares de brita, serão empregados os parâmetros obtidos para o solo compressível, bem como os parâmetros de resistência do material empregado na execução das estacas granulares, aplicando-se a metodologia proposta por Priebe (1995), também mencionada no Capítulo 3. A Tabela 5.1 apresentada a seguir, contém um resumo dos parâmetros a serem empregados nas análises de compressibilidade e estabilidade, obtidas dos ensaios de campo e laboratório. 94

96 Tabela 5-1:Parâmetros geotécnicos dos materiais de aterro, solo compressível, coluna de brita e solo residual de fundação. Material Aterro - Argila Siltosa - Acabamento de terraplenagem - 95% do PM Aterro - silte argiloso - corpo do aterro - 90% do PM Solo compressível de fundação - argila orgânica - condições iniciais de construção - projeto executivo Solo compressível de fundação - argila orgânica - condições após a 1 etapa de carregamento Solo residual - silte arenoso com intercalação de rocha Resistência Parâmetros geotécnicos Compressibilidade ϒ C ϕ C v =k v /γ w xm v C h =2x C v C c ' vm (kpa) (kpa) (o) m 2 /s m 2 /s (kpa) (kpa) * 30 * * 20 * ,6x10-8 1,5x10-7 1, ,6x x10-7 1, * 35 * Coluna granular de brita 20 0 * 40 * *Parâmetros efetivos M 5.2 Estimativa de Recalques e sua Evolução com o Tempo Para a estimativa da magnitude dos recalques e a sua evolução com o tempo, devem ser considerados os parâmetros geotécnicos mencionados no item anterior, as equações abordadas no Capítulo 3 e o perfil geotécnico esquematizado na Figura 5.1 apresentada a seguir. 95

97 Figura Perfil geotécnico do solo. 96

98 a) Cálculo da tensão efetiva inicial atuante à meia espessura da camada de argila (z=6m): arg 1 h ' h.: vo arg w 12 9,8 6 1,0 ' 121,0.: `vo =23,0 kpa vo 2 b) Cálculo do acréscimo de tensão efetiva devido à construção do aterro: h h ) I v ( at, 1 1 at,2 2 Como o aterro apresenta grandes dimensões, pode-se considerar o fator de influência de Osterberg como I=1,0, logo: v ( ) 1 v ( ) 1,0.: v =73,0 kpa 1 a ) Situação: Considerando o perfil geotécnico ilustrado na Figura anterior, sem intervenção de reforço de fundação, tem-se: a) O recalque total da camada de argila sem intervenção de reforço de fundação será: h h arg Cs 1 e 0 ' log ' vm 0 Cc 1 e v0 ' 0 v log.: ' vm 0, ,5 23,0 73,0 h 12 log log.: h=3,15m 1 3,5 23,0 1 3,5 15 b) O tempo para a ocorrência de 50% e 90% do recalque, sem de reforço de fundação será: b.1) tempo para ocorrência de 50% do recalque: 2 0,19612 t 50%.: t 8 50% =12 anos 7,610 b.2) tempo para ocorrência de 90% do recalque: 2 0, t 90%.: t 8 90% =51 anos 7, a ) Situação: Considerando o perfil geotécnico ilustrado na Figura anterior, e adotando-se o reforço de fundação por meio de estacas granulares de brita, diâmetro nominal de 70cm, dispostas em malha triangular com espaçamento de 3,0m, tem-se: 97

99 a) Recalque do solo tratado: 2,9 h s Em que é um fator de redução dos recalques, aplicando-se a metodologia de Priebe, têm-se Para A A s c 0, , = 20, e ϕ c =40º, Em que A s é a área de solo (Área total de tratamento = m 2 menos a área total de colunas granulares, e A c é a área das colunas, o método de Priebe (1995), fornece um fator de redução =1,5, logo o recalque do solo com o tratamento da fundação será: 3,15 h.: h=2,10m. 1,5 b) O tempo para a ocorrência de 50% e 90% do recalque, considerando-se o fluxo nas direções vertical e radial: b.1) tempo para ocorrência de 50% do recalque: Cv t Para o fluxo vertical: Tv.: 2 H d 8 7, ,5 T v.: T 2 v =0,0083, logo U v =10%. 12 Para o fluxo radial: U r 1U 1, sendo U=0,5 e U v =0,1. 1Uv 1 0,5 U r 1.: U r =0, ,1 D 1,053.: D=3,15m.,7 0 2 d 4.: d=0,38m 98

100 Finalmente, adotando-se malha triangular com 3,0 metros de lado, o tempo necessário para ocorrência de 50% do recalque total, o que corresponde ao inicio da segunda etapa de carregamento do aterro será: 2 D t 8C D 3 1 ln ln.: d 4 U h 1 2 3,15 3, t ln ln.: t4 meses. 7 81, , ,44 b.1) tempo para ocorrência de 90% do recalque: Cv t Para o fluxo vertical: Tv.: 2 H d 8 7, ,9 T.: T v 2 v =0,01498, logo U v =14%. 12 Para o fluxo radial: U r 1U 1, sendo U=0,9 e U v =0,14. 1Uv 1 0,9 U r 1.: U r =0, ,14 D 1,053.: D=3,15m.,7 0 2 d 4.: d=0,38m Finalmente, adotando-se malha triangular com 3,0 metros de lado, o tempo necessário para ocorrência de 90% do recalque total será: 2 D t 8C D 3 ln ln d 4 h 1 1 U 2 3,15 3, t ln ln.: t10 meses. 7 81, , , Análises de Estabilidade As análises de estabilidade do aterro do aeroporto de Itajubá/MG serão realizadas com base na seção transversal tipo de terraplenagem, bem como os resultados dos ensaios geotécnicos realizados no solo mole de fundação. Para a estimativa dos parâmetros do solo melhorado pela inserção das estacas granulares de brita, será empregada a metodologia proposta por Priebe (1995), mencionada no Capítulo 3. 99

