Retroanálise da Cortina Instrumentada da Ferrovia São Paulo - Santos (FEPASA - KM 74)

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1 Yohn Edison Polo Garzon Retroanálise da Cortina Instrumentada da Ferrovia São Paulo - Santos (FEPASA - KM 74) Dissertação de Mestrado Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil da PUC-Rio. Orientador: Prof. Celso Romanel Co-Orientador: Prof. Pedricto Rocha Filho Rio de Janeiro Julho de 2015

2 Yohn Edison Polo Garzon Retroanálise da Cortina Instrumentada da Ferrovia São Paulo - Santos (FEPASA - KM 74) Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do grau de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil do Centro Técnico da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada. Prof. Celso Romanel Orientador Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio Prof. Pedricto Rocha Filho Co-Orientador Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio Prof. José Tavares Araruna Júnior Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio Prof. Fernando Saboya Albuquerque Júnior Universidade Estadual do Norte Fluminense Prof. José Eugenio Leal Coordenador Setorial do Centro Técnico Científico - PUC-Rio Rio de Janeiro, 20 Julho de 2015.

3 Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total ou parcial do trabalho sem autorização da universidade, do autor e do orientador. Yohn Edison Polo Garzon Graduou-se em Engenharia Civil pela Universidade Nacional da Colômbia (Sede Manizales) em Ingressou no mesmo ano ao curso de especialização em Ruas e Transporte na mesma universidade. Ingressou no mestrado de engenharia civil em 2013, na Pontifícia Universidade Católica do Rio, desenvolvendo Dissertação na linha de pesquisa de Geotécnica Experimental. Ficha Catalográfica Garzon, Yohn Edison Polo Retroanálise da Cortina Instrumentada da Ferrovia São Paulo - Santos (FEPASA - KM 74) / Yohn Edison Polo Garzon; Orientador: Celso Romanel; Co-orientador: Pedricto Rocha Filho. Rio de Janeiro: PUC-Rio, Departamento de Engenharia Civil, (161) f. : il. (color.) ; 30 cm Dissertação (Mestrado) Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil, Inclui referências bibliográficas 1. Engenharia civil Teses. 2. Instrumentação. 3. Estruturas de contenção. 4. Tirantes. 5. Eletroníveis. I. Romanel, Celso. II. Filho, Rocha Pedricto. III. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de Engenharia Civil. IV. Título. CDD: 624

4 A Deus, a meus pais, Emilio e Gloria, as meus anjos Sofia e Gabriel, a minha esposa, Johana, a meu irmão e meu sobrinho, Faber e Nicolas

5 Agradecimentos Primeiro agradeço a Deus pela vida e pela saúde, e por me dar tantas oportunidades maravilhosas na vida toda. Para os meus pais Emilio e Gloria, quem com seu exemplo da vida criaram em mim os melhores valores como pessoa. Para minha esposa Johana e minha filha Sofia, quem deixaram seu país e sua casa, para vir e acompanhar-me neste tempo, seu apoio foi essencial. Ao professor Pedricto Rocha, obrigado pela oportunidade de trabalhar com você, sem dúvida sem seu apoio acadêmico não houvera sido possível a finalização de meu mestrado. Ao professor Luis Gusmão pela sua orientação e ajuda no manejo dos eletroníveis e do sistema de aquisição de dados. Aos professores da pós-graduação da PUC-Rio, que em cada aula entregam mais do que conhecimento, entregam sua experiência e qualidade de pessoas, obrigado por tudo o ensinado nesses anos. Ao meu grande amigo Francisco Cruz, quem virou um anjo para nossa família, Deus abençoe sempre. Aos meus caros amigos, Daniel Velez, Juan Manuel, Laura, Nelson, Juan Pablo, que com sua amizade, carinho e apoio, fizeram deste tempo, um tempo mais grato. A todos os funcionários do Departamento de Engenharia Civil da PUC-Río, em especial à Rita Leite. A CAPES e a PUC-Rio, pelos auxílios concedidos, sem os quais este trabalho não poderia ter sido realizado.

6 Resumo Polo Garzon, Yohn Edison; Romanel, Celso; Rocha filho, Pedricto. Retroanálise da Cortina Instrumentada da Ferrovia São Paulo - Santos (FEPASA - KM 74). Rio de Janeiro, p. Dissertação de Mestrado. Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. O presente trabalho apresenta um estudo sobre uma estrutura de contenção projetada para a duplicação da ferrovia FEPASA no Km 74 entre Santos e São Paulo, que consiste em uma cortina ancorada por tirantes. Essa estrutura foi instrumentada a fim de se medirem as cargas nos tirantes com uso de células de carga elétricas instaladas na cabeça dos mesmos. As medições de carga nos tirantes foram feitas durante os ensaios de recebimento, no momento da incorporação e também após a conclusão da obra. As cargas nos tirantes sofrem redução de seu valor no momento imediato a sua incorporação, durante a construção e após da data de terminação das obras da cortina. Constatou-se que houve perda de carga nos tirantes ao longo do tempo, chegando a 54% de perda em um deles. Enfatizando a importância da instrumentação de campo para compreender melhor o comportamento das estruturas, na parte inicial desta dissertação é apresentado um desenvolvimento teórico e calibração de dezesseis eletroníveis como proposta para a medição de deslocamentos horizontais em obras geotécnicas. Palavras-chave Instrumentação; Estrutura de contenção; Tirantes, Eletroníveis.

7 Abstract Garzon, Yohn Edison Polo; Romanel, Celso (Advisor); Rocha filho, Pedricto (Co-Advisor). Backanalysis of the São Paulo - Santos Railway Anchored Wall (FEPASA - KM 74). Rio de Janeiro, p. Dissertação de Mestrado. Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. This work presents a study about a retaining structure designed for the duplication of the rail FEPASA on the 74th km between Santos and São Paulo. This structure, an anchored retaining wall, was instrumented in the anchors heads with strain gauges in order to monitor its loads. The load measurements occurred during the performance test, locking and also after the works were concluded. A decrease on anchors loads is noticed in the moment immediately after the locking, during construction and after the works finished. It was observed that a loss of load in the anchors occurred to a maximum of 54%. Highlighting the relevance of field monitoring to better understand the structures behavior, in the first part of this dissertation we present a theoretical background as well as the calibration of sixteen electrolevels as a proposal for the measurement of horizontal displacements in Geotechnical works. Keywords Instrumentation; Retaining wall; Anchors, Electrolevels.

8 Sumário 1. Introdução Comentários gerais Objetivos Organização do trabalho Revisão Bibliográfica Introdução Conceitos básicos em instrumentação Critérios para execução Frequência de leitura Medidores de deslocamentos Conceitos de Instrumentos Alguns equipamentos utilizados Cortinas Ancoradas Tirantes Modos de Ruptura em Cortinas Ancoradas Cálculo do Empuxo Sobre a Cortina Método de Costa Nunes e Velloso (1963) Análise da estabilidade global do sistema de contenção Capacidade de carga das ancoragens Deslocamentos em Estruturas de Contenção e Movimentos de Solo Associados Cargas em Tirantes Eletroníveis: Montagem, princípio de funcionamento, calibração e sistema de aquisição de dados Introdução Princípio básico de funcionamento dos eletroníveis Montagem 84

9 3.4. Procedimento de calibração Eletronível de referência Eletroníveis A01 a A Sistema de aquisição de dados Data logger Sistema de Monitoramento de Eletroníveis Aspectos Gerais da Obra Estudada Cortina Ancorada Tirantes Utilizados Materiais Montagem dos Tirantes Instalação dos Tirantes Sequência de construção Caracterização do subsolo Descrição Geral da Instrumentação da estrutura de Contenção Resultados e Análises Ensaios de Recebimento Característicos dos Tirantes Ensaios abaixo da Linha C Ensaios pertos da Linha A Ensaios acima da Linha C Ensaios pertos da Linha B Análises da Capacidade de Carga dos Tirantes Método da NBR 5629 (2006) Método de Ostermayer (1975) Método de Bustamante e Doix (1985) Comportamento dos Tirantes Instrumentados Seção 34 da Cortina Seção 38 da Cortina Seção 45 da Cortina Seção 48 da Cortina Seção 51 da Cortina. 131

10 Seção 54 da Cortina Seção 57 da Cortina Seção 60 da Cortina Seção 66 da Cortina Seção 69 da Cortina Comparação entre os valores de carga medidos e os teóricos encontrados na literatura Verificação da Estabilidade pelo Método de Costa Nunes e Velloso (1963) Forças nos tirantes pelo diagrama de empuxo proposto por Terzaghi e Peck (1967) e pela FHWA (USA 1999) Retroanálise dos parâmetros de resistência Conclusões e Sugestões Conclusões Sugestões 153 Referência s Bibliográficas 154

11 Lista de Figuras Figura 1. Diferencia entre exatidão e precisão (Dunnicliff 1988). 29 Figura 2. Transdutor pneumático fechado com dois tubos e leitura de fluxo de gás (Dunnicliff, 1988) 35 Figura 3. Esquema do sensor de corda vibrante (Dunnicliff, 1988) 35 Figura 4. Esquema de LVDT (Dunnicliff. 1988) 37 Figura 5. Extensômetro magnético (Gil et. al., 2008) 38 Figura 6. Componentes do Extensômetro Horizontal de Hastas Múltiplas (Belitardo e Pereira, 2001, com modificações) 40 Figura 7. Principio de operação do inclinômetro (Dunnicliff, 1988) 42 Figura 8. Partes constituintes de um tirante (YASSUDA e DIAS, 1996). 44 Figura 9. Modos de ruptura em cortinas ancoradas (STROM e EBELING, 2002). 49 Figura 10. Diagramas empíricos de Terzaghi e Peck (1967). 50 Figura 11. Distribuição de tensões sobre cortina multiescorada, proposto por Gaba et al. (2003). 52 Figura 12. Análise de Estabilidade pelo método de Costa Nunes e Velloso (GeoRio, 2000). 53 Figura 13. Tipos de ruptura na análise de estabilidade global em estruturas ancoradas (More, 2003). 54 Figura 14. Superfície de ruptura interna simplificada (Yassuda e Dias, 1996). 56 Figura 15. Capacidade de carga de ancoragens executadas em solos argilosos. (Ostermayer, 1975) 59 Figura 16. Capacidade de carga de ancoragens executadas em solos granulares. (Ostermayer, 1975) 59 Figura 17. Correlações empíricas para determinação de qs em areias e pedregulhos (Bustamante e Doix, 1985, apud More, 2003). 61 Figura 18. Correlações empíricas para determinação de qs em siltes e argilas (Bustamante e Doix, 1985). 62

12 Figura 19. Movimentos na superfície do solo, devido à construção de cortina de estacas em argila rija: (a) movimentos horizontais; (b) movimentos verticais (Gaba et al., 2003). 65 Figura 20. Comportamento de deslocamentos em estruturas de contenção ancoradas (Gaba et al., 2003). 66 Figura 21. Relação entre o fator de segurança contra levantamento de fundo, definido por Terzaghi (1943) e o máximo deslocamento horizontal da cortina (Mana e Clough, 1981). 67 Figura 22. Deslocamento lateral da parede como porcentagem da profundidade de escavação versus rigidez do sistema de suporte (Clough et al., 1989). 68 Figura 23. Máximos deslocamentos horizontais observados em cortinas para escavações em argila de Londres (St John et al., 1992). 69 Figura 24. Deslocamentos horizontais e verticais em paredes assentes em argila rija, devido à escavação em frente à cortina (Gaba et al., 2003). 70 Figura 25. Deslocamentos verticais em paredes assentes em areia, devido à escavação em frente à parede (Gaba et al., 2003). 71 Figura 26. Variação do máximo deslocamento horizontal com a profundidade de escavação (Moorman, 2004). 72 Figura 27. Valores de recalques superficiais obtidos por Wang et al. (2010), plotados no gráfico proposto por Peck (1969). 73 Figura 28. Deslocamentos máximos laterais versus profundidade de escavação: (a) cortinas construídas pelo método de escavação de cima para baixo; (b) cortinas relativamente rígidas construídas pelo método de baixo para cima; (c) cortinas de estacas metálicas (Wang et al., 2010). 75 Figura 29. Distribuição de carga ao longo do bulbo do tirante, medida por Li et al. (1988). 76 Figura 30. Distribuição de carga ao longo do tirante, medida por Briaud et al., 1998, para carga de trabalho igual a 400kN. 77 Figura 31. Distribuição de carga ao longo do tirante, medida por Iten e Pzrin (2010); (a) 340 kn; (b) 400kN. 77

13 Figura 32. Rotação de um corpo rígido (Toledo, 2009) 79 Figura 33. Vista do cilindro protetor (Dimensões em milímetros) 81 Figura 34. Detalhe da parte interna do cilindro. 81 Figura 35. Funcionamento do eletronível. 82 Figura 36. Detalhe da variação da altura do liquido eletrolítico entre os eletrodos. 82 Figura 37. Circuito elétrico de conexão dos eletroníveis com os condicionadores (Wha,1999). 83 Figura 38. Curvas de sensibilidade dos eletroníveis ( 83 Figura 39. Barra de calibração dos eletroníveis (Laboratório PUC- Rio) 85 Figura 40. Calibração dos eletroníveis utilizando o SME. 85 Figura 41. Detalhe da fixação do eletronível à barra de calibração 86 Figura 42. Detalhe do sistema de calibração do eletronível. 86 Figura 43. Relação para as leituras do SME e Mini Data-logger para o eletronível de referência com valor médio de 3.67E Figura 44. Curvas de calibração para os eletroníveis A01 a A16 90 Figura 45. Fatores de calibração dos eletroníveis A01 a A16 90 Figura 46. Detalhes do mini data logger e da conexão com os eletroníveis. 92 Figura 47. Vista dos equipamentos do Sistema de Monitoramento de Eletroníveis. 94 Figura 48. Esquema da Cortina Ancorada. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 96 Figura 49. Seção típica da Cortina Ancorada. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 97 Figura 50. Esquema do Tirante Tipo Utilizado. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 99 Figura 51. Seção Transversal do Tirante Tipo Utilizado. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 100 Figura 52. Detalhe A que apresenta o esquema do trecho ancorado dos tirantes. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 101

14 Figura 53. Seção geológico-geotécnica no local de estudo. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 107 Figura 54. Esquema de instrumentação de tirante durante a sua protensão (Dunnicliff, 1988). 108 Figura 55. Ensaio de recebimento do tirante 57D, carga x deslocamentos totais. 114 Figura 56. Repartição entre deslocamentos elásticos e plásticos do Tirante 57D, carga x deslocamentos totais. 114 Figura 57. Ensaio de recebimento do tirante 51D, carga x deslocamentos totais. 116 Figura 58. Repartição entre deslocamentos elásticos e plásticos do Tirante 51D, carga x deslocamentos totais. 116 Figura 59. Ensaio de recebimento do tirante 66C, carga x deslocamentos totais. 117 Figura 60. Repartição entre deslocamentos elásticos e plásticos do Tirante 66C, carga x deslocamentos totais. 118 Figura 61. Ensaio de recebimento do tirante 45A, carga x deslocamentos totais. 119 Figura 62. Repartição entre deslocamentos elásticos e plásticos do Tirante 45A, carga x deslocamentos totais. 120 Figura 63. Capacidade de carga das ancoragens média de 550 para as condições do caso em estudo pelo Método de Ostermayer (1975) 123 Figura 64. Resistência ao cisalhamento na interface solo bulbo média de qs = 60 kpa para as condições do caso em estudo pelo Método de Bustamante e Doix (1985) 124 Figura 65. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 66. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 67. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 68. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção

15 Figura 69. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 70. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 71. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 72. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 73. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 74. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 75. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 76. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 77. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 78. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 79. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 80. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 81. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 82. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 83. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 84. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Figura 85. Diagramas de pressão de terras propostos para areias. 144

16 Figura 86. Diagrama aparente para estruturas com múltiplos tirantes. 145 Figura 87. Envoltória de Forças medidas em campo e estimadas pelos Diagramas de empuxo propostos para a seção 57 pela FHWA e por Terzaghi e Peck (1967). 147 Figura 88. Envoltória de Forças medidas em campo e estimadas pelos Diagramas de empuxo propostos para a seção 45 pela FHWA e por Terzaghi e Peck (1967). 148 Figura 89. Valores retro analisados do coeficiente de empuxo lateral. 149 Figura 90. Valores retro analisados do ângulo de atrito mobilizado. 150

17 Lista de Tabelas Tabela 1. Tipos de solo contido (Gaba et al., 2003). 51 Tabela 2. Coeficientes de ancoragem kf (NBR 5629, 2006). 58 Tabela 3. Coeficiente de majoração do diâmetro do bulbo devido à injeção (BUSTAMANTE e DOIX, 1985, apud MORE, 2003). 61 Tabela 4. Fatores de calibração dos eletroníveis A01 a A16 91 Tabela 5. Sequência de ensaio de recebimento para os tirantes tipo 8ø8mm. 103 Tabela 6. Sequência de ensaio de recebimento para os tirantes tipo 10ø8mm. 103 Tabela 7. Tirantes que ficaram abaixo da Linha C da NBR 5629 no gráfico de carga contra deformação. 115 Tabela 8. Tirantes que ficaram acima da Linha C da NBR 5629 no gráfico de carga contra deformação. 118 Tabela 9. Tirantes que ficaram pertos da Linha B da NBR 5629 no gráfico de carga contra deformação. 120 Tabela 10. Avaliação dos Parâmetros de Resistência e de deformabilidade em Função do SPT (correlações empíricas). 121 Tabela 11. Capacidade de cargas dos tirantes analisados para cada nível da cortina segundo o Método da NBR 5629 (2006) 123 Tabela 12. Forças finais nos tirantes e somatório em toneladas. 142 Tabela 13. Valores de carga nos tirantes utilizando os diagramas de empuxo propostos pelo FHWA. 147

18 Lista de Símbolos Romanos A c De Dp E FC FC MDL FC ref FC SME FS GF h H1 Hn+1 I I1 Ia kf L Lb Ll Lle LVDT N SPT P P qs R RB Área da superfície potencial de ruptura Coesão do solo Diâmetro médio adotado para o trecho ancorado Diâmetro da perfuração do trecho ancorado Módulo de Young Fator de calibração Fator de calibração do eletronível de referência para o Mini Data-Logger Fator de calibração do eletronível de referência Fator de calibração para o SME Fator de segurança Fator de medição Espaçamento vertical entre os suportes da parede Profundidade do primeiro tirante Profundidade inferior ao enésimo tirante Momento de inércia da área da seção da parede por metro Empuxo ativo atuante na cunha critica Empuxo ativo atuante na parede de contenção Coeficiente de ancoragem Comprimento Comprimento do bulbo de ancoragem Comprimento do trecho livre Comprimento livre efetivo Transformador variável diferencial linear Número de golpes do ensaio SPT Carga de pressão que estabiliza o corte Peso próprio da cunha Resistência ao cisalhamento Resistência elétrica Carga de reação na base da cortina

19 SME Su T T H TL U W y Sistema de Monitoramento de Eletroníveis Resistência ao cisalhamento não drenada do solo Capacidade de carga do bulbo Componente horizontal da força do tirante Carga total de pressão de terra Perímetro médio da seção transversal da ancoragem Peso da cunha critica Deflexão

20 Gregos α β γ w δ L L MDL L SME R ε Ø θcr ΣMA ΣMR φ Angulo de inclinação da ancoragem com a horizontal Coeficiente de majoração do diâmetro do bulbo devido à injeção Peso específico da água Angulo de atrito entre a parede e o solo Variação de leitura dos eletroníveis Variação de leitura dos eletroníveis no Mini Data Logger Variação de leitura dos eletroníveis no SME Variação da resistência elétrica Deformação Ângulo de rotação Inclinação da superfície potencial de ruptura Somatório dos momentos atuantes na massa de solo Somatório dos momentos resistentes na massa de solo Angulo de resistência ao cisalhamento do solo

21 1. Introdução 1.1. Comentários gerais As cortinas ancoradas são utilizadas em diversos tipos de obras. Obras de contenção do terreno são necessárias em projetos de estradas, pontes, canalizações, edificações com subsolos, saneamento e em estabilização de encostas. Dentre as diversas obras de engenharia, as contenções são algumas das que exigem maior criatividade e atenção do engenheiro, tanto na fase de projeto quanto na de acompanhamento da execução, pois apresentam grande interação entre os elementos estruturais e o solo contido. O elevado crescimento populacional nas áreas urbanas tem exigido a necessidade de execução de escavações cada vez mais profundas, de maneira a tornar o aproveitamento do solo mais eficiente. Essa realidade tem imposto aos engenheiros geotécnicos o grande desafio de equilibrar, através de estruturas de contenção, elevados esforços laterais com um mínimo de deslocamentos do maciço de solo contido e das estruturas localizadas nas vizinhanças. Em muito desses casos, a utilização de cortinas ou cortinas ancoradas se constitui na solução técnica mais adequada (More, 2003). Medir deslocamentos em obras de esse tipo é uma tarefa que exige engenhosidade e capacitação técnica. Nas últimas décadas, não somente a utilização de estas estruturas em de obras geotécnicas vem aumentando, mas também, temos maior complexidade na execução e controle das mesmas. Por isso, aumentou também a exigência por qualidade e exatidão nos métodos de instrumentação e monitoramento. Os instrumentos normalmente utilizados para determinar os deslocamentos horizontais nas obras de contenção são baseados em princípios relativamente simples. Porém, para que se alcancem os níveis

22 22 elevados de exatidão, precisão e confiabilidade atualmente requeridos para as medições de campo, torna-se necessário pesquisar e desenvolver novos equipamentos e técnicas de medição Objetivos Esta pesquisa se encontra incluída dentro de um projeto de consultoria para a PETROBRAS, no qual se dava continuidade aos estudos realizados por Penedo (2012), os quais consistiram na realização de uma prova de carga com a finalidade de averiguar a capacidade de um cais localizado em Itaguaí no estado do Rio de Janeiro, em suportar com segurança a passagem de um modulo de compressão de gás de 9270 kn, transportado por dois trailers que, juntos, pesam 1260 kn, totalizando kn. O presente estudo consistia inicialmente em avaliar a capacidade do mesmo cais para suportar a passagem de um modulo de compressão de gás do dobro de peso do estudado por Penedo (2012), ou seja, aproximadamente kn. Para tanto, iniciaram-se trabalhos de escritório e laboratório que consistiram a recalibração de 18 eletroníveis utilizados para a obtenção indireta das deflexões do cais sob as solicitações de carga previstas. O projeto sofreu mudanças em seu planejamento estendendo o cronograma com tempos maiores ao tempo de prazo desta pesquisa, por tanto, os objetivos iniciais não foram cumpridos na sua totalidade, ficando conclusos unicamente os trabalhos executados no escritório e laboratório, os quais são apresentados detalhadamente no Capitulo 3. Pelo exposto anteriormente, o objetivo principal da pesquisa foi mudado, mas sempre dando continuidade aos trabalhos feitos pela linha de pesquisa em instrumentação geotécnica da PUC-Rio nas últimas décadas. Portanto, decidiu-se utilizar os dados obtidos no programa de instrumentação realizado por Zeitoune (1982), o objetivo deste estudo foi então, a retroanálise da Cortina Instrumentada da Ferrovia São Paulo - Santos (FEPASA - KM 74), construía e monitorada entre os anos 1981 e O estudo feito consistiu na análise dos dados de cargas medidas

23 23 em trinta e sies tirantes do trecho central da cortina, os quais foram comparados com os valores estimados seguindo as metodologias propostas por Terzaghi e Peck (1967) e os publicados pela FHWA (1999) no documento Ground Anchors and Anchored Systems utilizando parâmetros de resistência do solo do local consultados na literatura conforme as características físicas e geológicas do solo, devido à falta de informação de ensaios de laboratório. Finalmente foi feia uma retroanálise dos parâmetros de resistência para verificar os valores adotados nos estudos anteriores conforme exposto nos capítulos 4 e Organização do trabalho Este compêndio está dividido em seis capítulos. O capítulo 1 trata da introdução ao tema, esclarecendo os objetivos e apresenta o corpo resumo do trabalho. No capítulo 2 consta uma revisão bibliográfica sobre monitoramento e instrumentação, conceitos básicos do tema abordado, vantagens e benefícios da implementação de um programa de instrumentação geotécnica, alguns tipos de instrumentos utilizados nas obras que envolvem os solos e as rochas, fazendo foco nos mais utilizados para a medição direta o indireta de deslocamentos horizontais. No Capítulo 3 é apresentada uma descrição dos eletroníveis, incluindo o princípio de funcionamento, montagem e calibração. Também é apresentada a formulação matemática para a interpretação dos resultados obtidos a partir dos eletroníveis. O capítulo contempla uma descrição pormenorizada do instrumento, enfatizando sua versatilidade e apresentando o tipo de análise em que se enquadra a instrumentação da obra monitorada. O Capítulo 4 descreve as principais características da obra monitorada e seu processo construtivo, os perfis geológicos e geotécnicos do sitio, e o projeto de instrumentação objeto do estudo. No Capítulo 5 são analisados os resultados do programa de instrumentação. Para a interpretação dos dados são utilizadas as curvas

24 24 de carga nos tirantes instrumentados ao longo do tempo em dez seções da cortina em estudo. Finalmente, no capítulo 6 são apresentadas as conclusões e recomendações para futuras pesquisas.

25 2. Revisão Bibliográfica 2.1. Introdução As cortinas ou paredes ancoradas se constituem, muitas vezes, em uma alternativa bastante viável para grande parte dos casos nos que se tem que escavar o terreno e o espaço de trabalho é pequeno. Apesar do largo emprego deste tipo de contenção, o empirismo ainda permeia importantes aspectos do seu projeto e da sua prática executiva. Também é comum o dimensionamento dessas estruturas considerando-se apenas o Método de Equilíbrio Limite Simplificado, analisando-se apenas a ruptura da massa de solo (estabilidade interna e externa), sem levar em consideração o comportamento mecânico e as deformações sofridas pelo solo e pelos elementos construtivos. Terzaghi (1943) já citava que as contenções são estruturas cujo projeto é condicionado por cargas que dependem dos deslocamentos da estrutura. No entanto, a prática corrente praticamente ainda não se utiliza deste conhecimento. Aliado a isso, temse o fato de que os esforços atuantes na estrutura variam com os estágios de construção da obra, podendo levar ao subdimensionamento de elementos estruturais em determinada etapa da execução (Alves, 2013). Diante disso, o comportamento desse tipo de estrutura pode e deve ser estudado através da utilização de instrumentação de campo. A utilização desse tipo de ferramenta representa um grande avanço nas soluções de problemas geotécnicos, tendo em vista que os resultados obtidos por meio dessas instrumentações viabilizam uma melhor compreensão dos fenômenos que ocorrem na interação solo-estrutura e no comportamento das estruturas. Segundo Dunnicliff (1988), a instrumentação geotécnica envolve a união das capacidades dos instrumentos de medida e das capacidades das pessoas. A prática da instrumentação não se restringe apenas à

26 26 seleção de instrumentos, sendo na verdade um processo que começa com a definição do objetivo e termina com a análise rigorosa dos dados coletados. Cada passo neste processo é relevante para o sucesso do programa de instrumentação. Dunnicliff (1988) classifica os instrumentos de medida em duas categorias, dependendo da finalidade: a) Instrumentos usados para determinar as propriedades de solos e rochas em itálico: medem parâmetros geotécnicos como resistência, compressibilidade e permeabilidade, sendo usados normalmente durante a fase de projeto das obras (ex. piezocone, palheta, pressiômetro). b) Instrumentos usados para monitorar o comportamento da obra sobre solo ou rocha durante as fases de construção e de operação, adicionalmente é possível sua utilização na parte de projeto: podem envolver medidas de poropressão subterrânea, tensão total, deformações em solos e rochas e carga o esforço em estruturas. (ex. piezômetros, células de carga, extensômetros, inclinômetros, eletroníveis). No presente trabalho apresentaremos a medição de deslocamentos horizontais baseado em eletroníveis, então, considera-se apenas a segunda categoria de instrumentos citada. Torna-se oportuno distinguir a instrumentação dos ensaios de campo, uma vez que ambos medem grandezas. Enquanto na instrumentação observa-se e medem-se os eventos conforme ocorrem naturalmente no campo, os ensaios correspondem à medição de eventos propositadamente provocados (Kanji, 1990) Conceitos básicos em instrumentação Cada projeto geotécnico envolve incertezas e todo trabalho de construção que envolve solos e rochas corre o risco de se deparar com surpresas devido às condições de incerteza do solo o do comportamento do solo. Esta circunstancia é o resultado de se lidar com os materiais

27 27 criados pela natureza, que raramente oferecem condições uniformes. Considerando que o perfil geológico-geotécnico de um determinado local é definido por sondagens pontuais e discretas, espaçadas normalmente de 50m a 200m entre si, existe a possibilidade de alguma característica mais desfavorável (material menos resistente ou uma camada mais espessa) de um determinado material não seja detectado pelas investigações que normalmente se executam para os estudos. Procura-se minimizar os riscos dos efeitos dessas heterogeneidades com o uso do monitoramento geotécnico. A informação de um programa de instrumentação geotécnica fornece ao especialista geotécnico os dados que se podem utilizar para realizar um projeto fiável e eficiente. Por tanto, a instrumentação de campo é vital para a prática da engenharia geotécnica. O sucesso do programa de instrumentação de campo está ligado ao desenvolvimento das necessidades bem definidas e objetivos específicos para coletar e interpretar as informações da instrumentação de campo Durante a fase de projeto, a instrumentação de campo é utilizada para uma grande variedade de propósitos, incluindo a seguinte: Definição das condições iniciais. Cálculo dos parâmetros do solo. Estabelece o comportamento do solo e da rocha quando é carregado ou descarregado. Confirmação de parâmetros de provas anteriores. Determinação dos fatos de uma ruptura ou situação de emergência. Planejamento avançado é necessário para atender a esses objetivos de projeto. O processo de planejamento inclui a seleção e considerações sobre a instalação e estabelecimento de um orçamento para a instalação e interpretação dos instrumentos. Muitas vezes é difícil obter financiamento suficiente para cobrir o custo da instrumentação de campo antes da construção. Consequentemente, o programa de instrumentação é muitas vezes adiada para a fase de construção de um projeto. Neste caso, os objetivos mudam de avaliação de desempenho para confirmação de hipóteses de engenharia ou métodos de projeto.

28 28 O mais comum é o desenvolvimento do programa de instrumentação na etapa de construção. Neste caso, a instrumentação se utilizada para: Indicação de rotura eminente. Fornecimento de alertas/alarmes. Revelação de incertezas/desconhecimentos. Avaliação de critérios críticos adotados de projeto. Acesso aos métodos e procedimentos do contratado. Minimização de perturbações em estruturas vizinhas/adjacentes. Controle construtivo. Controle operacional. Indicação de soluções mitigadoras para um determinado problema. Melhoria do desempenho. Avança o estado-da-arte e da- prática. Documentação do desempenho para acessar os danos. Informação aos investidores. Satisfação aos agentes reguladores. Redução de ações judiciais. Comprovação de que tudo está ok. Os objetivos da instrumentação de campo durante a fase de construção mudam dependendo do tamanho e tipo de construção, das condições geotécnicas e do horário de projeto. Alguns tipos de instrumentação somente são requeridos se os tempos de construção são o suficientemente longos para fazer a coleta de dados uteis e relevante. Entre as principais características dos equipamentos de instrumentação, pode-se citar: a) Sensibilidade: capacidade do instrumento de acusar as variações iniciais da grandeza que está sendo medida, e não somente quando uma variação significativa já ocorreu. b) Exatidão: aproximação dos valores medidos ao valor real da grandeza, podendo ser considerado sinônimo de grau de correção. A acurácia de um instrumento é avaliada durante sua calibração, quando o valor medido pelo instrumento é

29 29 comparado a um valor padrão conhecido. É usual expressar a acurácia como uma faixa centrada no valor zero. Uma acurácia de ± 1mm significa que o valor medido difere no máximo 1mm do valor real. c) Precisão: A precisão pode ser considerada sinônimo de reprodutibilidade e de repetibilidade. Também é comum expressar a precisão através do sinal ±. A diferença entre acurácia e precisão está ilustrada Figura 1. O centro do alvo representa o valor real. No caso A, a medida não é precisa, nem acurada. No caso B, a medida não tem precisão, mas, se forem feitas leituras suficientes, a média será acurada. No caso C, a medida é precisa, mas não acurada. No caso D a medida é tanto precisa quanto acurada. Figura 1. Diferencia entre exatidão e precisão (Dunnicliff 1988). d) Faixa de trabalho: significa a extensão da faixa de valores que pode ser medida; alguns medidores precisam ser zerados periodicamente, por não oferecerem o curso adequado ao valor total a ser medido ou registrado. O inconveniente da zeragem está na possibilidade de perder-se o registro de algumas operações e na necessidade de correção dos valores medidos, levando a eventuais erros nas grandezas medidas.