101 5.3.1 Situações Analisadas Serão realizadas análises de estabilidade para as seguintes situações: Implantação do aterro em camada única de 4 m sobre o solo compressível, sem tratamento da fundação. Nestas análises serão considerados os parâmetros geotécnicos obtidos nos ensaios na fase de projeto, sendo simulado a estabilidade para a resistência ao cisalhamento não drenada constante para toda a camada compressível igual a 12kPa, e com a resistência variável com a profundidade (variação de 6 a 12kPa). Implantação do aterro em etapas de 2m sobre o solo compressível, sem tratamento da fundação. Nestas análises serão empregados os parâmetros geotécnicos obtidos nos ensaios na fase de projeto para a primeira fase de carregamento (etapa inicial de construção), e parâmetros obtidos no ensaio dilatométrico após a estabilização da primeira camada (fase final de construção). Nestas análises, serão consideradas também a resistência constante e variável com a profundidade, sendo para a primeira fase de carregamento, S u constante igual a 12kPa e variável, entre 6 a 12kPa, e para a segunda fase de carregamento, S u constante igual a 20kPa e variável, entre 10 a 25kPa; Implantação do aterro em etapas de 2m sobre o solo o solo compressível, sem tratamento da fundação, na fase final de construção, considerando a sobrecarga da aeronave a 2m do bordo da pista de pouso. Nestas análises serão consideradas a resistência constante igual a 20kPa e variável com a profundidade, entre 10 e 25kPa; Implantação do aterro em camada única de 4 m sobre o solo compressível, considerando o tratamento da fundação por meio de colunas granulares de brita, com malha triangular de 3m de lado. Nestas análises serão considerados para o solo de fundação os parâmetros geotécnicos ponderados (solo compressível e estacas granulares - Método de Priebe), obtidos nos ensaios na fase de projeto, simulando-se a fase final de construção (sem sobrecarga) e fase de operação (com sobrecarga). 100

102 5.3.2 Perfil Geotécnico O perfil geotécnico foi elaborado a partir da seção transversal crítica (aterro de 4m de altura - constante para toda a pista de pouso e decolagem), determinada sobre o levantamento topográfico da área de estudo, e com base nos resultados das sondagens a percussão (profundidade média de solo compressível 12m). As Figuras 5.2 e 5.3 apresentam respectivamente os perfis adotados para camada de 4m de altura (execução em camada única) e execução em etapas de 2m de altura. Figura Perfil geotécnico do solo - Execução de aterro em camada única - h=4,0m. 101

103 Figura Perfil geotécnico do solo - Execução de aterro em etapas - h=2,0m Parâmetros Geotécnicos Os parâmetros geotécnicos adotados nas análises de estabilidade (peso específico, coesão e ângulo de atrito) foram obtidos através de ensaios geotécnicos de campo e laboratório para o solo nas condições in situ. Para o material utilizado nas colunas granulares de brita, bem como no colchão drenante de brita, os parâmetros foram determinados com base na bibliografia técnica apresentada e abordada no capítulo

104 Para a obtenção dos parâmetros do solo de fundação reforçado por meio de estacas granulares de brita, será empregada a metodologia proposta por Priebe (1995). Para aplicação desta metodologia, serão utilizados os parâmetros do solo compressível e da coluna de brita, sintetizados na Tabela 5.2 apresentada a seguir. Tabela 5-2:Parâmetros geotécnicos do solo compressível para as fases inicial e final de construção e da coluna de brita. Material Peso Específico Parâmetros Geotécnicos Coesão Ângulo de Atrito (kn/m 3 ) (kpa) ( o ) Solo compressível - Argila Orgânica (fase inicial de construção - 1 Etapa de carregamento e/ou execução em camada única) Solo compressível - Argila Orgânica (fase final de construção - 2 Etapa de carregamento) Material drenante - Colunas de Brita Aplicando-se a metodologia de Priebe, com base nos parâmetros geotécnicos apresentados na Tabela 5.2, os parâmetros de resistência ao cisalhamento ponderados serão: 1) Cálculo da área de influência das colunas, para l=3m: Ac 3 l A c 3.: A c =7,79m 2 2) Cálculo da relação entre áreas, onde A c é a área de influência das colunas e A s é a área de solo sem tratamento: a c Ac A A c s ,79 a c.: a c =0, ,79 ( ,7 ) 4 103

105 3) Cálculo de ϕ eq, onde ϕ c é o ângulo de atrito interno das colunas e ϕ s é o ângulo de atrito interno do solo: eq c c ac s a 1.: 1 0,49 0 eq 0,49 40.: ϕ eq 20º 4) Cálculo de γ eq, onde γ c é o peso específico do material das colunas e γ s é o peso específico do solo: eq a 1 c c ac s 1 0, ,49.: γ eq =16kPa eq 5) Cálculo de C eq, onde C c é a coesão do material das colunas e C s é a coesão do solo: C eq C a 1 c c ac Cs C 00,49 (1 0,49) 12.: C eq 6kPa eq A Tabela 5.3, apresentada a seguir, sintetiza os parâmetros geotécnicos do solo a ser empregado nas análises de estabilidade. Tabela 5-3: Parâmetros geotécnicos empregados nas análises de estabilidade. Parâmetros Geotécnicos Material Peso Específico Coesão Ângulo de Atrito (kn/m 3 ) (kpa) ( o ) Aterro - Argila Siltosa - Acabamento de terraplenagem - 95% do PM Aterro - silte argiloso - corpo do aterro - 90% do PM Colchão drenante Solo compressível - Argila Orgânica - sem tratamento (fase inicial de construção - 1 Etapa de carregamento e/ou execução em camada única) Solo compressível - Argila Orgânica - sem tratamento (fase final de construção Etapa de carregamento) Solo compressível - Argila Orgânica - tratamento com estacas granulares de brita - Etapa de carregamento e/ou execução em camada única) Solo residual - silte arenoso com intercalação de rocha

106 5.3.4 Fator de Segurança Mínimo Foi estabelecido como fator de segurança (FS) mínimo 1,5, com base na norma NBR Estabilidade de Taludes da ABNT Resultados Análises de Estabilidade As análises de estabilidade do aterro, a partir de sua configuração geométrica, associada aos parâmetros geotécnicos estimados foram realizadas com a utilização de software específico para essa finalidade (Sistema Geostudio, módulo Slope, Geoslope International Ltd.). As Figuras 5.4 a 5.8 apresentadas a seguir, mostram os resultados das análises de estabilidade. Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em camada única - h=4m, sem intervenção de reforço de fundação, (a) S u constante com a profundidade 12kPa (b) S u crescente com a profundidade 6 a 12kPa. 105

107 Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em etapas (1 etapa de carregamento - h=2m), sem intervenção de reforço de fundação, (a) S u constante com a profundidade 12kPa (b) S u crescente com a profundidade 6 a 12kPa. 106