30 30 e) Robustez: o equipamento de instrumentação geotécnica deve ser robusto o bastante para resistir ao transporte, montagem, manuseio e instalação na obra. f) Durabilidade: a vida do instrumento deve ser no mínimo igual ao do período de vida útil da obra, devendo ser resistente à corrosão e a outros fatores de deterioração, tais como umidade e variações de temperatura. g) Confiabilidade: esta característica depende de praticamente todos os fatores acima, e corresponde ao grau de certeza de que o equipamento funcionará adequadamente. Cada um destes requisitos para os instrumentos geotécnicos é indispensável para o sucesso de um programa de instrumentação, portanto não seria adequado eleger os requisitos mais importantes. Ao selecionar os equipamentos para a instrumentação de uma obra, deve ser considerado que cada instrumento atenda a todas as exigências listadas acima, minimizando a possibilidade de erros de leitura, quebras e imprecisão das grandezas medidas Critérios para execução Como critérios para executar uma instrumentação de qualidade, podem-se citar os trabalhos de Dunnicliff (1988) e de Kanji (1990). Os autores levantam uma série de questões, visando esclarecer a importância e a necessidade da instrumentação de obras geotécnicas. A primeira destas questões envolve os motivos que levam à adoção da instrumentação, ou seja, o porquê instrumentar?. As respostas para esta pergunta são dadas a seguir: a) Para garantir a adequação do projeto à realidade da obra: as amostras utilizadas em ensaios de laboratório são, na grande maioria das vezes, de pequenas dimensões. Por isso, ao comparar a escala da obra com a escala da amostra, certamente ocorrerão incertezas quanto à representatividade do ensaio de laboratório. Ao efetuar-se instrumentações de campo, diminui-se

31 31 este efeito de escala, garantindo o acompanhamento da obra progressivamente, durante sua construção e operação. Desta forma, torna-se possível comparar as hipóteses de projeto com o comportamento real da obra. Incluem-se neste caso as poropressões de período construtivo, as pressões de terra no maciço e em suas interfaces com estruturas de concreto, as deformações verticais e horizontais do maciço e também nas fundações. Este tipo de investigação é de importância ainda maior nos casos de enrocamentos, em que a dimensão dos fragmentos de rocha dificulta a possibilidade prática de ensaios de laboratório. b) Para garantir a segurança da obra durante o período construtivo e durante a operação: existe a possibilidade de que os maciços apresentem comportamentos não previstos, devido às novas condições a que estão submetidos nas fases de construção e operação. A finalidade da instrumentação, nestes casos, é detectar problemas com suficiente antecedência, permitindo a intervenção com medidas corretivas. Ocorrências locais como vazamentos por fissuras em barragens podem refletir-se no comportamento do material. Se houver instrumentação e observação adequadas, o problema pode ser detectado e corrigido antes da ocorrência de um colapso. c) Para promover economia de recursos: embora nos projetos de instrumentação seja dada grande ênfase à segurança, um dos objetivos principais é o de obter maior economia global do empreendimento. A instrumentação permite determinar quando uma segurança mínima aceitável é alcançada, garantindo que o dimensionamento de equipamentos, materiais e mão de obra serão adequados. Outro questionamento feito pelos autores acerca dos critérios para a instrumentação diz respeito aos equipamentos a serem utilizados. Para determinar os equipamentos que atendam às necessidades da instrumentação de campo, torna-se necessário conhecer as grandezas usualmente medidas: deslocamentos (que, quando referidos a um

32 32 comprimento conhecido, podem ser convertidos em deformações), pressões (que podem ser convertidas em forças, conhecendo-se a área de aplicação), vazão, topografia, temperatura, vibração. Os principais tipos de equipamentos para controle de cada tipo de grandeza a ser medida são listados a seguir: a) Medidas de deslocamentos 1. Medidores de deslocamentos verticais ou de recalques: Pino de recalque superficial Marco de recalque superficial Placa de recalque superficial Medidor magnético de recalque (MMR) Medidor de recalque de hastes tipo KM Medidor de recalque tipo USBR Medidor de recalque telescópico IPT Medidor hidrostático de recalque (caixa sueca) 2. Medidores de deslocamentos horizontais: Extensômetros múltiplos horizontais Extensômetros magnéticos Extensômetros de fibra óptica Extensômetros de hastes múltiplas Inclinômetros b) Medidas de deslocamentos de superfície Medidor de movimento angular (eletroníveis) Medidor de abertura das juntas Medidor triortogonal da junta perimetral Marcos topográfico c) Medidas de pressões/cargas: Piezômetros Medidor de NA (pneumático, hidráulico, elétrico, corda vibrante). Células de pressão total Células de carga

33 33 d) Outros: Vazão (hidrômetros, medidores em canal - Parshall) Vibração: Sismógrafos. Em um programa de instrumentação, deve-se também dimensionar a quantidade de instrumentos necessários aos objetivos que se deseja alcançar, ou seja, o quanto instrumentar Frequência de leitura As frequências das leituras da instrumentação devem ser adequadas aos desempenhos previstos no projeto para as fases de construção da obra. Deve-se possibilitar o acompanhamento das velocidades de variação das grandezas medidas, considerando a precisão dos instrumentos e a importância dessas grandezas na avaliação do desempenho da obra. A literatura recomenda frequências mínimas de leituras, devendo ser intensificadas ou ajustadas quando da ocorrência de fatores especiais, tais como: Tendências desfavoráveis à segurança da obra; Fenômenos naturais desfavoráveis à segurança Alterações nos procedimentos construtivos Alteração das condições geológicas ou geotécnicas previstas em projeto. Após a fase de instalação é recomendável que cada instrumento seja lido preferencialmente na mesma hora do dia: os instrumentos devem então ser divididos em grupos de observação em um mesmo dia e suas leituras devem ser programadas com sequência e itinerário fixo. Uma recomendação importante é que os técnicos de instrumentação de um determinado tipo de instrumento sejam sempre os mesmos, evitando-se trocas frequentes nas equipes de leitura, o que acaba tendo reflexo na precisão dos dados adquiridos. Em caso de substituições programadas do técnico, é recomendável que o substituto o acompanhe

34 34 por algumas campanhas de leituras, de forma a minimizar a possibilidade de erro Medidores de deslocamentos A seguir são apresentados alguns equipamentos utilizados para a medição direta ou indireta de deslocamentos na instrumentação geotécnica, com breve explicação dos respectivos princípios de funcionamento, os conceitos correspondentes aos instrumentos de medição de movimentos angulares (eletroníveis) são apresentados detalhadamente no Capitulo Conceitos de Instrumentos 1) Sistemas pneumáticos São utilizados por piezômetros pneumáticos e células de pressão. O arranjo básico é o mostrado na Figura 2, onde P é a pressão de interesse a ser registrada. Uma pressão crescente de gás é aplicada ao tubo de entrada e, quando a pressão do gás excede P, o diafragma se deforma, permitindo que o gás circule para o tubo de saída. Um detector de fluxo de gás é instalado no sistema, comprovando a ocorrência de fluxo. O suprimento de gás é interrompido na válvula de entrada, e qualquer pressão nos tubos maior que o valor de P é dissipado. Isto faz que o diafragma volte à sua posição original, garantindo a pressão nos tubos igual a P. Esta pressão é lida em um medidor elétrico. 2) Sistemas de corda vibrante São utilizados em sensores de pressão para piezômetros, células de pressão, medidores hidrostáticos de recalque e em medidores de deformação. Os equipamentos de corda vibrante são basicamente compostos de um fio de aço grampeado e tensionado, o qual fica livre para vibrar em sua frequência natural. Tal como uma corda de piano, a frequência de vibração do fio de aço varia. O fio pode então ser usado como sensor de pressão como, mostrado na Figura 3. Uma espiral

35 35 elétrica é presa magneticamente próxima à metade do fio, sendo esta espiral utilizada para medir o período ou a frequência de vibração. A frequência f depende da curvatura do diafragma e da pressão P. Figura 2. Transdutor pneumático fechado com dois tubos e leitura de fluxo de gás (Dunnicliff, 1988) Figura 3. Esquema do sensor de corda vibrante (Dunnicliff, 1988)

36 36 3) Sistemas de medição de deformações por resistência elétrica A maior parte dos métodos eletro-eletrônicos de medida consiste de três componentes: um transdutor, um sistema de aquisição de dados e um sistema de ligação entre estes dois componentes. Um transdutor eletrônico é um componente que converte alterações físicas em um sinal elétrico de saída. Sistemas de aquisição de dados vão desde simples unidades portáteis até complexos sistemas automatizados. Um medidor de deformações por resistência elétrica é um condutor com a característica básica de modificar sua resistência em proporção direta com a mudança em seu comprimento. A relação entre variação unitária de resistência R e variação unitária de comprimento L é dada pelo fator de medição GF onde: Equação 1 A resistência medida pode ser fortemente influenciada por fatores como comprimento do cabo, contato, umidade e temperatura. Entretanto, a correção para estes fatores pode ser feita através da medição individual da resistência de vários componentes do sistema (cabo, contato, etc...). 4) Transdutores elétricos para medição de deslocamento linear Um transformador variável diferencial linear, ou LVDT (linear variable differential transformer) consiste em um núcleo magnético móvel passando através de uma bobina primária e de duas bobinas secundárias. Uma tensão alternada é aplicada à primeira bobina, induzindo uma tensão alternada à segunda bobina, com magnitude que depende da proximidade do núcleo magnético de cada bobina secundária. Esta voltagem secundária é conectada em série, e a saída do LVDT é a diferença entre estas duas voltagens. Quando o núcleo está na posição média, a voltagem é zero. Quando o núcleo se afasta do centro, a voltagem de saída cresce linearmente com a magnitude, com polaridade

37 37 dependendo do sentido do movimento do núcleo. A Figura 4 ilustra o esquema de funcionamento do LVDT. Desde que o núcleo do LVDT não toque nas bobinas, não há atrito. Não há histerese e os LVDTs são particularmente capazes de medir movimentos dinâmicos e deslocamentos muito pequenos. Muitos tipos de LVDTs têm excelente resistência à umidade e corrosão e boa estabilidade de longo prazo nas leituras. Porém, a transmissão de correntes alternadas através de cabos longos introduz efeitos indesejáveis, que podem degradar seriamente o sinal de saída. Figura 4. Esquema de LVDT (Dunnicliff. 1988) Alguns equipamentos utilizados A seguir serão apresentados os principais e mais comuns medidores de deslocamentos horizontais utilizados na instrumentação geotécnica Extensômetros magnéticos Os extensômetros magnéticos são instrumentos que medem os deslocamentos verticais e horizontais no interior da massa de solo. Estes instrumentos são compostos de tubo de PVC, que serve de guia para instalação dos anéis, de anéis magnéticos ou alvos também denominados aranhas magnéticas e de uma sonda magnética portátil com interruptor de lâminas. As aranhas magnéticas são posicionadas no terreno a diversas profundidades, de maneira a possibilitar o monitoramento dos

38 38 deslocamentos na região através da passagem da sonda no interior do tubo, suspenso por uma trena milimétrica (Figura 5). A sonda detecta a mudança de posição dos anéis, devido ao movimento do solo. No caso do extensômetro horizontal, o tubo é instalado horizontalmente no terreno antes do lançamento do aterro (Formigueri, 2003). Figura 5. Extensômetro magnético (Gil et. al., 2008) As sondas de extensômetros são definidas como dispositivos para monitorar as alterações de distância entre dois ou mais pontos ao longo de um eixo comum. As leituras feitas com a sonda são relativas a uma referência magnética localizada no terreno que não se espera mover ou a medições topográficas realizadas ao ponto de medição no topo do tubo.

39 39 Sucessivas leituras de cada aranha são tomadas comparadas com leituras iniciais das mesmas aranhas. Qualquer diferença na leitura fornece a medição de movimentação necessária (DUNNICLIFF, 1988). Obter um conjunto de leituras iniciais é particularmente importante, sendo recomendável que o usuário obtenha três conjuntos de leituras de três passagens separadas através do tubo. Faz-se a média das leituras para cada ímã. Alternativamente, encontrar dois conjuntos fechados de dados e usar um deles como o conjunto inicial (SLOPE INDICATOR, 2002). Extensômetros tem o objetivo de determinar as movimentações de solos para estimar a velocidade de execução das obras bem como eventuais ações ou correções a serem tomadas. São tipicamente usados para monitorar recalques, compressões em aterros, movimentos ao longo de escavações, esforços na base de cortes em escavações e deformações laterais. Instalações em perfurações utilizando tubos rígidos de plástico com aranhas magnéticas convencionais devem ser usados somente para acompanhamento de pequenas compressões verticais (DUNNICLIFF, 1988). Conforme comentado anteriormente DUNNICLIFF (1988) cita as seguintes aplicações: Acompanhamento de recalques ou esforços em escavações, fundações, e aterros; Acompanhamento de recalques ou esforços acima de túneis e outras aberturas de metrôs; Acompanhamento convergência nas paredes do túnel; Monitorar deslocamento lateral Extensômetros de hastes múltiplas Objetiva a determinação da deformabilidade de maciços rochosos e/ou deslocamentos dos blocos de estruturas de concreto na direção horizontal.

40 40 Este equipamento é constituído por placas de deslocamento (circulares ou quadradas), acopladas a hastes de leitura em aço inóx, conforme indicado na Figura 6. As placas são instaladas nos pontos de interesse do maciço e as hastes, solidárias às respectivas placas, são conduzidas até a cabine de leitura à jusante da barragem. Para permitir deslocamentos das placas no interior do maciço, são instaladas luvas de emenda na tubulação que conduz as hastes para a cabine de leitura. A referência das leituras é feita a partir da medição inicial (logo após a instalação) de cada haste, sendo medidos os deslocamentos a partir de uma placa fixada na saída das hastes na cabine de leitura. As medidas são feitas com uma régua graduada em milímetros. As principais vantagens a serem citadas são a facilidade de leitura, a possibilidade de instalação de um número razoável de placas de deslocamento e a reduzida dispersão de leituras. Figura 6. Componentes do Extensômetro Horizontal de Hastas Múltiplas (Belitardo e Pereira, 2001, com modificações) Como limitações, pode-se citar a complexidade construtiva, a necessidade de proteção contra a oxidação das peças galvanizadas, a

41 41 dificuldade para se executar reparos no conjunto e a possível ocorrência de deslocamentos repentinos de difícil interpretação Inclinômetros Estes instrumentos são utilizados com o objetivo de determinar deslocamentos horizontais, superficiais e em subsuperfície. Consistem de um conjunto de segmentos de tubos de plástico ou de alumínio, confeccionados especialmente para esta finalidade, montados através de luvas telescópicas em posição subvertical. Tais tubos possuem dois pares de ranhuras, diametralmente opostas, com os dois diâmetros assim formados perpendiculares entre si, dispostos na barragem nas direções montante/jusante e ombreira esquerda/ ombreira direita. As ranhuras servem de guia para as rodas do sensor introduzido para efetuar as leituras, conforme mostra a Figura 7. A instalação do tubo de inclinômetro pode ser feita em furo de sondagem, o qual deve se prolongar até camadas de alta rigidez ou até alcançar profundidades não afetadas pela construção do aterro da barragem. Quando instalados em furo de sondagem, o espaço entre o furo e os tubos deve ser preenchido com mistura de solo, cimento e bentonita, e não com areia, pois esta última alternativa causa maior dispersão de resultados. À medida que o aterro sobe, os tubos de inclinômetro são simplesmente emendados, procedendo-se a compactação cuidadosa (manual) no entorno dos tubos. Os equipamentos de leitura mais utilizados são da marca SINCO (Slope Indicator Company), existentes em dois modelos série 200-B (mais antigo) e Digitilt (mais moderno).

42 42 Figura 7. Principio de operação do inclinômetro (Dunnicliff, 1988) Os inclinômetros apresentam como principais características: a possibilidade da determinação dos componentes dos deslocamentos horizontais em duas direções ortogonais, ao longo do comprimento do instrumento; leitura e cálculo (manual) relativamente demorados; interferência na praça de trabalho; a possibilidade de instalação em furos verticais ou inclinados Cortinas Ancoradas Quando o empuxo lateral é combatido apenas pelo engaste da cortina no solo (ficha), a cortina é dita em balanço. Caso a ficha não seja suficiente para equilibrar o empuxo lateral, pode-se considerar o uso de tirantes, a fim de providenciar um suporte lateral adequado. A grande vantagem do uso de tirantes é que, uma vez instalados, a escavação fica livre de qualquer obstrução, permitindo a execução de trabalhos no seu interior. Além disso, quando os tirantes são previamente tracionados (protendidos) pode haver uma redução da deflexão da parede

43 43 e do assentamento do solo adjacente, dependendo da magnitude da carga de protensão. A desvantagem do uso de tirantes está no tempo de instalação e protensão dos tirantes, que aumenta o tempo de obra. Ademais, como os elementos se estendem além dos limites do terreno, é necessário cuidado especial com relação a possíveis obstáculos presentes no terreno vizinho, como fundações de estruturas, por exemplo, além de autorização prévia Tirantes Segundo a NBR 5626, 2006; os tirantes são definidos como peças especialmente montadas, tendo como componente principal um ou mais elementos resistentes à tração, que são introduzidos no terreno, em perfuração própria, nas quais, por meio de injeções de calda de cimento (ou outro aglutinante) em partes dos elementos, forma um bulbo de ancoragem que é ligado à estrutura através do elemento resistente à tração e da cabeça do tirante. O tirante é formado por: Cabeça: é a parte que suporta a estrutura do paramento. Existem várias configurações para a cabeça, dependendo do tipo de tirante, mas genericamente, suas partes podem ser divididas em placa de apoio, cunha de grau e bloco de ancoragem. Trecho livre: nessa região o elemento constituinte do tirante (barras, fios ou cordoalhas) é isolado da calda de cimento. Normalmente usa-se um tubo ou mangueira (bainha) para proteger essa região. Trecho ancorado: nessa região o elemento constituinte do tirante (barras, fios ou cordoalhas) está em contato com a nata de cimento, a qual forma o bulbo de ancoragem. É essa a região responsável por transmitir os esforços de tração do tirante para o terreno, através do atrito gerado entre o bulbo e o solo.

44 44 A Figura 8 ilustra as partes constituintes de um tirante. Figura 8. Partes constituintes de um tirante (YASSUDA e DIAS, 1996) Classificação dos Tirantes Quanto à Constituição Com relação à constituição do elemento principal do tirante resistente à tração, normalmente se usam os seguintes tipos: Tirante monobarra: esse tipo de tirante é constituído por uma única barra de aço. Normalmente, possui protuberâncias ao longo de todo o seu comprimento, as quais servem como rosca, permitindo a emenda de barras através de luvas especiais, além da fixação de porca na região da cabeça do tirante. O trecho livre é coberto por uma bainha, com diâmetro levemente maior do que o diâmetro da barra. O trecho ancorado possui vários espaçadores, em intervalos de 2 a 3 metros, a fim de manter a barra centralizada no furo. A cabeça do tirante é formada pela placa de apoio, cunha de grau e pelo bloco de ancoragem, que nesse caso, consiste em uma porca.

45 45 Tirante de fios: como o próprio nome diz a parte resistente à tração do tirante é formada por fios, geralmente com 8 ou 9 mm de diâmetro (YASSUDA e DIAS, 1996). A quantidade desses fios depende da carga de trabalho a qual o tirante está submetido. O trecho ancorado possui espaçadores, os quais são responsáveis por manter os fios afastados uns dos outros, a fim de envolvê-los melhor com a calda de cimento. No trecho livre, os fios são normalmente envolvidos por bainhas individuais e logo depois por uma bainha coletiva. A cabeça é formada pela placa de apoio, cunha de grau e pelo bloco de ancoragem, que nesse caso, possui vários furos, por onde os fios passam individualmente e são presos por clavetes. Tirante de múltiplas barras: a parte resistente à tração é formada por mais de uma barra de aço. Tirante de cordoalhas: nesse tipo de tirante, cordoalhas de aço são usadas para constituir a parte resistente à tração. Tanto nos tirantes de múltiplas barras quanto nos de cordoalhas, os elementos constituintes da cabeça, do trecho livre e do trecho ancorado são praticamente idênticos aos usados para os tirantes de fios Quanto à Vida Útil Os tirantes podem ser considerados permanentes, quando usados em construções com mais de dois anos de duração, e provisórios, quando se destinam a obras com tempo de duração menor que dois anos (NBR 5629, 2006). Essa classificação é importante, pois as especificações em normas, como a NBR 5629 (2006), costumam fazer distinção entre tirantes permanentes e temporários, como, por exemplo, na indicação do fator de segurança que deve ser usado em cada caso.

46 Quanto à Forma de Trabalho São classificados em ativos, quando há a protensão dos mesmos, e passivos, quando não são protendidos. Nesse último caso, o tirante começa a trabalhar, ou seja, adquire carga, apenas quando há deslocamento da cortina em relação à escavação, passando assim a reagir aos esforços impostos pelo maciço adjacente à cortina Quanto ao Sistema de Injeção Existem dois sistemas possíveis de injeção de nata de cimento no tirante: a injeção em um único estágio e a injeção em múltiplos estágios. O sistema de injeção em um único estágio é geralmente usado nos casos em que o tirante é executado em material de boa capacidade de suporte, normalmente rocha, ou quando não há grande vantagem em se executar mais de um estágio de injeção, visto que praticamente não levará ao alargamento adicional do bulbo, nem ao aumento do atrito com o maciço (YASSUDA e DIAS, 1996). No sistema de múltiplas injeções ocorre primeiramente o preenchimento do furo com a calda a baixa pressão, de modo que ela vaze pela boca do furo. Num segundo momento, após a cura do cimento, injeta-se mais calda de cimento, no estágio conhecido como primário. Nesse estágio, são usadas as chamadas válvulas manchete, que consistem em furos em um tubo de PVC, sendo cada furo recoberto com borracha flexível, a qual se levanta quando a calda de cimento é aplicada sob pressão. A injeção é feita até que se atinja uma pressão desejada. Caso não se atinja essa pressão, são executados outros estágios, chamados de estágio secundário, terciário, etc Ensaios para o Controle de Qualidade A NBR 5629 (2006) recomenda, em obra, a execução de ensaios a fim de avaliar o desempenho do tirante no terreno. Esses ensaios se

47 47 dividem em: ensaio básico, ensaio de qualificação (obrigatório em 1% dos tirantes da obra, com um mínimo de dois ensaios por obra), ensaio de recebimento (executado em todos os tirantes da obra) e ensaio de fluência (obrigatório em 1% dos tirantes da obra, com um mínimo de dois ensaios por obra). Os detalhes dos ensaios podem ser consultados na referida norma Execução Para uma correta execução do tirante, a locação deve ser cuidadosamente feita, levando-se em conta as tolerâncias de projeto. Após a locação, o furo pode ser executado com qualquer sistema de perfuração que tenha condições de garantir perfeitos alinhamento, diâmetro, comprimento e inclinação do furo, além da estabilidade de suas paredes. É comum o uso de fluidos estabilizantes ou tubos de proteção para evitar desmoronamentos da parede do furo, desde que não comprometam as características de resistência do tirante (YASSUDA e DIAS, 1996). Os elementos do tirante (barras ou cordoalhas) devem ser protegidos contra corrosão, por quaisquer dos métodos descritos na NBR 5629 (2006). A colocação do tirante no furo pode ser feita tanto antes quanto depois da injeção de calda de cimento (ou outro aglutinante). Normalmente, a calda é produzida a partir da mistura de água e cimento Portland na proporção água/cimento igual a 0,5, em peso. (YASSUDA e DIAS, 1996). Após a cura do aglutinante, pode ser feita a protensão, com uso de um cilindro hidráulico acionado por bomba, devendo a força de tração aplicada ser coincidente com o eixo do tirante.

48 Modos de Ruptura em Cortinas Ancoradas As escavações nas proximidades de edifícios nem sempre são conduzidas de forma segura e projetadas adequadamente, podendo resultar em acidentes (MILITITSKY, 2012). De acordo com Gaba et al. (2003), a ruptura de contenções escoradas são raramente ocasionados por erros na determinação dos esforços ou dimensionamento das cortinas propriamente ditas. Geralmente, são associados a fatores como: conhecimento inadequado das condições geológico-geotécnicas e hidrológicas locais, projeto deficiente com mau detalhamento construtivo e de especificações, mão de obra de má qualidade na execução dos sistemas de suporte, sequência construtiva inadequada resultando empuxos diferentes e superiores aos de projeto e controle inadequado das etapas construtivas, tais como escavações além das cotas definidas para implantação dos escoramentos e sobrecargas não consideradas de equipamentos pesados adjacentes. De modo geral, os modos de ruptura de uma cortina ancorada podem ser classificados da seguinte forma (STROM e EBELING, 2002): Ruptura da barra do tirante (ou fios, ou cordoalhas) (Figura 9a); Insuficiência de atrito entre o bulbo e o solo (Figura 9b); Insuficiência de protensão do tirante (Figura 9c); Baixa rigidez à flexão da cortina (Figura 9d); Ruptura por insuficiência do empuxo passivo na região da ficha (Figura 9e); Ruptura por rotação antes da colocação do primeiro nível de tirantes (Figura 9f); Puncionamento da base, que ocorre quando o solo de fundação tem baixa capacidade de suporte (Figura 9g); Ruptura por tombamento (Figura 9h); Ruptura por cisalhamento (Figura 9i); Ruptura global (Figura 9j).

49 49 Figura 9. Modos de ruptura em cortinas ancoradas (STROM e EBELING, 2002) Cálculo do Empuxo Sobre a Cortina O empuxo de terra sobre uma estrutura de contenção corresponde à resultante das forças aplicadas pela massa de solo circundante, sobre a estrutura. A forma de distribuição de tensões na estrutura e o valor dessas tensões dependem da interação entre o solo e a própria estrutura. Quando uma estrutura de contenção rotaciona em torno de sua base, como é o caso dos muros de arrimo, as tensões geostáticas a ela

50 50 aplicadas se distribuem de forma triangular. Nesses casos, o empuxo de terra pode ser calculado pelas Teorias de Rankine e Coulomb. Nas estruturas de contenção ancoradas ou escoradas, entretanto, as teorias de empuxo de terra de Rankine e Coulomb não podem ser utilizadas, pois o processo de deformações nesse tipo de estrutura é diferente do que ocorre nos muros de arrimo, gerando distribuições de tensão diferentes, ao longo da mesma (Marzionna et al. 1996). Arends (1970) recomendou o uso dos diagramas empíricos de Terzaghi e Peck (1967), para utilização em escoramentos de valas escoradas a céu aberto. Tais diagramas foram elaborados a partir de medições experimentais de tensões horizontais em paredes escoradas com estroncas (Figura 10). Figura 10. Diagramas empíricos de Terzaghi e Peck (1967). Esses diagramas ainda são muito utilizados no dimensionamento de estruturas escoradas, sendo também estendidos aos casos de cortinas ancoradas (Martins et al., 2002). É importante ressaltar as limitações desses diagramas, tendo em vista que foram obtidos a partir de medições experimentais que não levaram em consideração vários aspectos construtivos que podem influenciar as tensões horizontais atuantes em parede de apoios múltiplos. Para se calcular o empuxo total sobre a cortina, deve-se levar em consideração, além do empuxo de terra, a parcela referente às sobrecargas nas proximidades da contenção, além das pressões exercidas pela água presente no solo.

51 51 Gaba et al. (2003) apresentam diagramas de distribuição de tensões sobre cortinas multi-escoradas, conforme mostra a Figura 11. Esses diagramas foram elaborados a partir da observação de 81 casos históricos, dos quais 60 são referentes a cortinas flexíveis (cortina de estacas metálicas e cortinas tipo Berlim) e 21 referentes a cortinas rígidas (paredes-diafragma e paredes de estacas secantes e contíguas). As letras A, B e C se referem ao tipo de solo contido (Tabela 1) e as letras S e F indicam quando a cortina é, respectivamente, rígida ou flexível. Tabela 1. Tipos de solo contido (Gaba et al., 2003). Classificação do Solo A B C Descrição Solos argilosos normalmente e levemente sobreadensados (argilas de moles a rijas). Solos argilosos muito sobreadensados (argilas de rijas a muito rijas). Solos granulares.

52 52 Figura 11. Distribuição de tensões sobre cortina multiescorada, proposto por Gaba et al. (2003).

53 Método de Costa Nunes e Velloso (1963) Para situações simples envolvendo maciço de solo homogêneo com terrapleno horizontal, ou com inclinação δ inferior a 30, Costa Nunes e Velloso (1963) sugeriram um método baseado em considerações de equilíbrio das forças horizontais e verticais que atuam na cunha mostrada na Figura 12. Figura 12. Análise de Estabilidade pelo método de Costa Nunes e Velloso (GeoRio, 2000). O fator de segurança foi determinado pela seguinte expressão (Hoek Bray, 1981) considerando um talude com ausência de água.

54 54 Equação 2 Onde: c é a coesão do solo. A é área da superfície potencial de ruptura por metro linear. W é o peso da cunha mais a componente devida ao carregamento distribuído na superfície do talude, por metro linear. θ cr inclinação da superfície potencial de ruptura definida por T é a força na ancoragem por metro linear. α é o ângulo de inclinação da ancoragem com a horizontal. φ é o ângulo de resistência ao cisalhamento do solo Análise da estabilidade global do sistema de contenção Para que a estabilidade global do sistema parede-maciçoancoragem seja garantida, devem-se analisar os aspectos relacionados à segurança contra a ruptura de duas superfícies diferentes: uma externa (ruptura global generalizada) e uma interna (ruptura em cunha). Essas superfícies são mostradas na Figura 13. Figura 13. Tipos de ruptura na análise de estabilidade global em estruturas ancoradas (More, 2003).

55 55 Na análise de estabilidade global generalizada, os mecanismos de ruptura têm pouca ou nenhuma relação com a execução da escavação. Normalmente, essa análise é realizada utilizando-se métodos convencionais de estabilidade de taludes, como por exemplo, os métodos de Cullman, Fellenius, Taylor ou Janbu. A verificação consiste em se garantir um fator de segurança adequado, definido pela Equação 3 Equação 3 Onde: é o somatório dos momentos resistentes na massa de solo e é o somatório dos momentos atuantes na massa de solo. A NBR 5629 (1996) admite, para esta análise, um fator de segurança mínimo de 1,5. Na análise de segurança interna, a superfície de ruptura engloba apenas o solo adjacente à cortina e ocorre como consequência direta da variação no estado de tensões do solo devido à escavação. A estabilidade do conjunto está fortemente condicionada à posição dos bulbos de ancoragem. A análise da estabilidade interna é feita através do equilíbrio limite da cunha que pode vir a ser mobilizada. Esse tipo de análise foi originalmente proposta por Kranz (1953) para cortinas de estacasprancha. O método foi inicialmente desenvolvido para o caso de ancoragem isolada, sendo posteriormente estendido ao caso de se ter mais de um nível de tirantes no sistema de contenção. A verificação da segurança de um tirante isolado é realizada considerando-se uma superfície de deslizamento simplificada, iniciando no pé da ficha da parede, chegando até o ponto médio do bulbo e, verticalmente, interceptando a superfície do terreno (Figura 14). Através da consideração dos valores e direções das diversas cargas atuantes na cunha em questão, é possível estabelecer o polígono de

56 56 forças do qual é deduzida a força de ancoragem compatível com a segurança da massa (Figura 14). O fator de segurança definido por Kranz (1953) é determinado pela Equação 4. É importante salientar que a análise discutida restringe-se a solo homogêneo, ou seja, admite-se que toda cunha encontra-se em um único material. Equação 4 Figura 14. Superfície de ruptura interna simplificada (Yassuda e Dias, 1996). Na Figura 14 e na Equação 4: I a é o empuxo ativo atuante na parede de contenção; I 1 o empuxo ativo atuante na cunha; P é o peso próprio da cunha; φ é o ângulo de atrito interno do solo; δ é o ângulo de atrito entre a parede e o solo; é a carga máxima que pode ocorrer no tirante; é a carga de trabalho do tirante. Para os casos em que o sistema de contenção apresenta mais de uma linha de tirantes, são validos os mesmos princípios anteriormente

57 57 expostos. Entretanto, é necessário se analisar diversas superfícies de deslizamento, passando por apenas um tirante ou ligando os pontos médios dos bulbos das ancoragens envolvidas Capacidade de carga das ancoragens A capacidade de carga do bulbo de ancoragem corresponde à carga de arrancamento do tirante. Essa capacidade de carga depende das dimensões do bulbo (diâmetro e comprimento), da pressão efetiva ao redor do bulbo (peso do solo e pressão de injeção) e das características do solo Método NBR 5629 (2006) O método proposto pela NBR 5629 (2006) para cálculo da capacidade de carga das ancoragens não leva em consideração o efeito da injeção, e por isso, é considerado como uma formulação conservadora. Para tirantes executados em solos arenosos a norma recomenda a utilização da Equação 5: Onde: T = capacidade de carga do bulbo; = tensão efetiva no ponto médio da ancoragem; U = perímetro médio da seção transversal da ancoragem; L b = comprimento do bulbo de ancoragem; k f = coeficiente de ancoragem indicado na Tabela 2. Equação 5

58 58 Tabela 2. Coeficientes de ancoragem kf (NBR 5629, 2006). Solo Fofa Compacidade Compacta Muito Compacta Silte 0,1 0,4 1 Areia Fina 0,2 0,6 1,5 Areia Média 0,5 1,2 2 Areia Grossa e Pedregulho No caso de tirantes executados em solos argilosos, a NBR 5629 (2006) recomenda a utilização da Equação 6: Equação 6 Onde: α = coeficiente redutor da resistência ao cisalhamento (para e para ); S u = resistência ao cisalhamento não drenada do solo argiloso Método de Ostermayer (1975) O método de Ostermayer (1975) consiste na utilização de gráficos, elaborados a partir de resultados de aproximadamente 300 ensaios de campo, em ancoragens na Alemanha. Os gráficos relacionam o comprimento de ancoragem à capacidade de carga das mesmas. Os gráficos obtidos por Ostermayer (1975) para as ancoragens em solos granulares, relacionando a capacidade de carga e o comprimento do bulbo, são mostrados na Figura 15. Esses gráficos, porém, não fazem menção ao procedimento de injeção (estágio único ou estágios múltiplos) utilizado na execução das ancoragens. A Figura 16 mostra os resultados obtidos para solos coesivos, dessa vez, apresentando os resultados para tirantes executados com e sem reinjeção.