108 Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em etapas (2 etapa de carregamento - h=2m), sem intervenção de reforço de fundação,(a) S u constante com a profundidade 20kPa (b) S u crescente com a profundidade 10 a 25kPa. 107

109 Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em etapas (2 etapa de carregamento - h=2m), sem intervenção de reforço de fundação,(a) S u constante com a profundidade 20kPa (b) S u crescente com a profundidade 10 a 25kPa Fase de operação (sobrecarga 16t). 108

110 Figura Resultado análise de estabilidade - Execução do aterro em camada única - h=4m, com intervenção de reforço da fundação por meio da inclusão de colunas granulares de brita, final de construção (sem sobrecarga) e fase de operação (sobrecarga de 16t). A Tabela 5.4 apresentada a seguir, sintetiza os fatores de segurança obtidos nas análises de estabilidade. 109

111 Tabela 5-4: Resumo dos fatores de segurança para as situações analisadas. Ao se adotar a resistência (S u ) constante com a profundidade, era de se esperar fatores de segurança menores, desde que este valor tenha sido assumido como o mínimo. Entretanto, sabe-se que com o início da construção, a distância de drenagem é pequena, e ocorre um ganho de resistência próximo da superfície. Ressalta-se ainda que ao assumir um valor de resistência constante com a profundidade, faz-se a consideração de ganho concomitante da resistência mais superficial, com a construção em estágios da obra, sendo prático considerar a resistência maior na superfície, e adotar um valor médio mais representativo para a resistência do solo. A resistência (S u ) variável com a profundidade está mais próximo do esperado em campo, no entanto, os estudos de estabilidade mostram que com este modelo era de se esperar problemas de estabilidade durante o processo executivo, não registrado. Logo, neste trabalho optou-se por considerar que o processo executivo induziu uma consolidação parcial do solo mole, gerando ganho de resistência nas camadas superiores. Neste sentido, fez-se uma majoração de S u, optandose por adotar um valor constante, com base naqueles medidos em profundidade. 110

112 5.4 Considerações - Análises de Compressibilidade e Estabilidade Com base nos resultados obtidos nas análises de estabilidade e no cálculo dos recalques bem como na estimativa para o tempo de ocorrência dos mesmos, comenta-se: o solo compressível, quando carregado em uma única etapa (altura de aterro de 4m), sem intervenção de tratamento da fundação, apresenta fator de segurança insatisfatório, conforme sintetizado na Tabela 5.4, tanto paras as condições em que a resistência é constante e variável com a profundidade; na execução do aterro em etapas de 2m de altura, ainda sem intervenção de tratamento da fundação, quando o solo compressível é carregado na primeira etapa, o fator de segurança apresenta-se satisfatório, tanto para as condições em que a resistência é constante e variável com a profundidade. Entretanto, para a segunda etapa de carregamento (fase final de construção), o fator de segurança é insatisfatório para a situação em que a resistência ao cisalhamento S u é variável com a profundidade. Além disso, os fatores de segurança são também insatisfatórios quando simula-se a fase de operação - sobrecarga do trem de pouso, conforme sintetizado na Tabela 5.4; o solo compressível, quando carregado em uma única etapa (altura de aterro de 4m), com intervenção de tratamento da fundação, por meio de inclusão de colunas granulares de brita, apresenta fator de segurança satisfatório, tanto na fase final de construção (sem sobrecarga), como na fase de operação (sobrecarga de 16t), conforme sintetizado na Tabela 5.4. A execução do aterro sobre solo compressível sem o tratamento de fundação implicaria em recalques excessivos, da ordem de 2,9m, além de não atenderem aos critérios de estabilidade. Assim, objetivando-se atender aos prazos construtivos, minimizar os recalques, e atender as condições de segurança da obra na fase de construção e operação, optou-se pela adoção do reforço de fundação por meio da inclusão de colunas granulares de brita, com malha triangular de 3m de lado. Tal solução, além de reduzir o tempo para ocorrência do processo de consolidação da camada devido a primeira fase de carregamento para 4 meses, minimizam em aproximadamente 30% a magnitude dos recalques. Os aspectos construtivos do aterro reforçado com colunas granulares de brita serão mencionados no capítulo

113 Capítulo 6 - Execução dos Reforços e Estabilização do Solo de fundação do Aterro do Aeroporto de Itajubá/MG 6.1 Metodologia Construtiva do Reforço de Fundação do Aterro A metodologia executiva do reforço do subsolo compressível e do aterro sobrejacente na área de implantação do aeródromo de Itajubá MG, conforme mostrado nas Figuras 6.1 e 6.2, envolve uma série de etapas e medidas executivas, com as suas prioridades, para o seu correto desempenho. Figura Vista da área do aterro do aeroporto de Itajubá/MG (Engesolo, 2016). Figura Vista da área onde será executado o reforço do subsolo para a implantação do aterro (Engesolo, 2016). 112

114 As etapas construtivas devem seguir a seguinte cronologia: adequação e/ou nivelamento da área a ser reforçada acima da cota original do terreno, por meio do lançamento de aterro sem controle executivo, denominado aterro de conquista ou de trabalho - Figura 6.3. O lançamento desta camada, sobre o terreno natural existente, com uma espessura mínima de 1,0m e preferencialmente com características drenantes, permitirá a movimentação dos equipamentos em toda a área, além de compensar o recalque final estimado para a sobrecarga do aterro da pista do aeródromo. Figura 6.3 Lançamento do aterro de conquista (Engesolo, 2016). Figura 6.4 Execução do caminho de serviço (Engesolo, 2016). 113