59 59 Figura 15. Capacidade de carga de ancoragens executadas em solos argilosos. (Ostermayer, 1975) Figura 16. Capacidade de carga de ancoragens executadas em solos granulares. (Ostermayer, 1975)

60 Método de Bustamante e Doix (1985, apud More, 2003) Esse método considera, de forma qualitativa, a influência da técnica de injeção, pressão de injeção e volume de calda de cimento injetada. por: Onde: injeção; A capacidade de carga limite da ancoragem pode ser determinada D e é o diâmetro médio adotado para o trecho ancorado; D p é o diâmetro da perfuração do trecho ancorado; L b é o comprimento do trecho ancorado; Equação 7 Equação 8 β é o coeficiente de majoração do diâmetro do bulbo devido à q s é a resistência ao cisalhamento. A Tabela 3 apresenta os valores de coeficiente de majoração para diversos tipos de solo, considerando as duas técnicas de injeção (com e sem reinjeção). Para que atinja os valores indicados na Tabela 3, o volume de nata de cimento injetada deve ser de, no mínimo, 1,5 vezes o volume perfurado. O valor de pode ser obtido a partir de gráficos de correlações empíricas, apresentados na Figura 18, para areias e pedregulhos e na Figura 19, para siltes e argilas. No eixo das abscissas p1 se refere à pressão limite do ensaio pressiométrico e N, ao número de golpes do ensaio SPT.

61 61 Tabela 3. Coeficiente de majoração do diâmetro do bulbo devido à injeção (BUSTAMANTE e DOIX, 1985, apud MORE, 2003). Tipo de Solo Coeficiente β Com reinjeção Sem reinjeção Cascalho 1,8 1,3-1,4 Cascalho arenoso 1,6-1,8 1,2-1,4 Areia com cascalho 1,5-1,6 1,2-1,3 Areia grossa 1,4-1,5 1,1-1,2 Areia média 1,4-1,5 1,1-1,2 Areia fina 1,4-1,5 1,1-1,2 Areia siltosa 1,4-1,5 1,1-1,2 Silte 1,4-1,6 1,1-1,2 Argila 1,8-2,0 1,2 Figura 17. Correlações empíricas para determinação de qs em areias e pedregulhos (Bustamante e Doix, 1985, apud More, 2003).

62 62 Figura 18. Correlações empíricas para determinação de qs em siltes e argilas (Bustamante e Doix, 1985) Deslocamentos em Estruturas de Contenção e Movimentos de Solo Associados A previsão ou cálculo de deslocamentos de estruturas de contenção é de difícil solução, pois existem muitos fatores complexos que influenciam na ocorrência e magnitude desses deslocamentos, tais como: condições do solo, tipo de contenção, rigidez do sistema de suporte, Sequência construtiva, método de execução, drenagem, efeito do tempo e condições geométricas do contorno da escavação. As grandezas desses movimentos não podem ser previstas com precisão, mas podem ser estimadas por aproximações empíricas baseadas em medições de campo ou por métodos analíticos e numéricos calibrados a partir de comparações com a experiência. Dessa forma, a experiência anterior documentada se constitui em importante ferramenta e deve ser utilizada sempre.

63 63 Sabe-se, entretanto, que a literatura possui dados de desempenho de cortinas insuficientes, sendo necessário obterem-se, urgentemente, mais dados de casos históricos que providenciem medições de alta qualidade do comportamento atual dos diferentes tipos de paredes de contenção instalados em várias condições de solo (GABA et al., 2003). O movimento do solo nas proximidades da contenção ocorre basicamente devido a três fatores: processo construtivo da parede, escavação do solo na frente da cotenção e fluxo de água próximo ou através da parede. Esses fatores são detalhados a seguir Movimentos devido à construção da cortina Os movimentos provocados durante a construção de uma cortina tendem a ser localizados e decorrem da escavação ou cravação de estacas ou da escavação e instalação de painéis dentro do solo. Nas estacas cravadas, a vibração gerada pode causar a compactação de depósitos de solo granular fofo e pode se estender a distâncias consideráveis. Já na execução de estacas escavadas, pode haver uma movimentação de solo para a região da estaca adjacente, mas os movimentos são restritos à área local ao redor das mesmas (Gaba et al., 2003). Dados de deslocamentos coletados por Clough e O Rourke (1990), Thompson (1991), Carder (1995) e Carder et al. (1997) são apresentados na Figura 19. Os gráficos elaborados permitem estimar as deformações no solo provocadas apenas pela construção de cortinas de estacas (contíguas e secantes). A Figura 19a se refere aos movimentos horizontais do solo próximo à cortina de estacas. Observa-se que os movimentos de solo são maiores na região próxima à cortina, diminuindo à medida que se afasta dela. Esses dados experimentais sugerem que o deslocamento horizontal do solo é nulo a uma distância da cortina de aproximadamente 1,5 vezes a profundidade de escavação. Devido à diferença no processo construtivo,

64 64 as cortinas de estacas secantes apresentaram deslocamento de solo maior do que as cortinas de estacas contíguas. A Figura 19b mostra os deslocamentos verticais (recalques) do solo nas proximidades das estruturas de contenção, provocados pela construção da mesma. Pode-se considerar, a partir do gráfico, que o recalque do solo se iguala a zero a uma distância da cortina igual a duas vezes a profundidade de escavação Movimentos devido à escavação na frente da parede Quando é feita uma escavação na frente de uma estrutura de contenção, há um alívio no suporte lateral do solo atrás da mesma, além de um alívio de carga vertical na base da escavação. Se a contenção for escorada ou ancorada, ela tenderá a se deslocar conforme mostrado na Figura 20. Durante o estágio inicial de escavação, a cortina se desloca como uma estrutura em balanço, provocando um recalque no solo adjacente. Esse recalque diminui à medida que aumenta a distância até a cortina, formando uma superfície de recalques aproximadamente triangular (Figura 20a). Quando a escavação avança para o próximo nível, o movimento na parte superior da estrutura é restringido pela instalação de um suporte. Ocorrem, então, movimentos na região da cortina abaixo do suporte. Isso é mostrado como um componente incremental de deslocamentos totais na Figura 20b. A combinação desses movimentos resulta em um perfil de deslocamentos da cortina e do solo, conforme mostra a Figura 20c. Se o movimento da cortina na região abaixo dos suportes for predominante, o padrão de recalque do solo tende a ser delimitado por um perfil trapezoidal. Se o movimento em balanço predominar, então o perfil de assentamento tende a formar um padrão triangular.

65 65 Figura 19. Movimentos na superfície do solo, devido à construção de cortina de estacas em argila rija: (a) movimentos horizontais; (b) movimentos verticais (Gaba et al., 2003).

66 66 Figura 20. Comportamento de deslocamentos em estruturas de contenção ancoradas (Gaba et al., 2003). A primeira coleção de dados reais sobre deslocamentos em cortinas, organizados na bibliografia técnica, foi a de Peck (1969), a qual mostra dados de recalque de solo, provocados pela escavação na frente da contenção, em pontos localizados a diversas distâncias da cortina, em função da profundidade de escavação. No gráfico de Peck, observam-se três zonas (ver Figura 27): a zona I representa areia e argila mole a rija, a zona II representa argila muito mole a mole, com profundidade limitada de argila abaixo do fundo da escavação e a zona III representa argila mole a muito mole, para uma profundidade significativa abaixo do fundo da escavação. A partir dos estudos de Peck, iniciaram-se vários outros estudos semi-empíricos similares, conduzidos por vários pesquisadores, os quais analisaram o comportamento de diferentes tipos de estruturas de contenção em diferentes condições de solo e construção. Mana e Clough (1981) examinaram 11 casos históricos. Os movimentos máximos observados são correlacionados com o fator de segurança ao levantamento do fundo da escavação, definido por Terzaghi (1943). A Figura 21 mostra o gráfico proposto por Mana e Clough (1981) para estimativa de deslocamentos da estrutura.

67 67 Figura 21. Relação entre o fator de segurança contra levantamento de fundo, definido por Terzaghi (1943) e o máximo deslocamento horizontal da cortina (Mana e Clough, 1981). Clough et al. (1989) propuseram um método semi-empírico para estimar movimentos nas escavações em argila, em que o deslocamento lateral máximo da parede é relacionado com o fator de segurança definido por Terzaghi (1943) e com a rigidez do sistema de suporte da escavação. A rigidez do sistema solo-estrutura de contenção é definido por Clough et al. (1989) como: Equação 9 Onde: E é o módulo de Young; I é o momento de inércia da área da seção da parede por metro; γ w é o peso específico da água; h é o espaçamento vertical entre os suportes da parede.

68 68 Os deslocamentos máximos podem ser estimados a partir do gráfico mostrado na Figura 22. Figura 22. Deslocamento lateral da parede como porcentagem da profundidade de escavação versus rigidez do sistema de suporte (Clough et al., 1989). St John et al. (1992) apresentaram valores de deslocamentos horizontais de cortinas construídas para suporte de escavações na argila de Londres (Figura 23). Para cortinas executadas de cima para baixo (rigidez de suporte alta) foram observados valores de deslocamentos horizontais menores que 0,2%H, tipicamente, 0,15%H (em que H é a altura máxima da escavação). No caso de cortinas em balanço (rigidez de suporte baixa), os deslocamentos horizontais máximos foram da ordem de 0,4%H. Correia et al. (1996), através de instrumentação de campo e simulações numéricas, obtiveram dados de deslocamentos para duas contenções do tipo Berlim, construídas em solo variando entre silte e argila, obtendo valores de deslocamentos horizontais máximos, em

69 69 relação à altura da contenção (H), da ordem de 0,15%H, para uma das contenções e 0,69%H para a outra. Figura 23. Máximos deslocamentos horizontais observados em cortinas para escavações em argila de Londres (St John et al., 1992). Gaba et al. (2003) apresenta gráficos elaborados a partir da reunião de vários trabalhos, os quais podem ser usados para estimar a magnitude de deslocamentos em estruturas de contenção, devido à escavação na frente da mesma. A Figura 24 se refere aos deslocamentos horizontais e verticais de paredes de estacas e paredes diafragma assentes em argila rija e a Figura 25 se refere aos deslocamentos verticais dos mesmos tipos de estruturas, quando assentes em areia. Observa-se que os valores de deslocamentos são maiores para estruturas menos rígidas, além disso, observa-se também que os deslocamentos no solo contido atingem uma distância em relação à cortina de aproximadamente 4H em solos predominantemente argilosos e 2H em solos predominantemente arenosos.

70 70 Figura 24. Deslocamentos horizontais e verticais em paredes assentes em argila rija, devido à escavação em frente à cortina (Gaba et al., 2003).

71 71 Figura 25. Deslocamentos verticais em paredes assentes em areia, devido à escavação em frente à parede (Gaba et al., 2003). Moormann (2004) estudou cerca de 530 casos de deslocamento em estruturas de contenção, provocado por escavações executadas em solos argilosos de baixa consistência (cu<75kpa). Concluiu-se que o deslocamento horizontal máximo típico situa-se entre 0,5% e 1,0% da profundidade máxima de escavação (H), com média de 0,87%H (Figura 26).

72 72 Figura 26. Variação do máximo deslocamento horizontal com a profundidade de escavação (Moorman, 2004). Oliveira et al. (2009) mediram os deslocamentos horizontais de uma parede diafragma assente em areia argilo-siltosa e encontraram deslocamentos máximos de 0,33 %H. Esse valor se aproxima bastante dos medidos por Hsieh et al. (2003), o qual encontrou valores de 0,3 a 0,5%H, para paredes-diafragma executadas em solos areno-siltosos. Wang et al. (2010) reuniram dados de deslocamento de paredes em cerca de 300 escavações profundas em solo mole de Shanghai e compararam seus resultados com aqueles obtidos por Peck (1969). A Figura 27 mostra o recalque medido na superfície do terreno em função da distância à cortina. Ambas as grandezas são normalizadas pela profundidade máxima de escavação. Observa-se que a maioria dos recalques medidos na superfície do terreno se encontra dentro da Zona I, proposta por Peck (1969), mesmo sendo o solo de Shanghai constituído

73 73 de material de baixa resistência, sendo esperado que estivessem dentro da zona III. Figura 27. Valores de recalques superficiais obtidos por Wang et al. (2010), plotados no gráfico proposto por Peck (1969). Wang et al. (2010) também apresentaram medições de deslocamentos horizontais para diferentes tipos de estruturas de contenção. Os gráficos da Figura 28 mostram os resultados de deslocamento horizontal para três classes diferentes de estruturas de contenção, em função da profundidade de escavação. Nesses gráficos são mostradas retas representativas de deslocamento máximo, mínimo e médio, como porcentagem da profundidade de escavação (H). A classe 1 representa cortinas construídas pelo método de escavação de cima para baixo, incluindo paredes-diafragma e cortinas de estacas contíguas. A classe 2 representa cortinas relativamente rígidas construídas pelo método de baixo para cima, incluindo paredes-diafragma, cortinas de estacas contíguas e mistura de solo em profundidade (deep soil mixing). E a classe 3 representa cortinas de estacas metálicas (Figura 28a, Figura 28b e Figura 28c, respectivamente). Observa-se que as cortinas constituídas de estacas metálicas apresentaram, em média, os maiores valores de deslocamento horizontal

74 74 e, por esse motivo, agora são raramente usadas em escavações profundas em Shanghai (Wang et al., 2010). Magalhães (2003) mediu os deslocamentos horizontais no topo de uma cortina de estacas, através de método topográfico, e observou que os valores de deslocamento horizontal aumentavam com o passar do tempo, porém, tendendo à estabilização. A magnitude dos deslocamentos horizontais em cortinas depende quase totalmente da eficácia do sistema de suporte. Long (2001) reporta que grandes deslocamentos (maiores que 0,3%H) em cortinas ancoradas em solos rígidos são causados principalmente pelos seguintes fatores: i) movimentações ocorridas no estágio inicial do processo construtivo, quando a estrutura se desloca como uma cortina em balanço; ii) sistemas de contenção excessivamente flexíveis; iii) fluência de ancoragens; iv) escoamento estrutural. É importante frisar que a geometria da escavação afeta a magnitude e a distribuição de movimentos no solo nas proximidades da contenção. Observa-se, por exemplo, que as laterais da escavação tendem a restringir movimentos da estrutura nessa região, como observado por Guerra et al. (1997). Esse fenômeno é conhecido como efeito de canto e também foi reportado por Gaba et al. (2003).

75 75 Figura 28. Deslocamentos máximos laterais versus profundidade de escavação: (a) cortinas construídas pelo método de escavação de cima para baixo; (b) cortinas relativamente rígidas construídas pelo método de baixo para cima; (c) cortinas de estacas metálicas (Wang et al., 2010) Cargas em Tirantes Li et al. (1988) investigaram, através do uso de extensômetros elétricos instalados no bulbo de tirantes, a distribuição de carga ao longo dos mesmos. Os tirantes foram usados para contenção de uma parede diafragma, assente em terreno variando entre silte argiloso e argila siltosa. Cada tirante possuía 30 m de comprimento, sendo 23 m de comprimento ancorado. A Figura 29 mostra essa distribuição de carga, para diversos níveis de carregamento. Observou-se que as cargas não se distribuíram de forma linear, se concentrando mais no início do bulbo do tirante.

76 76 Aproximadamente na metade do trecho ancorado, essa carga é praticamente nula. Figura 29. Distribuição de carga ao longo do bulbo do tirante, medida por Li et al. (1988). Briaud et al. (1998) usaram extensômetros de corda vibrante para instrumentar tirantes com 13,8 m de comprimento, sendo 4,6 m de comprimento ancorado, instalados em argila. A distribuição de carga ao longo do tirante é mostrada na Figura 30, para a carga de trabalho de 400 kn (o eixo horizontal corresponde à posição no tirante, em que 0 e 4,6 m correspondem, respectivamente, ao final e ao início do trecho ancorado). Observa-se uma configuração de distribuição de carga parecida com a identificada por Li et al. (1988), com maior concentração de carga no início do bulbo do tirante.

77 77 Figura 30. Distribuição de carga ao longo do tirante, medida por Briaud et al., 1998, para carga de trabalho igual a 400kN. Iten e Puzrin (2010) mediram a distribuição de carga ao longo de um tirante de 7m de comprimento, sendo 5,75m de comprimento ancorado e 1,25m de comprimento livre. Nessa instrumentação foram usados vários tipos de sensores de fibra óptica, os quais foram incorporados ao elemento resistente à tração do tirante. A Figura 31a e a Figura 31b mostram os resultados dessa instrumentação, medidos por quatro tipos diferentes de sensores ópticos, para dois dos níveis de carga aplicados ao tirante (o eixo horizontal corresponde à posição no tirante, em que 0 e 5,75 m correspondem, respectivamente, ao final e ao início do trecho ancorado). Observa-se que as cargas medidas se distribuíram de forma mais linear no trecho ancorado, diferente do que foi observado por Li et al. (1988) e Briaud et al. (1998). Figura 31. Distribuição de carga ao longo do tirante, medida por Iten e Pzrin (2010); (a) 340 kn; (b) 400kN.

78 78 Normalmente, os tirantes utilizados para ancorar estruturas de contenção são protendidos até um determinado valor de carga, especificada em projeto (carga de incorporação). Após essa incorporação, à medida que se prossegue a escavação, as cargas nos tirantes podem variar para mais ou para menos, a depender, principalmente, da interação entre o bulbo de ancoragem e o solo ou rocha circundante (Dunnicliff, 1988). Correia et. al. (1996), através da instrumentação de duas contenções do tipo Berlim, construídas em solo variando entre silte e argila, observaram um acréscimo máximo de carga em tirantes de 7,8% em relação à carga de incorporação do mesmo e um decréscimo máximo de 6%. Guerra (1999) também mediu a variação de cargas em tirantes, para o mesmo tipo de cortina e observou acréscimos de carga maiores, da ordem de 10 a 13% da carga de incorporação dos tirantes. Ehrlich e Silva (2012) identificaram variação de carga em ancoragens para uma contenção executada em solo residual do Rio de Janeiro, o qual possuía camadas intercaladas de solo pouco resistente. Os acréscimos de carga foram altos para algumas ancoragens, que apresentaram cargas até 25% maiores do que a carga de trabalho prevista em projeto. As medições feitas durante toda a execução da obra, com a utilização de extensômetros elétricos e células de carga, permitiram identificar a necessidade de se fazer um reforço nessas ancoragens. Observa-se que os dados de campo apresentados pela literatura, tanto de deslocamentos da cortina quanto de cargas em tirantes, variam muito em função das características de cada obra. A extrapolação dos resultados de cada estudo para casos gerais são, portanto, limitados, em face da grande quantidade de variantes que influenciam no comportamento de uma estrutura de contenção. Muitos trabalhos ainda são necessários até que se estabeleçam correlações confiáveis para aplicações gerais.

79 3. Eletroníveis: Montagem, princípio de funcionamento, calibração e sistema de aquisição de dados Introdução Os eletroníveis foram desenvolvidos há mais de 60 anos nos Estados Unidos como sensores para a indústria aeronáutica. Porém, sua aplicação em obras geotécnicas diretamente ligadas ao monitoramento de recalques foi feita inicialmente na Inglaterra em 1990, em trabalhos realizados pela Construction Monitoring Control Systems (CMCS), destacando-se o sistema de monitoramento instalado na Mansion House objetivando controlar os recalques oriundos da expansão do metrô de Londres (Penedo, 2012). As medidas indicadas pelos eletroníveis são relacionadas ao fornecimento direto ou indireto de rotações e de distorções angulares que ocorrem na superfície ou no interior de um meio, devido a uma determinada solicitação. Para se determinar a rotação de um corpo rígido, os eletroníveis são fixados na superfície isoladamente. No caso de se determinar as distorções angulares na superfície ou interior de um meio, vários eletroníveis são alinhados ao longo da superfície. Figura 32. Rotação de um corpo rígido (Toledo, 2009)

80 80 Na Figura 32 está ilustrada a rotação (Ø) de um corpo rígido de comprimento L e o deslocamento (y) na extremidade, que pode ser determinado através da simples relação trigonométrica: Equação 10 Por outro lado, a obtenção de distorções angulares através desta série de eletroníveis alinhados possibilita a determinação da deformada de um meio solicitado através de duas maneiras: Incremental (somatório de deslocamentos de trechos considerados rígidos) e Sequêncial (integral de uma função matemática que represente a variação das rotações). A função matemática ajustada aos pontos de rotação obtidos através dos eletroníveis também permite a determinação dos momentos fletores atuantes no meio através do produto entre a sua primeira derivada e a rigidez da estrutura, segundo a teoria de viga de Bernoulli-Euler. 3.2.Princípio básico de funcionamento dos eletroníveis Como mencionado anteriormente os eletroníveis são sensores elétricos constituídos de uma ampola parcialmente preenchida por um líquido eletrolítico, possuindo três ou quatro pinos (eletrodos) metálicos que a penetram utilizados para medir a resistência elétrica do conjunto, formando meia ponte de Wheatstone, quanto maior numero de pinos, maior a precisão da medição do eletronível, devido que o volume de liquido entre pinos é menor. A resistência elétrica entre dois pinos consecutivos é inversamente proporcional ao volume de liquido entre os mesmos e o volume entre pinos é alterado de acordo com a rotação aplicada ao conjunto. O princípio de funcionamento do eletronível é simples. A ampola ao sofrer uma inclinação, no plano dos eletrodos, provoca uma variação de tensão entre os eletrodos decorrentes da variação angular do eletronível. Assim, ao se induzir uma variação angular do eletronível, obtém-se uma variação de tensão elétrica. A ampola e os eletrodos ficam protegidos por um cilindro metálico como mostra a Figura 33.

81 81 Figura 33. Vista do cilindro protetor (Dimensões em milímetros) A Figura 34 mostra o interior do cilindro metálico que envolve o eletronível. O cilindro além de ser constituído por um material resistente garante vedação ao sistema, ou seja, não permite o contato da ampola e dos eletrodos com água. Figura 34. Detalhe da parte interna do cilindro.

82 82 A Figura 35 mostra o eletronível ao sofrer uma rotação angular em torno de um eixo vertical. O cabo elétrico é conectado a um logger que permite obter esta variação angular. Figura 35. Funcionamento do eletronível. A Figura 36 mostra a ampliação da ampola preenchida com líquido eletrolítico. Na Figura 36 (a) a ampola está em repouso em um estágio inicial tomado como referência, e a Figura 36 (b) apresenta a variação da área do eletrodo submersa no líquido eletrolítico. O circuito elétrico dos eletroníveis é mostrado na Figura 37. Note-se que o eletronível é utilizado como uma metade de uma ponte de Wheatstone, onde a outra metade é composta por duas resistências. A tensão de saída é tratada por um circuito adicional que fornece a leitura. Figura 36. Detalhe da variação da altura do liquido eletrolítico entre os eletrodos.

83 83 A faixa de valores de saída que os eletroníveis apresentam varia em função do modelo e do fabricante do eletronível. Na Figura 38 são apresentadas curvas de dois diferentes modelos de eletronível. Nota-se a diferença entre as faixas de valores e os trechos de linearidade, que na Figura 38 a é de ±3º, enquanto na Figura 38 b é de ±6º. Figura 37. Circuito elétrico de conexão dos eletroníveis com os condicionadores (Wha,1999). Figura 38. Curvas de sensibilidade dos eletroníveis (

84 Montagem A preparação dos eletroníveis para utilização em campo foi realizada no laboratório de instrumentação geotécnica de campo da PUC-Rio por Penedo em 2012 para a prova de carga instrumentada em um cais apoiado sobre estacas. Esta preparação consistiu basicamente da proteção mecânica, fixação e vedação da ampola. Segundo Penedo, foi usinada uma cápsula cilíndrica de alumínio com uma cavidade excêntrica onde o eletronível é posicionado e envolto por resina plástica. As cápsulas apresentam uma rosca em uma face para fixação nas cantoneiras metálicas utilizadas para fixar os eletroníveis na estrutura. O detalhamento da cápsula utilizada e o eletronível posicionado na cápsula antes da aplicação da resina foram apresentados anteriormente na Figura 33 e na Figura 34 respectivamente Procedimento de calibração Os eletroníveis utilizados no programa de instrumentação desenvolvido neste trabalho foram inicialmente calibrados no Laboratório da PUC-Rio por Penedo em 2012, após desses trabalhos os eletroníveis ficaram sem uso no laboratório de instrumentação da PUC-Rio até o inicio do desenvolvimento deste novo projeto, o que fiz que os eletroníveis fossem recalibrados a fim de conhecer se as propriedades eletrolíticas deles tenham sofrido mudanças. A finalidade do procedimento de calibração é a determinação do coeficiente de calibração (Cf) para cada um dos eletroníveis empregados nesse trabalho. Assim objetiva-se determinar uma curva que forneça a variação das leituras dos eletroníveis em função da variação angular. Com isso é possível determinar um coeficiente de calibração para cada eletronível o qual poderá ser utilizado na determinação das rotações e deflexões. Para fazer a calibração dos eletroníveis, eles são fixados juntamente com um eletronível de referência (Fator de Calibração conhecido) numa

85 85 barra rígida de comprimento L conhecido. No laboratório da PUC-Rio adotou-se uma barra de 2,42 m como apresentado na Figura 39. Esta barra possibilita a calibração de até nove eletroníveis simultaneamente. As leituras foram feitas utilizando o Sistema de Monitoramento de Eletroníveis (SME) desenvolvido na PUC-Rio, que fornece as leituras dos eletroníveis em milivolts, e pode fazer leitura até de 32 (trinta e dois) eletroníveis (Figura 40). Figura 39. Barra de calibração dos eletroníveis (Laboratório PUC-Rio) Figura 40. Calibração dos eletroníveis utilizando o SME. Os eletroníveis são fixados à barra de calibração por meio de parafusos que não permitem que os mesmos se desloquem em relação à barra. A Figura 41 mostra os detalhes dessa fixação.

86 86 Figura 41. Detalhe da fixação do eletronível à barra de calibração Uma das extremidades da barra (A) é livre para se deslocar verticalmente como ilustra a Figura 42, a outra extremidade (B) possui uma rótula e é impedida de transladar. Impondo um deslocamento D (milímetros) na extremidade A da barra a extremidade B sofre uma rotação θ. Figura 42. Detalhe do sistema de calibração do eletronível. Desse modo pode-se calcular a rotação angular θ em radianos correspondente a um incremento y em milímetros através da seguinte expressão:

87 87 Equação 11 A partir daí pode-se determinar o fator de calibração (FC) para cada eletronível utilizando-se a equação: Equação 12 Uma vez que a magnitude da leitura dos eletroníveis é de uma ordem de grandeza muito pequena, pequenos erros na medição do deslocamento vertical podem resultar em erros grandes no cálculo do fator de calibração. Portanto, os ângulos de rotação da barra são obtidos a partir das leituras ( L) do eletronível de referência e de seu respectivo fator de calibração (FC ref ) da seguinte forma: Equação Eletronível de referência O eletronível de referência possui faixa de trabalho de ±1,5, ou seja, a faixa de linearidade de suas leituras tem metade da amplitude dos eletroníveis utilizados na instrumentação. Como já mencionado anteriormente, durante a calibração as leituras foram feitas utilizando o Sistema de Monitoramento de eletroníveis. Uma vez que o eletronível de referência apenas possui fator de calibração para leituras pelo Mini Data-Logger desenvolvido pela CMCS, foi necessário obter um fator de calibração para as leituras do SME. Portanto, para cada posição da barra de calibração correspondente a um ângulo diferente, foram feitas leituras utilizando os dois sistemas conforme a Figura 43, este procedimento foi feito em duas ocasiões, utilizando para os cálculos o valor médio.

88 88 Figura 43. Relação para as leituras do SME e Mini Data-logger para o eletronível de referência com valor médio de 3.67E-05 Logo, a partir da correlação obtida e conhecido o fator de calibração do eletronível de referência para o Mini Data-Logger (FC MDL ), o fator de calibração para o Sistema de Monitoramento de Eletroníveis (SME) (FC SME ) foi obtido da seguinte maneira: Equação 14 Equação 15 Equação 16 Equação 17 Equação 18 Equação 19

89 89 Equação Eletroníveis A01 a A16 Utilizando o fator de calibração do eletronível de referência corrigido para sistema de monitoramento de Eletroníveis, é possível obter os ângulos corrigidos para a calibração dos dezesseis eletroníveis produzidos para a instrumentação realizada. Os eletroníveis foram separados em dois grupos com oito eletroníveis cada e o eletronível de referência, uma vez que a barra de calibração só pode conter ate dez elementos. Foram feitas variações angulares de aproximadamente 0,003 radianos, corroborando uma amplitude de aproximadamente ±3 fornecida pelo fabricante. A Figura 44 mostra o resultado de calibração para os ângulos corrigidos na faixa de linearidade do eletronível de referência. Os coeficientes de calibração em radianos para cada um dos 16 eletroníveis que foram utilizados no programa de instrumentação são apresentados na Figura 45 e na Tabela 4. Observa-se nesse gráfico a repetibilidade dos valores do fator de calibração. Encontraram-se notórias diferenças respeito aos valores obtidos por Penedo (2012), deveu-se principalmente ao numero de decimais utilizados na correlação entre as leituras do SME e as leituras da Mini Data-logger, tendo utilizado nosso caso dois números decimais mais que no trabalho do Penedo, é disser quatro números decimais.

90 90 Ângulo (RAD) θ= 0,135x L R² = 0, Dummy Grupo 1-8 A01 A02 A03 A04 A05 A06 A07 A08 A09 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 Lineal ( Dummy Grupo 1-8) Leituras Figura 44. Curvas de calibração para os eletroníveis A01 a A FATORES DE CALIBRAÇÃO COM SME FATOR DE CALIBRAÇÃO A01 A02 A03 A04 A05 A06 A07 A08 A09 A10 A11 A12 A13 A14 A15 A16 ELECTRONIVEIS Figura 45. Fatores de calibração dos eletroníveis A01 a A16

91 91 Tabela 4. Fatores de calibração dos eletroníveis A01 a A16 Eletronível Fator de Correlação A A A A A A A A A A A A A A A A Média Sistema de aquisição de dados Como já mencionado os eletroníveis são fixados na estrutura estudada e através de cabos elétricos são conectados a um sistema de aquisição de dados localizado em uma central para que uma equipe técnica possa obter as leituras. Posto isso é necessário abordar a questão de como são obtidos tais dados, ou seja, como de fato são feitas as leituras dos eletroníveis. Assim a seguir se procura explicar o sistema de aquisição de dados utilizando-se um dispositivo que reconhece o sinal elétrico do eletronível Data logger O mini data logger ou também chamado minilogger é um dispositivo de três canais de leituras que podem ser usados independentemente, ou seja, é possível instalar até três eletroníveis no minilogger e obter as leituras de cada um deles separadamente. O minilogger possui um visor

92 92 de 6 dígitos e um teclado com funções de programação, mudança de canal e ajuste de data e hora. Esse equipamento funciona com 4 pilhas AA ou pode também ser ligado à corrente contínua. O sistema do minilogger reconhece o sinal elétrico gerado pelo eletronível e mostra no visor o valor em milivolts. Este visor possui um intervalo de divisões, onde uma divisão corresponde a cerca de 1 segundo do arco, como 6 equivalem a segundos uma divisão corresponde a cerca de 1 segundo do arco tem-se portanto divisões. Entretanto deverse-ia ter uma faixa de operação de ± 5, entretanto a leitura fornecida pelo miniloger é amplificada o que possibilita faixas de operação de ± 6. A Figura 46 apresenta o minilogger e alguns detalhes das conexões que podem ser feitas. O computador é conectado à porta paralela e à porta serial é acoplada a uma pequena caixa para três canais que possibilita a ligação de até três eletroníveis simultaneamente. O visor do minilogger mostra a leitura do minilogger, ou seja, o valor em milivolts, entretanto como se conhece o fator de calibração do eletronível é possível obter a rotação em radianos para aquela grandeza. O minilogger funciona com quatro pilhas do tipo AA, mas pode também ser ligado à corrente contínua. Esse equipamento possui dimensões aproximadas de uma calculadora, portanto de fácil portabilidade além de possuir um simples sistema de conexão. Pode-se programar o minilogger para que as leituras sejam armazenadas em um intervalo de tempo pré-definido de um 1 minuto até 24 horas. Figura 46. Detalhes do mini data logger e da conexão com os eletroníveis.