115 A profundidade do reforço, verificada através das sondagens a percussão e ensaios dilatométricos varia entre 7,0 e 13,0m. As investigações SPT e DMT foram executadas em localizações próximas uma das outras, entre si. O valor adotado/estimado como profundidade média a ser reforçada, e referida nos cálculos dos quantitativos, é de 11,0m. As respectivas profundidades detectadas em cada investigação do subsolo estão mostradas na Tabela 6.1, apresentada a seguir. Tabela 6-1: Detalhamento das profundidades da camada de solo argiloso mole e/ou compressível, detectada em cada localização (Engesolo, 2016). TIPO DE INVESTIGAÇÃO Sondagem à percussão tipo SPT Ensaio dilatométrico - DMT PROFUNDIDADE DO SOLO MOLE NAS LOCALIZAÇÕES LOCAL 01 LOCAL 02 LOCAL 03 LOCAL 04 LOCAL 05 LOCAL 06 LOCAL 07 10m 12m 7m 7m 9m 11m 10m 11m 12m 13m 9m Não executado Não executado Não executado Locação integral dos pontos a serem reforçados, conforme apresentado na Figura 6.5, para posterior execução das inclusões das colunas granulares, com diâmetro nominal de 70cm. O arranjo geométrico da locação dos eixos das estacas foi executado segundo malhas dispostas em triângulos equiláteros de distância axial variável consoante o local, sendo para a pista de pouso e decolagem, a abertura da malha é de 3m, até a profundidade onde se encontra a camada resistente, conforme profundidades estimadas e referidas na Tabela 6.1. As Figuras 6.5 a 6.7 mostram a locação dos reforços, os equipamentos empregados na cravação das estacas granulares, e a execução completa de uma coluna, incluído seu acabamento na base. Figura 6.5 Locação das estacas granulares de brita (Engesolo, 2016). 114

116 Figura 6.6 Equipamentos para cravação dos reforços granulares (Engesolo, 2016). Figura 6.7 Execução/acabamento das colunas granulares de brita (Engesolo, 2016). Em termos de controle de execução, o consumo da potência elétrica desempenha um papel importante, dado que quanto mais densa se torna a brita, pela ação do vibrador, maior consumo elétrico é registado pelo amperímetro. No entanto apenas uma boa compactação da brita pode não ser suficiente uma vez que para que a brita penetre no solo circundante também é preciso garantir que o vibrador penetre na brita para poder empurrar lateralmente de encontro ao solo. O consumo de brita também desempenha um papel fundamental, que tem que ser registrado, pois muitas vezes é a única maneira de estimar o diâmetro realizado da coluna (que, pelo efeito da pressão radial, é sempre maior do que o diâmetro do furo), assumindo-se para esse efeito normalmente uma densidade compacta para a brita. É comum a representação dos diversos parâmetros envolvidos na execução das colunas granulares (tais como a profundidade, a intensidade da corrente elétrica, a quantidade de brita ou a velocidade da sonda), em forma de gráfico, função do tempo (Figura 6.8). 115

117 Figura 6.8 Boletim individual com os dados da coluna granular de brita (Aterpa, 2016). Ao término de execução de cada reforço/estaca granular o terreno deverá ser rasado mecanicamente (limpo com retroescavadeira ou pá mecânica) e esse material excedente estocado lateralmente à área, podendo ser usado posteriormente como material do próprio corpo do aterro das áreas do aeródromo (não devendo ser utilizado como colchão/lastro drenante, devido à sua contaminação com o material argiloso mole do subsolo). Lançamento da camada de brita (colchão/lastro drenante), formada pela mistura de britas 1, 2 e 3, em proporções iguais. A camada mais superficial, ou forro, desse colchão drenante deve ser efetuada somente com brita 1, para receber a geogrelha do projeto, conforme mostrado nas Figuras 6.9 e

118 Figura 6.9 Lançamento do colchão/lastro drenante de brita de gnaisse (Engesolo, 2016). Figura 6.10 Conclusão do colchão/lastro drenante (Engesolo, 2016). Para a complementação do reforço do subsolo e uma melhor distribuição dos esforços sobre as estacas granulares requer-se uma geogrelha com a seguinte denominação: Classificação 110/30-20, tecida de filamentos de PVA de alta tenacidade e baixa fluência, com revestimento polimérico protetor e as características referidas na Tabela 6.2 (ou superiores), ou características semelhantes, que garantam o mesmo comportamento. Colocação da geogrelha especificada conforme indicado na Tabela 6.2 sobre o referido forro do colchão drenante, como reforço da base do aterro argiloso, sendo que a colocação da geogrelha deverá garantir a sua maior resistência na direção transversal da pista do aeródromo, devendo-se respeitar as especificações técnicas e normativas, conforme ilustrado nas Figuras 6.11 e

119 Módulo de rigidez a 5% de deformação (ABNT ) na direção longitudinal (kn/m) Tabela 6-2:Especificações técnicas da geogrelha (Engesolo, 2016). Resistência à tração (ABNT ) (kn/m) Deformação na resistência nominal (ABNT ) (%) Longitudinal Transversal Longitudinal Transversal Abertura nominal da malha (mm) ,0 5,0 20 Figura 6.11 Lançamento da geogrelha sobre o colchão/lastro drenante (Engesolo, 2016). Figura 6.12 Conclusão da colocação da geogrelha sobre o colchão drenante (Engesolo, 2016). Execução do aterro sobre a geogrelha - Figura A distribuição do aterro argiloso na área do aeródromo deverá respeitar uma cronologia específica, de modo a não atingir espessuras superiores a dois metros (2,0m), antes que ocorra um adensamento parcial do subsolo de argila mole/compressível reforçado de, no mínimo, igual a cinquenta por cento (50%) do adensamento total. O tempo para ocorrência desta porcentagem de recalque por adensamento está estimado em quatro meses após o término do aterro. 118

120 Figura 6.13 Lançamento da primeira camada de aterro sobre a geogrelha (Engesolo, 2016). Atenção especial deve ser dada à primeira camada de aterro a ser executada sobre a geogrelha, para que a mesma não seja danificada durante o processo de espalhamento e de compactação mecanizados; Remoção de entulhos e sobras de materiais tanto do reforço granular como do aterro argiloso das laterais da área, para garantir o escoamento da água do colchão drenante, para as laterais das áreas aterradas do aeródromo; Não há risco de o reforço granular do subsolo, executado por meio de inclusão de material tipo brita sob o aterro de ampliação do aeródromo, influenciar na lâmina d água da área e dos cursos d água locais. O reforço do subsolo via inclusões/estacas granulares, funciona sempre com o equilíbrio de esforços entre o carregamento do aterro superficial e as resistências do referido reforço granular associado ao solo compressível circunvizinho. A água do subsolo é expulsa dos vazios do subsolo até atingir esse equilíbrio de carregamentos, quando o nível d água (N.A.) entra em equilíbrio como o N.A. do terreno circunvizinho e dos cursos d água locais. Os serviços de compactação do aterro - Figura 6.14 atendeu as especificações técnicas da DIRENG, obtendo-se um grau de compactação de, no mínimo, 90% em relação à massa específica aparente seca máxima para o corpo do aterro, em relação à energia de referência do Proctor modificado, e 95% de grau de compactação para o acabamento de terraplenagem, para a mesma energia. O desvio máximo permitido para o teor de umidade deve ser de aproximadamente 2%. 119

121 Figura 6.14 Compactação da primeira camada de aterro (Engesolo, 2016). O Rio Sapucaí e o Ribeirão Piranguçu encontram-se ao norte e oeste, respectivamente, da cabeceira norte do aeródromo tendo ambos os cursos d água níveis de cheias que atingem toda a várzea onde se localiza a pista do aeródromo. Segundo observações locais, dos órgãos envolvidos nos estudos de viabilidade, bem como informações de funcionários da Helibrás e moradores da região, a cota máxima de inundação atingida é aproximadamente 840,000m, ocorrendo neste caso a inundação da via de acesso e da rotatória na entrada da Helibrás, conforme ilustrado na Figura Figura 6.15 Registro da cheia de 2009 vista local na rotatória do acesso à Helibrás (Engesolo, 2016). Como forma preventiva, foi realizada em projeto a elevação do greide projetado, para que não houvesse riscos de inundação na pista do aeroporto, e a fim de proteger a face dos taludes (saia de aterro), foi executado na obra um enrocamento de pedra, no bordo direito, visto que em períodos chuvosos intermitentes, podem ocorrer enchentes, o que pode gerar uma elevação no nível d água e atingir a face dos taludes, conforme se observa nas Figuras 6.15 e

122 Figura 6.16 Execução de enrocamento para a proteção da saia de aterro (Engesolo, 2016). 6.2 Quantitativos dos Serviços de Reforço de Fundação do Aterro Os quantitativos relacionados ao reforço granular da camada de solo compressível, cujo projeto é parte integrante dessa metodologia executiva, é apresentado abaixo, na Tabela 6.3, que se segue. Tabela 6-3: Quantitativos dos serviços de reforço de fundação de aterro (Engesolo, 2016). QUANTITATIVOS DOS SERVIÇOS DE REFORÇO DA FUNDAÇÃO POR MEIO DA INCLUSÃO DE COLUNAS GRANULARES DE BRITA Distância entre eixos de estacas Profundidade final estimada para reforço Consumo de brita por estaca granular diâmetro nominal de 70cm 3 e 4m 11m 0,5m 3 /m PISTA DO AEROPORTO Total de estacas Comprimento total de estacas m Volume de brita nas estacas m 3 ÁREAS ANEXAS AO AEROPORTO/ÁREAS DE ESTACIONAMENTO/PÁTIOS E ACESSOS Total de estacas Comprimento total de estacas m Volume de brita nas estacas m 3 TOTAIS PARA PISTA E ÁREAS ANEXAS AO AEROPORTO Total de estacas Comprimento total de estacas m Volume total de estacas m 3 Esses quantitativos já incluem as áreas dos offsets do aterro (1,5 H:1,0 V), em todas as laterais onde há o desnível entre o greide final e o terreno natural local. 121

123 6.3 Instrumentação das Obras A Instrumentação Geotécnica foi prevista para o acompanhamento das propriedades mecânicas da camada de solo mole/compressível, da poropressão no interior do solo mole e para controle dos deslocamentos horizontais e verticais do aterro, sendo utilizados os seguintes instrumentos. 06 Inclinômetros; 11 Piezômetros Casagrande; 11 Marcos Superficiais de Recalque e; 11 Placas de Recalque Periodicidade das Leituras A área do futuro Aeroporto de Itajubá será submetida a carregamentos por meio de aterro, ao longo de todo o período de 12 meses de duração nas suas diferentes etapas. A periodicidade das leituras/monitoramentos foi definida pela Aterpa, conforme descrito abaixo: Para Placas de Recalque e Piezômetros: 1 leitura a cada 2 dias durante a execução de cada etapa dos aterros; 1 leitura 2 vezes por semana após a conclusão de cada etapa dos aterros. Para Marcos de Recalque: 1 leitura após a conclusão de cada etapa dos aterros; 1 leitura a cada 2 dias durante a execução de cada etapa dos aterros; 1 leitura 2 vezes por semana após a conclusão de cada etapa dos aterros Comentários Gerais Sobre a Instrumentação Inclinômetros O inclinômetro INC-01 apresentou-se com pequeno índice de variação de deslocamento horizontal ao longo do mês. Seu deslocamento de maior magnitude foi +6,5cm, no Eixo A, observado na profundidade de 7m, conforme mostrado na Figura

124 Figura 6.17 Inclinômetro 01 Estaca (Aterpa, 2016). Os inclinômetros INC-02, INC-04 e INC-05 mantiveram-se com pequenos deslocamentos horizontais crescentes, os quais foram notados no Eixo A, e seguem, respectivamente: +35cm em profundidade de 5,0m, +50cm em profundidade de 4,0m e +42cm também em profundidade de 4,0m - Figura 6.18 a Figura 6.18 Inclinômetro 02 Estaca (Aterpa, 2016). 123

125 Figura 6.19 Inclinômetro 04 Estaca (Aterpa, 2016). Figura 6.20 Inclinômetro 05 Estaca (Aterpa, 2016). 124

126 Os deslocamentos horizontais nos inclinômetros INC-03 e INC-06 também foram observados no Eixo A. O INC-03 teve seu deslocamento horizontal máximo de aproximadamente +57cm, na profundidade de 3,5m, enquanto para o INC-06 foram observados valores de aproximadamente +5,2cm em 3,5m de profundidade - Figura 6.21e Figura 6.21 Inclinômetro 03 Estaca 7+10 (Aterpa, 2016). Figura 6.22 Inclinômetro 06 Estaca (Aterpa, 2016). 125

127 Placas de Recalque A placa de recalque PR-01 segue indicando variações mínimas de recalque, da ordem de aproximadamente 2,5cm. O conjunto de placas PR-02 a PR-04 indicam recalques crescentes, mesmo com a paralisação do carregamento. Os recalques observados variam cerca de 57cm na PR-02, seguido por 74cm na PR-03 e 79cm na PR-04. Os valores máximos de recalques obtidos foram entre as placas PR-05 a PR-08, que também indicam valores crescentes. Seguem: 112cm na PR-05, 104cm na PR-06, 85cm na PR-07 e 83cm na PR-08. O conjunto de placas PR-09 a PR-11 indicam recalques em menor magnitude, cujos valores se apresentaram entre 36cm a 47cm. Figura 6.23 Monitoramento por placas de recalque (Aterpa, 2016). 126