93 93 O mainlogger possui o mesmo sistema de funcionamento do minilogger, entretanto é capaz de suportar um maior número de eletroníveis conectados simultaneamente, pois conta com 32 canais Sistema de Monitoramento de Eletroníveis O SME é um programa auto-executável desenvolvido numa plataforma NI LabView 8.5 conjugada com o módulo de conversão A/D- D/A NI USB6229, do qual são utilizados 32 canais analógicos de entrada e 4 canais analógicos de saída. Com o objetivo de monitorar até 96 eletroníveis, o sistema utiliza 3 módulos conversores, cada um deles controlado por um programa próprio e associado a 2 módulos para condicionamento de eletroníveis. Além de aquisitar os dados provenientes dos eletroníveis, os conversores são responsáveis pela geração dos sinais senoidais que excitam os mesmos. Os módulos de condicionamento recebem os sinais senoidais dos eletroníveis e fazem a retificação, gerando níveis c.c. (corrente contínua) de tensão (proporcionais às inclinações medidas), que são então transferidos para os conversores. A Figura 47 apresenta a vista dos equipamentos do Sistema de Monitoramento de Eletroníveis. Quando ativados, os programas SME iniciam imediatamente a leitura e processamento dos dados, que são mostrados no painel nas formas numérica e gráfica e atualizados de acordo com o intervalo programado. A gravação dos dados, em arquivo.xls ou.txt, é iniciada somente após habilitada pela chave gravação. Qualquer alteração executada nos parâmetros do painel só é válida para a operação em curso, não sendo possível salvá-las para uso futuro.

94 Figura 47. Vista dos equipamentos do Sistema de Monitoramento de Eletroníveis. 94

95 4. Aspectos Gerais da Obra Estudada Cortina Ancorada A estrutura de contenção estudada foi projetada para a duplicação da ferrovia Santos - São Paulo, Km 74 (FEPASA) e consiste em uma cortina ancorada composta por painéis contínuos concretados in situ, geralmente compreendendo dois tirantes em cada unidade, com altura entre 1,5 m e 2,0 m e comprimento igual a 4,5 m. O comprimento total da cortina é aproximadamente 205 m, com altura máxima de 19 m no trecho central decrescendo em direção às extremidades, e apresentando seis juntas de dilatação ao longo de sua extensão. A estrutura possui um total de 89 seções, espaçadas de 2,0 m, cada qual correspondendo a uma fila de tirantes, determinada pelo nível final do trecho da cortina, que varia entre o nível superior (Nível A) até o nível inferior (Nível L), compondo um quadro de 786 tirantes em total. Cada tirante é designado pelo número da seção a que pertence, seguido da letra correspondente ao nível no que esta encontra localizado. Sendo assim, o tirante situado ao nível B da seção 54, é denominado Tirante 54B. O esquema da cortina ancorada, em seu trecho instrumentado, é apresentado na Figura 48 e a seção típica é apresentada na Figura 49.

96 Figura 48. Esquema da Cortina Ancorada. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 96

97 Figura 49. Seção típica da Cortina Ancorada. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 97

98 Tirantes Utilizados Materiais A continuação é listada as propriedades estruturais dos tirantes Aço: BEMA CP 150 RB8 Ø = 8 mm Área = 50,3 mm 2 Carga convencional de Escoamento = 67,90 kn Carga mínima de ruptura = 75,45 kn Modulo de elasticidade: kn/m 2 Bainha: em polipropileno Tubos de injeção: plástico polipropileno Espaçadores: anéis metálicos e/ou plásticos Vedações: Tubos PVC Cones de ancoragem - compreendendo cones machos e fêmea: argamassa fortemente fretada Montagem dos Tirantes Os tirantes foram montados em bancada, situada em lugar abrigado de maneira a garantir a integridade de todos os seus componentes até seu transporte para à área de emprego. O trecho de ancoragem é constituído por fios de aço descoberto, protegidos por uma tinta plástica e dispostos, em torno de tubos manchetes (Tubo PVC perfurado, envolvido por membrana de borracha) usando espaçadores e fixados na extremidade final à peça passiva, conforme o apresentado nas Figura 50 até Figura 52. Durante a atividade de injeção sob pressão, a membrana do tubo de manchete se dilata, deixando passar a nata de cimento que irá ancorar o tirante ao maciço. O tirante no trecho livre tem os fios recobertos um a um por tubos conduite plástico (Bainha), além do envolvimento de toda a extensão do trecho livre através de um tubo PVC, a fim de proteger este trecho de nata de cimento, durante as fases de injeção.

99 Figura 50. Esquema do Tirante Tipo Utilizado. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 99

100 Figura 51. Seção Transversal do Tirante Tipo Utilizado. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 100

101 Figura 52. Detalhe A que apresenta o esquema do trecho ancorado dos tirantes. (Adaptado de Zeitoune, 1982). 101

102 Instalação dos Tirantes As perfurações para os tirantes foram feitas em coroas de diâmetro NX (76 mm), com devido alargamento para colocação do revestimento, no processo convencional e, de 115 de diâmetro no processo rotopercursor. Previamente à inserção dos tirantes nas perfurações, foram feitas verificações quanto ao estado de limpeza dessas, ao comprimento relativo perfuração-tirante, ao estado de oxidação do aço e à integridade dos componentes do tirante. Após do processo de perfuração foram feitas as fases de injeção com duas finalidades, a primeira fixar o tirante ao maciço através do trecho ancorado, e a segunda a proteção do tirante contra a corrosão com o decorrer do tempo, por ser este um tirante permanente, foi preenchido em todo seu comprimento com nata de cimento após da protensão e cravação do tirante. Na fase de protensão, o tirante é tensionado com um atuador hidráulico, ligado a um conjunto bomba-manômetro previamente calibrado. A tensão aplicada diretamente ao comprimento livre é transmitida ao maciço através do comprimento de ancoragem, resultando uma zona de terreno comprimido entre a parede da cortina e o ponto de ancoragem. Os tirantes utilizados são dos tipos 10ø8mm e 8ø8mm, com carga de trabalho de 350 kn nos níveis B, C, D, E, I, J, K e 250 kn instalados nos níveis A, F, G, H respectivamente e formando todos um ângulo de 20 respeito à horizontal. Os comprimentos totais estão na faixa entre 13,9 m e 31 m, sendo o trecho ancorado de 5 metros e 6 metros. O primeiro tirante foi instalado no dia 04 de agosto de 1981 e o ultimo no dia 06 de janeiro de Antes da cravação de cada tirante, foi feito um ensaio de recebimento, segundo a norma vigente no momento da construção da estrutura denominada de NB-565, em que o tirante é protendido gradualmente em estágios de carregamento, sendo efetuadas leituras de

103 103 alongamento, equivalente à deformação elástica do comprimento livre, representados pelo deslocamento do pistão do macaco. O ciclo de carregamento corresponde a iguais acréscimos de carga, desde o valor inicial igual a 20% da carga de trabalho até a carga de ensaio, igual a 1,4 vezes a carga de trabalho. Após de constatar a permanência desta por 15 minutos é feito o ensaio de descarregamento até o valor de carga inicial e então o tirante é levado até a carga de instalação, correspondente à carga de incorporação adicionada as perdas, devida ao processo de cravação relaxação do aço, atrito e acomodação do cone, entre outros. Os estágios de carregamento, descarregamento e recarregamento para os dois tipos de tirantes analisados estão apresentados na Tabela 5 e na Tabela 6. Tabela 5. Sequência de ensaio de recebimento para os tirantes tipo 8ø8mm. Ensaio de Recebimento Carregamento Descarregamento Recarregamento Carga (KN) Carga (KN) Carga (KN) 0,2xCT 50,00 1,4xCT 350,00 0,2xCT 50,00 0,4xCT 100,00 1,2xCT 300,00 Instalação ~=450 0,6xCT 150,00 1,0xCT 250,00 0,8xCT 200,00 0,8xCT 200,00 1,0xCT 250,00 0,6xCT 150,00 1,2xCT 300,00 0,4xCT 100,00 1,4xCT 350,00 0,2xCT 50,00 Tabela 6. Sequência de ensaio de recebimento para os tirantes tipo 10ø8mm. Ensaio de Recebimento Carregamento Descarregamento Recarregamento Carga (KN) Carga (KN) Carga (KN) 0,2xCT 70,00 1,4xCT 490,00 0,2xCT 70,00 0,4xCT 140,00 1,2xCT 420,00 Instalação ~=350 0,6xCT 210,00 1,0xCT 350,00 0,8xCT 280,00 0,8xCT 280,00 1,0xCT 350,00 0,6xCT 210,00 1,2xCT 420,00 0,4xCT 140,00 1,4xCT 490,00 0,2xCT 70,00 Onde CT corresponde á carga de trabalho do tirante.

104 104 Com os dados da realização dos ensaios de recebimento fornecidos, compara-se a deformação elástica obtida, com os limites estabelecidos pela norma, sendo aprovado o ensaio, o tirante é cravada para sua carga de instalação. Além deste procedimento, foi testado um a cada dez tirantes para uma carga de 1,8 vezes a carga de trabalho. A norma atual denominada de NBR-5629 de abril de 2006, define os ensaios apresentados acima de ensaio Tipo A e ensaio Tipo B, os estágios de carregamento desta norma tem uma leve diferença com os estágios realizados nos tirantes. O ciclo completo de carregamento e descarregamento que antecede a protensão final do tirante tem como objetivo final verificar o seu comportamento, tanto de ancoragem que deve resistir aos esforços de arrancamento, quanto dos fios de aço que devem sofrer deformações elásticas dentro dos limites de proporcionalidade Sequência de construção O processo construtivo compreendeu três frentes de serviço, sendo adotadas para diferentes segmentos da cortina ancorada. A primeira frente foi caracterizada por não apresentar aterro de preenchimento, sendo que sua execução teve inicio em corte, pelo primeiro nível de tirantes. A segunda frente encontrava-se predominantemente em área cujos três primeiros níveis de tirantes foram preenchidos com material escolhido, devidamente compactado, proveniente da escavação da primeira frente. A sua execução foi iniciada no terceiro nível de tirantes, realizando-se o aterro, para então continuar em corte os demais níveis inferiores. Finalmente, a terceira frente, em condições análogas a segunda frente, teve sua iniciação pelo quarto nível de tirantes. A seguir, são apresentadas as etapas de execução da obra para os trechos em corte e em aterro referente a cada nível da cortina.

105 105 Corte Primeira etapa: Regularização e escavação do terreno. Segunda etapa: Execução e incorporação dos tirantes. Terceira etapa: Escavação dos painéis, armação e concretagem da cortina. Quarta etapa: Protensão dos tirantes e execução de obras de drenagem. Aterro Primeira etapa: Regularização do terreno. Segunda etapa: Execução e incorporação dos tirantes. Terceira etapa: Escavação dos painéis, armação e concretagem da cortina. Quarta etapa: Reaterro, protensão dos tirantes e execução de obras de drenagem. A Sequência acima descrita das fases de construção dos segmentos em aterro iniciou-se no terceiro nível para a segunda frente e no quarto nível para a terceira frente, prosseguindo até o primeiro nível referente ao topo da cortina. Após a execução destas fases referentes ao trecho em aterro, executaram-se os níveis inferiores, seguindo os procedimentos referentes aos trechos em corte. Após o termino da execução de todos os níveis da cortina dos trechos em corte quanto em aterro, foram realizados os seguintes serviços complementares: Concretagem das cabeças dos tirantes. Acabamento do terreno ao pé da cortina através de hidrossemeadura. Impermeabilização. Drenagem superficial. Escada de acesso. Guarda-corpo. Limpeza geral.

106 Caracterização do subsolo O aterro do Km 74 do trecho da ferrovia analisado, abrange o trecho compreendido entre as estacas 1837 e 1850, e sua plataforma se desenvolve aproximadamente na cota 638. A topografia é acentuada, ficando o aterro situado à meia encosta, e limitando a esquerda por corte íngreme com desnível da ordem de 80 metros, e a direita por desnível da mesma proporção. A inclinação, tanto para corte quanto para o aterro, é variável entre 45 e 80. O aterro é constituído de uma areia variada siltosa, micácea, de cor marron acinzentada variegada, com fragmentos de rocha. Sua espessura varia entre 8 a 12 metros com comprimento em torno de 250 metros. Desde o ponto de vista geológico o local da obra encontra-se em uma região representada por gnaisses Pré-cambrianos de textura média, com bandas xistosas e bandas graníticas intercaladas. O solo de alteração local é caracterizado por uma areia siltosa amarelada, variegada, micácea, com intercalações de rocha alterada. Essas intercalações se comportam como matações, uma vez que são descontínuas, conferindo ao maciço de solo uma grande heterogeneidade. A espessura desse material é aproximadamente de dez metros. A fundação do aterro é constituída de solo de alteração em toda sua extensão, abaixo desta camada de solo ocorre uma camada de rocha alterada mole com intercalações de solo, e abaixo desta o topo de rocha alterada dura e sã. A seção geológica - geotécnica esta apresentada na Figura 53. As sondagens executadas não atingiram o lençol freático, que deve existir a grande profundidade (além de 50 metros). A alteração existente nas superfícies de fraturas interceptadas caracteriza o maciço rochoso como um caminho preferência l para as águas de infiltração, funcionando como um dreno natural. Entre as estacas 1837 e 1841 foi constatada a existência de botafora provavelmente da época de construção da ferrovia. Apresentou-se

107 107 como um patamar com largura máxima de 30 metros, e em continuidade com o aterro, confundindo-se a sua saia com a saia do mesmo. Sua espessura não foi determinada não devendo ser maior de 10 metros, e sua constituição semelhante à do aterro no que diz respeito a rocha matriz. Figura 53. Seção geológico-geotécnica no local de estudo. (Adaptado de Zeitoune, 1982). Segundo os estudos realizados sobre o local, os fatores preponderantes e fundamentais, responsáveis pelo alto grau de erodibilidade, são a inclinação acentuada do terreno natural onde se assentou o aterro, e as condições deficientes dessa fundação. Quanto ao sistema de drenagem existente, foi garantido o bom desempenho deste contra os efeitos de erosão, através da existência de tratamento superficial da encosta com extensa rede de drenagem, canaletas de plataforma, poços profundos, como também de drenagem sub-superficial. Deve-se levar em conta apenas o efeito da água da chuva que penetra pela saída do aterro, fator que, independente do sistema de drenagem, influi na queda da resistência ao cisalhamento do solo devido à perda da sucção pelo aumento da saturação das camadas de solo.

108 108 Outro a ressaltar, diz respeito à dificuldade quanto à definição do perfil geológico que apresentava grandes possibilidades de matações e blocos, próximos à zona de transição entre solo residual e rocha alterada, além do fato do maciço ser resultante de alteração de gnaisse e xisto e, consequentemente, apresentava intemperismos diferenciais nos locais Descrição Geral da Instrumentação da estrutura de Contenção Dez seções, ao longo do trecho central da cortina, foram instrumentadas a fim de se medirem as cargas nos tirantes ao longo do tempo durante e após da construção da mencionada estrutura. Cada seção tinha uma coluna de entre nove a doze tirantes no máximo, dos quais três o quatro tirantes foram instrumentados. A locação dos tirantes é apresentada na Figura 48, são apresentados de cor vermelho os tirantes instrumentados. A instrumentação dos tirantes foi feita com células de carga que utilizaram extensômetros elétricos, instalados na cabeça dos tirantes, conforme mostrado na Figura 54. Figura 54. Esquema de instrumentação de tirante durante a sua protensão (Dunnicliff, 1988).