128 Piezômetros Casagrande Verificou-se que os piezômetros PZC-02, PZC-09, PZC-11 seguem permanecendo com variações do nível piezométrico em torno da elevação +840,0mcd, conforme ilustrado nas Figuras 6.24 a Figura 6.24 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-02 (Aterpa, 2016). Figura 6.25 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-09 (Aterpa, 2016). 127

129 Figura 6.26 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-11 (Aterpa, 2016). Os Piezômetros Casagrande PZC-01, PZC-03, PZC-04, PZC-05 e PZC-08, seguem apresentando níveis piezométricos com pequenas variações entre +838mcd a +839mcd, conforme ilustrado nas Figuras 6.27 a Figura 6.27 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-01 (Aterpa, 2016). 128

130 Figura 6.28 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-03 (Aterpa, 2016). Figura 6.29 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-04 (Aterpa, 2016). 129

131 Figura 6.30 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-05 (Aterpa, 2016). Figura 6.31 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-08 (Aterpa, 2016). 130

132 Os PZC-06, PZC-07 e PZC-10 indicam variações do nível piezométrico entre as elevações +838,0mcd a +839,0mcd, conforme ilustrado nas Figuras 6.32 a Figura 6.32 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-06 (Aterpa, 2016). Figura 6.33 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-07 (Aterpa, 2016). 131

133 Figura 6.34 Monitoramento- Piezômetro Casagrande PZC-07 (Aterpa, 2016). Os resultados do monitoramento geotécnico das obras mostraram-se consistentes com as expectativas de projeto, destacando-se: o monitoramento de recalques, nota-se que o valor máximo de recalque medido em campo foi observado na Placa 05, medindo-se 1,12 metros de recalque no eixo da pista, com tendência a estabilização; quanto ao tempo de estabilização de 50% dos recalques, foi previsto em projeto um período de quatro meses, observando-se em campo um prazo de seis meses. 132

134 Capítulo 7 - Conclusões e Sugestões 7.1 Considerações Finais A obra de implantação do aeroporto de Itajubá é muito importante sob o ponto de vista sócio e econômico, sendo assim, o município foi escolhido para compor o Sistema Estadual de Aeródromos, o que permitirá a ligação direta para as capitais da região sudeste do Brasil (São Paulo, Belo Horizonte, Vitória e Rio de Janeiro), com voos domésticos com capacidade de 49 passageiros. A execução do aterro para a implantação das futuras instalações do aeroporto de Itajubá (pista de pouso e decolagem, áreas de giro e taxiway) requereram grandes desafios à engenharia geotécnica, visto que além da região sofrer constantes inundações em períodos de chuvas intermitentes, o solo de fundação é muito mole e o nível d agua praticamente coincide com o nível do terreno. Vale ressaltar também, que inicialmente, o tratamento por meio de inclusão de colunas granulares de brita estava previsto para ser executado da estaca 0 até à estaca final, entretanto, durante o início das obras, teve-se que readequar essa metodologia construtiva, pois com a aceleração do processo de consolidação na área tratada, ocorreram recalques diferenciais em relação a área sem a intervenção de tratamento. Outro fator de grandes desafios foi o tráfego de máquinas pesadas na área de tratamento, mesmo tomando-se o cuidado de executar o aterro de conquista com material de características drenantes. 7.2 Conclusões Investigações Geotécnicas Os resultados dos ensaios de campo e de laboratório ratificaram claramente a natureza compressível e instável do solo mole de fundação e induziram a necessidade de conjugação de procedimentos alternativos, de modo a caracterizar integralmente os condicionantes geotécnicos da fundação compressível sobre a estabilidade do aterro e fundação. 133

135 Os ensaios de caracterização, classificaram o solo compressível como argila silto arenosa, com elevado teor de matéria orgânica, contendo cerca de 42% de argila, 33% de silte, com elevado teor de umidade (maiores que 130%), índices de plasticidade (IP) da ordem de 55% e densidade das partículas (G s ) em torno de 2,240. Apesar das limitações oriundas das dificuldades de obtenção de amostras contínuas e representativas dos solos moles locais, o ensaio de adensamento permitiu estabelecer os parâmetros para a previsão do tempo de ocorrência dos recalques previstos, aproximando-se bem das medidas em campo. A campanha de investigação geotécnica de campo, numa fase preliminar com a execução de sondagem de simples reconhecimento com medida de SPT, forneceu o perfil geotécnico do solo (espessura e resistência das camadas, profundidade do solo compressível, condições de drenagem e posição do nível d agua), que foram extremamente importantes nas análises de compressibilidade e estabilidade. Já a campanha de investigação complementar, por meio da execução de ensaios dilatométricos, forneceram elementos para a estimativa da resistência ao cisalhamento não drenada do solo compressível de fundação. O ensaio triaxial, apresentou-se compatível com a campanha de ensaios dilatométricos, em termos de coesão não drenada Análises de Estabilidade As análises de estabilidade do aterro executado em etapas de 2m, sem o tratamento da fundação, não se apresentam satisfatórios, sobretudo na fase final de construção para a resistência variável com a profundidade, e na fase de operação com a aplicação da sobrecarga de pouso. Para a execução do aterro sobre o solo de fundação com tratamento por meio de estacas granulares de brita, os critérios de estabilidade apresentam-se satisfatórios em todas as análises realizadas. Optou-se pela inclusão da geogrelha na base do aterro, visando a melhor distribuição dos recalques construtivos (minimizar recalques diferenciais), contribuindo também para o aumento na estabilidade das obras. A execução do enrocamento na saia do aterro também garante a estabilidade e integridade das obras em casos de chuvas intermitentes e eventuais enchentes na região. 134

136 7.2.3 Análises de Compressibilidade Com base nos parâmetros geotécnicos de compressibilidade, obtidos através dos ensaios de adensamento unidimensional, o solo apresenta OCR=1, indicando que o mesmo encontra-se normalmente adensado, já que a máxima tensão suportada é igual a tensão efetiva atuante a meia espessura da camada de argila. Foram estimados recalques totais de 3,15m para as condições sem intervenção de tratamento e de acordo com a teoria do adensamento de Terzaghi, os tempos para a evolução de 50% e 90% dos recalques da camada foram estimados em 12 e 51 anos respectivamente. Assim, mediante a execução de uma malha triangular de drenos verticais de brita espaçados de 3,0m e, com base na hipótese de drenagem combinada e no método de Priebe (1995), foram obtidos tempos de adensamento para a ocorrência de 50% e 90% do recalque em 4 e 10 meses respectivamente, além de reduzir a magnitude do recalque total em aproximadamente 30%, consistentes com o cronograma possível das obras. Entretanto, a instrumentação das obras mostraram que o tempo necessário para a estabilização de 50% do recalque primário, e o consequente início da segunda etapa de carregamento foi de 6 meses. Quanto à magnitude dos recalques previstos, o valor máximo de recalques obtidos na instrumentação foi da ordem de 1,12m, o que condiz com os valores calculados Síntese Geral As análises de estabilidade e de compressibilidade, desenvolvidas em relação ao projeto do aterro reforçado por meio de inclusão de estacas granulares de brita sobre solo compressível, demonstraram que: As obras de reforço da fundação foram totalmente satisfatórias, acelerando o processo de adensamento da camada compressível e minimizando em aproximadamente 50% os recalques; os resultados do monitoramento dos recalques, mostram-se consistentes com as expectativas de projeto, havendo apenas uma divergência quanto ao tempo de 135

137 estabilização de 50% dos recalques que foi previsto em quatro meses, tendo ocorrido em campo com um prazo de seis meses; Por tais condicionantes, conclui-se que a obra apresenta-se estável, devendo apenas tomar os devidos cuidados preconizados em projeto, tais como esperar a ocorrência dos 50% do recalque total para o prosseguimento da segunda fase de carregamento, bem como continuar monitoramento da obra até que se atinja o recalque total previsto; As obras de pavimentação da pista de pouso e decolagem, bem como a implantação das estruturas principais do aeroporto só podem ser prosseguidas após a constatação da ocorrência do recalque total da obra. 7.3 Sugestões para Pesquisas Futuras Como estudos adicionais, visando complementar as análises desenvolvidas nesta dissertação, são feitas as seguintes sugestões e/ou recomendações: Comparativo entre outras técnicas de tratamento do solo compressível de fundação, envolvendo análises técnica-financeira; Extrapolação dos estudos realizados nessa dissertação a outros casos de obras aeroportuárias; Aplicar outros tipos de investigações geotécnicas de campo e laboratório, bem como outros métodos para estimativa dos parâmetros do solo de fundação tratado. Elaborar estudos numéricos, por elementos finitos, tensão deformação, para a avaliação dos deslocamentos verticais e horizontais em comparação com os dados de instrumentação em campo. 136

138 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS Almeida, M.S.S. (1992). Geodrenos Como Elementos de Aceleração de Recalques. Seminário Sobre Aplicações de Geossintéticos em Geotecnia, p Brasília,DF. Almeida, M.S.S. (1996). Aterros Sobre Solos Moles da concepção à avaliação do desempenho. Editora UFRJ. Rio de Janeiro, RJ. Almeida, M. S. S., Marques, M. E. S. (2010). Aterros Sobre Solos Moles projeto e desempenho. Editora UFRJ. Rio de Janeiro, RJ. Almeida, M.S.S., Rodrigues, A S. e Bittencourt, F. (1999). Aceleração de Recalques em Argila Orgânica Muito Mole. 3º Simpósio Brasileiro de Geossintéticos, p Rio de Janeiro, RJ. Almeida, M.S.S., Oliveira, J.R.M.S., Spotti, A.P. (2001). Previsão e Desempenho de Aterros Sobre Solos Moles: Estabilidade, Recalques e Análises Numéricas. Encontro Propriedades das Argilas Moles Naturais Brasileiras, p COPPE/UFRJ e ABMS. Rio de Janeiro, RJ. Barron, R.A. (1948). Consolidation of Fine-Grained Soils by Drain Wells. Transactions ASCE, vol 113, p Baroni, M., (2010), Investigação geotécnica em argilas orgânicas muito compressíveis em depósitos da Barra da Tijuca. Tese de M. Sc., COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. Bjerrum, L. (1972). Embankments on Soft Ground. Esp. Conf. On performance of Earth Suppoorted Structures, vol 2, p Bourgues, F. e Mieussens. C. (1979). Déplacement Latéraux à Proximité des Remblais sur Sols Compressibles Méthod de Prévision. Bull. Liaison Labo. P. et Ch., n. 101, p Cavalcante, S.P.P. (2001). Análise de Comportamento de Aterros Sobre Solos Moles - Aterros de encontro da Ponte Sobre o Rio Jitituba AL. Tese de mestrado, UFPE. Recife, PE. Coutinho, R. Q.; Bello, M. I. M., (2005), Aterros sobre solos moles, Geotecnia no Nordeste, (Gusmão, Gusmão Filho, Oliveira e Maia (Org.)), Ed. UFPE. DNER (1998). DNER-PRO Projeto de Aterros Sobre Solos Moles para Obras Viárias. DNER/IPR (1990). Manual de Projeto e Execução de Aterros Sobre Solos Moles Relatório RJ. 4218/072-B. Engesolo (2016). Manual de Projeto e Execução de Aterros Sobre Solos Moles Aeroporto de Itajubá/MG. 137

139 Fahel, A R. S.; Palmeira, E.M. e Campos, L.E.P. (1999). Danos em Estruturas Reforçadas com Geotêxteis Sobre Fundação em Solo Mole. 3º Simpósio Brasileiro de Geossintéticos, p Rio de Janeiro, RJ. Gomes, R.C. (1993). Interação Solo Reforço e Mecanismos de Ruptura em Solos Reforçados com Geotêxteis. Tese de Doutorado Escola de Engenharia de São Carlos, USP. São Carlos, SP. Gomes, R.C. (1993a). Parâmetros de Projeto em Estruturas de Solos Reforçados. Revista Solos e Rochas, v. 16, n.º 4, p Geo-Slope International Ltd. SLOPE/W, User Manual, Calgary: Alberta, Canadá. Hausmann, M.R. (1990). Engineering Principles of Ground Modification. Editora McGraw Hill. Singapore. Hansbo, S. (1979). Consolidation of Clay by Band-Shaped Pre-Fabricated Drains. Ground Engineering, v. 12 n.º 5. Hansbo, S.; Jamiolkowisk, M. e Lok, L. (1981). Consolidation by Vertical Drains. Géotechnique, nº1, p Hansbo, S. (1996). Band Drains. Ground Improvement. Blackie Academic e Professional Chapman e Hall Editora, p Jewell, R.A. (1987). The Mechanics of Reinforced Embankments on Soft Soils. OUEL Report, n.º 071/87, University of Oxford, UK. Jewell, R.A. (1996). Soil Reinforcement with Geotextiles. Edit. CIRIA, Special Publication, n.º 123, UK. Ladd, C.C.; Foot, R.; Ishihara, K.; Schlosser, F. e Poulos, H.G. (1977). Stress- Deformation in Strength Characteristics. State-of-the-art report, Proc. 9th ICMSF, Tokyo, v. 2, p Low, B.K.; Wong, H.S.; Lim, C. e Broms, B.B. (1990). Slip Circle Analysis of Reinforced Embankments on Soft Ground. Geotextiles and Geomenbranes, v. 9 n.º 2, p Leroueil, S.; Magnan, J.P. e Tavenas F. (1990). Embankment on Soft Clay. Ellis Horwood Limited. Lopes, N.A F. (1991). Considerações Relativas às Deformações das Fundações de Aterros em Argila Mole. Revista Solos e Rochas, v. 14 n.º 2, p Martins, I.S.M. (2000). Análise e Reavaliação de Estruturas em Solos Reforçados com Geotêxteis. Tese de Mestrado UFOP. Ouro Preto, MG. Martins, I.S.M. e Lacerda, W.A. (1994). Sobre a Relação Índice de Vazios-Tensão Vertical Efetiva na Compressão Unidimensional. Revista Solos e Rochas, v. 17 n.º 3 138

140 Martins, I. S. M., (2005) Algumas Considerações Sobre Adensamento Secundário. Slides da Palestra proferida no clube de Engenharia, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. Martins, I. S. M., (2011), Adensamento, Slides da Aula de Adensamento/UFRJ, Rio de Janeiro, RJ, Brasil. Macêdo, I.L. (2002). Análise Numérica da Construção de Aterros Sobre Solos Moles Próximos a Estruturas Existentes Influência da Presença de Reforço Geossintético. Tese de Mestrado UNB. Brasília, DF. Mesri, G. (1973). Coefficient of Secondary Compression. Journal of the Soils Mechanics and Foundation Engineering, ASCE, v. 99 n. SM1, p NBR 6484, (2001), Solo Sondagens de Simples Reconhecimento com SPT Método de Ensaio. ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas, Rio de Janeiro. Nogueira, E. G., (2010), Estudos de Algumas Soluções de Tratamento de Solos Moles para Construção de Aterros no Trecho Sul do Rodoanel- SP. Tese de M. Sc., USP, São Paulo, SP, Brasil. Ortigão, J. A. R., (2007), Introdução à Mecânica dos Solos dos Estados Críticos. 3 ed. Rio de Janeiro, Ed. Terratek. Palmeira, E.M. (1992). Manual de Estabilização e Reforço de Aterros Sobre Solos Moles Utilizando Geotêxteis. Convênio Rhodia UNB n Brasília, DF., p Palmeira, E.M.; Pereira, J.H.F. e Silva, A.R.L. (1998). Backanalyses of Geosynthetic Reinforced Embankments on Soft Soils. Geotextiles and Geomenbranes, v.16, p Palmeira, E.M. (1999). Reforço de Aterros Sobre Solos Moles com Geossintéticos. 3º Simpósio Brasileiro de Geossintéticos, curso. Rio de Janeiro, RJ. Palmeira, E.M. (2001). Reforço de Aterros Sobre Solos Moles - Geossintéticos na Engenharia Civil - Curso Básico. IGS Brasil. Brasília, DF. Pinto, C.S. (2001). Considerações Sobre o Método de Asaoka. Revista Solos e Rochas, v. 24, n. 1, p Perboni, J. P., (2003), Análise de Estabilidade e de Compressibilidade de Aterros sobre Solos Moles Caso dos Aterros de Encontro da Ponte sobre o Rio dos Peixes (BR 381). Tese de M.Sc., UFOP, Ouro Preto, MG, Brasil. Rodrigues, A.S. (1998). Avaliação do Desempenho de Drenos Verticais Pré-Fabricados em Solo Orgânico Compressível. Tese de Mestrado COPPE/UFRJ. Rio de Janeiro, RJ. Romero, S., Aterro sobre Solo Mole. Disponível em: Sobre-Solos-Mole. Acesso em 16 de maio de

141 Sandroni, S.S. e Lacerda, W.A. (2001). Discussão Sobre Controle de Estabilidade em Aterros sobre solos Moles. Encontro Propriedades das Argilas Moles Naturais Brasileiras, COPPE/UFRJ - ABMS. Rio de Janeiro, RJ. Sampaio Junior, J.L.C.; Alencar Junior, J.A. e Bernardes, G.P. (2002). Compressibilidade Secundária de uma Argila Variegada da Região Metropolitana de Belém-PA. XII Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, v. 1, p São Paulo, SP. Schnaid, F. (2000). Ensaios de Campo e suas Aplicações à Engenharia de Fundações. Editora Oficina de Texto. São Paulo, SP. Schmidt, C.A.B. e Pacheco, M.P. (1994). Influência da Compressão Secundária na Análise de Adensamento Pelo Método de Asaoka. X Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Fundações, v. 2, p Rio de Janeiro, RJ. Silva, A.R.L. e Palmeira, E.M. (1998). Estabilidade de Aterros Sobre Solos Moles Reforçados com Geossintéticos. XI Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Fundações, v. 2, p Brasília, DF. Silva, A.R.L.; Palmeira, E.M. e Pereira, J.H.F. (1999). Acurácia de Métodos de Equilíbrio Limite para Análise de Estabilidade de Aterros Reforçados Sobre Solos Moles. 3º Simpósio Brasileiro de Geossintéticos, p Rio de Janeiro, RJ. Teixeira, C. F. Análise dos Recalques de um Aterro sobre Solos Muito Moles da Barra da Tijuca, RJ. Proposta de Tese de Doutorado, PUC-Rio, Riode Janeiro, RJ, Brasil, 58 p, Terzaghi, K. Theoretical Soil Mechanics. New York: John Wiley and Sons, Tschebotarioff, G.P. (1970). Bridge Abutments on Piles Driven Trough Plastic Clay. Proc. Conf. Des. Install. Pile Foundation Cell. Structure. University Lehigh. 140

142 ANEXO I SONDAGENS À PERCUSSÃO 141

143 142

144 143