109 109 As células de carga que utilizam extensômetros elétricos são unidades mecânicas que transforma força (ou peso) em grandezas elétricas (pequena voltagem) através da propriedade especifica dos extensômetros instalados internamente na parte sensível das células de carga. Essa parte sensível que pode ser do tipo coluna ou diafragma é um corpo elástico, deformável quando sujeito a um carregamento e que consequentemente transmite uma deformação aos extensômetros elétricos colados nessa peça provocando então uma variação na sua resistência elétrica. Obviamente, nesse processo de interação, a deformação especifica, é a quantidade fundamental envolvida. O termo deformação especifica refere à deformação linear como um resultado da variação das forças externas e na utilização geral em engenharia é definida como a razão entre a variação do comprimento e o comprimento original. A deformação é uma grandeza adimensional e comumente expressada em micro strain que corresponde a 10-6 centímetros/centímetro. O extensômetro elétrico foi o equipamento fundamental para a instrumentação objeto dessa análise, suas vantagens de utilização podem ser resumidas nos seguintes itens: Grandes precisões nas medições. Pequeno tamanho, peso leve. Excelente resposta a processos dinâmicos. Excelente linearidade. As medições são possíveis em grande faixa de temperaturas. Aplicáveis submersos à água ou em atmosfera corrosiva com tratamentos adequados. Aplicados como transdutor para medidas de varias grandezas físicas (Força, pressão, torque, aceleração, deslocamento, etc) Possibilidade de medição a distancia. O extensômetro elétrico é colado na parte sensível das células de carga e consiste de um condutor elétrico. Esse condutor elétrico possui uma área transversal infinitamente pequena comparada com o seu comprimento, e isso permite que o mesmo fique solidário na peça em

110 110 questão com muita segurança. Isso permite que as deformações sejam transferidas diretamente do objeto solicitado para o condutor (extensômetro) sem nenhum o quase nenhum deslizamento significativo entre o objeto e o conduto. Essas pequenas variações no comprimento do condutor causadas por cargas aplicadas no corpo solicitado induzem pequenas variações na resistência elétrica do condutor e essas variações na resistência elétrica do extensômetro são então detectadas pelo equipamento de medição. A relação entre a deformação especifica (ε) e a variação de resistência do condutor elétrico (R) é dada por: Equação 21 Onde K é chamado de gage factor ou sensibilidade do material à deformação especifica e dependente da resistividade do material empregado no extensômetro. A metodologia de instalação das células de carga, de modo a eliminar fontes de erros na medição de carga real aplicada nos tirantes, fontes essas devidas a fatores de instalação e não inerente ao desempenho ao sistema de medição das células de carga cumpriu as especificações expostas no relatório interno da PUC-Rio, e foram as seguintes: A face exterior da cortina próxima à região da cabeça dos tirantes deve apresentar-se plana, vertical e sem rugosidades. Com isso se viso a obter um bom contato entre a placa de aço e a cortina. A cunha de normalização deve: o Possuir as bases de apoio com dimensões iguais ou superiores à base da célula de carga. o Possuir as bases de apoio lisas para permitir um bom contato entra a cunha e a célula de carga. o Possuir o ângulo de normalização igual ao ângulo de inclinação dos tirantes (20 graus) evitando a possibilidade de ocorrência de carregamento inclinado.

111 111 O peso do atuador hidráulico de protensão deverá ser aliviado, de modo de não introduzir uma componente vertical e, consequentemente, uma resultante inclinada em relação ao sistema de reação. O manômetro da bomba do macaco devera ser devidamente calibrado

112 5. Resultados e Análises Ensaios de Recebimento Característicos dos Tirantes. Através dos boletins dos ensaios de recebimento fornecidos como característicos dos tirantes instrumentados obtiveram-se os valores de deslocamento para as cargas aplicadas, e então construídas as curvas carga-deslocamento diferenciando os deslocamentos (de) elásticos e plásticos (dp), apresentando-se nos gráficos os limites para o tipo usual de ensaio denominado de Tipo B segundo a norma vigente NBR-5629 de abril de 2006 aplicável obrigatoriamente em todos os tirantes executados em obra. A norma NBR-5629 estabelece os deslocamentos elásticos máximos e mínimos que o comprimento livre de cada tirante deve registrar durante o ensaio de recebimento, esses limites são representados mediante três linhas (A, B e C) plotadas nos gráficos de repartição de deslocamentos para cada tirante. A linha A do gráfico corresponde ao deslocamento elástico teórico do elemento resistente à tração do tirante, considerando o comprimento livre efetivo do mesmo igual ao comprimento livre de projeto, mais 50% do comprimento do bulbo, (Lle = Ll + 0,5Lb); a linha B corresponde ao deslocamento elástico teórico do elemento resistente à tração do tirante, considerando que o comprimento livre efetivo do mesmo seja igual a 80% do comprimento livre de projeto (Lle = 0,8Ll) e a linha C corresponde ao deslocamento elástico teórico do elemento resistente à tração do tirante, considerando o comprimento livre efetivo do mesmo igual ao comprimento livre de projeto.

113 Ensaios abaixo da Linha C A Figura 55 mostra a curva carga versus deslocamento do tirante 57D, resultante do ensaio de recebimento do mesmo. O deslocamento total da cabeça do tirante (d) foi de 67,00 mm, enquanto que o deslocamento permanente (dp), que corresponde ao arrancamento do tirante, foi de aproximadamente 24,00 mm. Dessa forma, obteve-se um deslocamento elástico (de) igual a 43,00 mm. A partir desses dados de deslocamento, traçou-se o gráfico de repartição entre deslocamentos elásticos e permanentes do tirante (Figura 56). Como pode se ver no gráfico, a linha real de deslocamentos elásticos do tirante 57D se situa entre as linhas A e B. Esse é justamente um dos critérios de aceitação do tirante quanto ao ensaio de recebimento, estabelecido pela NBR 5629 (2006). Além disso, a linha de deslocamentos elásticos reais está entre a linha B e a linha C, ou seja, o comprimento livre efetivo do tirante 57D é menor do que o comprimento livre de projeto. Calculando-se o comprimento livre efetivo do tirante, através da Equação 22, encontra-se: Equação 22 Onde: E é o módulo de Young; S é a área da seção transversal; L le é o comprimento livre efetivo do tirante; F é a força final do ensaio; F 0 é a força inicial do ensaio.

114 114 Figura 55. Ensaio de recebimento do tirante 57D, carga x deslocamentos totais. Figura 56. Repartição entre deslocamentos elásticos e plásticos do Tirante 57D, carga x deslocamentos totais. Os tirantes que apresentaram esse tipo de comportamento durante o ensaio de recebimento com seus respectivos deslocamentos elásticos e plásticos totais estão apresentados na Tabela 7 a seguir:

115 115 Tabela 7. Tirantes que ficaram abaixo da Linha C da NBR 5629 no gráfico de carga contra deformação. TIRANTE de dp (mm) (mm) Tirante 34I-10ø8mm Tirante 38J-10ø8mm Tirante 45G-8ø8mm 26 9 Tirante 48K-10ø8mm Tirante 51J-10ø8mm Tirante 54E-10ø8mm Tirante 54H-8ø8mm Tirante 54K-10ø8mm 28 5 Tirante 57D-8ø8mm Tirante 60E-8ø8mm Tirante 60H-8ø8mm Ensaios pertos da Linha A Os resultados obtidos apresentados neste item correspondem aos tirantes nos quais os deslocamentos elásticos máximos ficaram muito próximos ao limite Superior denominado pela NBR-5629 de Linha A, é disser, apresentaram quase o máximo deslocamento permitido pela citada norma. Similarmente, a Figura 57 e a Figura 58 apresentam os gráficos de deslocamentos totais e a repartição de deslocamentos ao longo da aplicação de carga do tirante 51D, onde a linha real de deslocamentos elásticos se situa entre as linhas A e C, o que representa que o comprimento livre efetivo do tirante 51D é maior do que o comprimento livre de projeto correspondendo a 13,35 metros estimados através da Equação 22: Onde: E é o módulo de Young; S é a área da seção transversal;

116 116 L le é o comprimento livre efetivo do tirante; F é a força final do ensaio; F 0 é a força inicial do ensaio. Força (kn) Deslocamento Total (mm) dp de Figura 57. Ensaio de recebimento do tirante 51D, carga x deslocamentos totais. Figura 58. Repartição entre deslocamentos elásticos e plásticos do Tirante 51D, carga x deslocamentos totais. O Tirante 51D foi o único que apresentou-se perto da linha A no gráfico carga contra deslocamento traçado com os dados obtidos do ensaio de recebimento.

117 Ensaios acima da Linha C. Os tirantes cujos deslocamentos elásticos totais se apresentaram no gráfico de carga versus deslocamento entre as Linhas A e a linha C, e que não ficaram pertos do limite Superior são representados pelo comportamento do tirante 66C, que apresento um deslocamento elástico (de) total igual a 40,00 mm, e um comprimento livre efetivo do tirante de 10,06 m, 80, cm maior do que o comprimento de projeto. A Figura 59 e a Figura 60 apresentam os resultados obtidos para o tirante 66C. Figura 59. Ensaio de recebimento do tirante 66C, carga x deslocamentos totais.

118 118 Figura 60. Repartição entre deslocamentos elásticos e plásticos do Tirante 66C, carga x deslocamentos totais. A Tabela 8 a seguir, apresenta o resumo dos deslocamentos dos tirantes que apresentaram o mesmo comportamento do tirante 66C durante o ensaio de recebimento. Tabela 8. Tirantes que ficaram acima da Linha C da NBR 5629 no gráfico de carga contra deformação. TIRANTE de dp (mm) (mm) Tirante 45D-10ø8mm 36 7 Tirante 51A-8ø8mm Tirante 54B-8ø8mm Tirante 57A-8ø8mm Tirante 66C-8ø8mm Tirante 69A-8ø8mm Tirante 69I-10ø8mm Onde: de é o deslocamento elástico do tirante; dp é o deslocamento plástico do tirante Ensaios pertos da Linha B. Finalmente, o ultimo comportamento identificado durante os ensaios de recebimento foi o que apresentaram os tirantes cujos deslocamentos

119 119 ficaram dentro dos estabelecidos pela norma brasileira, mas ficaram muito pertos do limite inferior, ou seja, os deslocamentos elásticos totais ficaram muito pertos da chamada Linha B. Este comportamento foi representado pelo tirante 45A, a Figura 61 e a Figura 62 apresentadas a seguir mostram os resultados obtidos a partir dos dados de deslocamento e carregamento fornecidos pelo ensaio de recebimento. Figura 61. Ensaio de recebimento do tirante 45A, carga x deslocamentos totais.

120 120 Figura 62. Repartição entre deslocamentos elásticos e plásticos do Tirante 45A, carga x deslocamentos totais. A Tabela 9 apresenta o resumo dos tirantes cujos deslocamentos plásticos ficaram pertos do limite inferior (Linha B). Tabela 9. Tirantes que ficaram pertos da Linha B da NBR 5629 no gráfico de carga contra deformação. TIRANTE DE (mm) DP (mm) Tirante 34A-10ø8mm 72 6 Tirante 38C-10ø8mm Tirante 45A-8ø8mm Tirante 60K-8ø8mm Tirante 69E-10ø8mm Onde: de é o deslocamento elástico do tirante; dp é o deslocamento plástico do tirante. Os tirantes que não foram apresentados nas Tabela 7 a Tabela 9 ficaram na Linha C, que corresponde a um comportamento de comprimento livre efetiva igual a comprimento real livre do tirante.

121 Análises da Capacidade de Carga dos Tirantes Conforme o exposto no Capítulo 4 os tirantes foram projetados para suportar cargas de ensaio de 35 e 49 toneladas respectivamente, após da realização dos ensaios de recebimento se verificou que todos os tirantes instrumentados suportavam as cargas aplicadas, mas no decorrer do tempo teve alguns tirantes que estabilizaram sua carga em valores menores as cargas de projeto. A seguir, é apresentado a modo comparativo as capacidades de carga para cada tirante com os métodos mostrados no capitulo Método da NBR 5629 (2006) Para o cálculo da capacidade de carga dos tirantes, através do método proposto pela NBR 5629 (2006), e devido a pouca informação correspondente a ensaios de laboratório feitos no solo local, se decidiu abordar parâmetros de resistência registrados na literatura e conforme apenas na descrição geológica- geotécnica da seção 4.4 desse documento. A Tabela 10 a seguir, apresenta os valores dos parâmetros de resistência para diferentes tipos de solo propostos por Bowles (1996). Tabela 10. Avaliação dos Parâmetros de Resistência e de deformabilidade em Função do SPT (correlações empíricas). Ondé:

122 122 Ɣ = Peso Específico Natural do Solo Ø = Ângulo de Atrito Interno C = Coesão E = Módulo de Elasticidade (Não Drenado) E = Módulo de Elasticidade (Drenado) µ = Módulo de Poisson Portanto, os valores das variáveis do problema em estudo adotadas nas seguintes análises são apresentados a seguir: Profundidade do ponto médio da ancoragem, sendo para cada nível de tirantes os seguintes: o Nível A: 11,85 m o Nível B: 12,75 m o Nível C: 13,65 m o Nível D: 14,50 m o Nível E: 15,40 m o Nível F: 16,25 m o Nível G: 17,15 m o Nível H: 18,00 m o Nível I: 18,90 m o Nível J: 19,75 m o Nível K: 20,65 m Peso específico aparente do solo γ = 18,0 kn/m³. Diâmetro médio da ancoragem D = 0,165 m (foi usado coeficiente de majoração do diâmetro do bulbo β = 1,45, conforme Bustamante e Doix (1985)). Comprimento do bulbo do tirante Lb = 5 e 6 m respectivamente. Coeficiente de ancoragem kf = 0,5 (Tabela 2). Dessa forma, o valor da capacidade de carga do tirante (T) encontrado para nível da cortina é apresentado na Tabela 11. Observa-se que esse valor e maior que os valores da carga de ensaio (350 e 490 kn).

123 123 Tabela 11. Capacidade de cargas dos tirantes analisados para cada nível da cortina segundo o Método da NBR 5629 (2006) Capacidade de Nível Carga (kn) A 472,9 B 494,0 C 515,1 D 535,0 E 556,1 F 576,0 G 597,1 H 617,0 I 638,1 J 658,0 K 679, Método de Ostermayer (1975) Nesse método utiliza-se o gráfico da Figura 16. Os dados de entrada se restringem à compacidade do solo (solo pouco compacto, N SPT médio de 6) e ao comprimento do bulbo de 5 m e 6 m. Figura 63. Capacidade de carga das ancoragens média de 550 para as condições do caso em estudo pelo Método de Ostermayer (1975) Da Figura 63, obtém-se a capacidade de carga da ancoragem na faixa de 550 kn, o que representa um valor aproximado da média observada no Método da NBR 5629 (2006), para essa obra. Pelo valor

124 124 estimado para T, fica claro que o Método de Ostermayer pode se aplicar ao caso em estudo Método de Bustamante e Doix (1985) Para o cálculo da capacidade de carga dos tirantes através do método proposto por Bustamante e Doix (1985), utilizaram-se os seguintes dados: Diâmetro perfurado do comprimento ancorado Dp = 0,1143 m; Coeficiente de majoração do diâmetro do bulbo devido à injeção β = 1,45 (Tabela 3); Comprimento do bulbo do tirante Lb = 5 m e 6 m; Resistência ao cisalhamento na interface solo bulbo média de 60 kpa, conforme a Figura 64, em função do NSPT. Figura 64. Resistência ao cisalhamento na interface solo bulbo média de qs = 60 kpa para as condições do caso em estudo pelo Método de Bustamante e Doix (1985)

125 125 Dessa forma, o valor da capacidade de carga do tirante (T) encontrado ficou na faixa de 150 kn. Observa-se que esse valor é menor do que a carga de ensaio especificada em projeto (350 e 490 kn), portanto, por esse método, era previsível que os tirantes sofreriam ruptura durante a realização dos ensaios de recebimento, fato que não ocorreu na realidade. Isso demonstra que o procedimento proposto por Bustamante e Doix (1985) não é indicado para as condições da obra estudada Comportamento dos Tirantes Instrumentados As cargas nos tirantes instrumentados foram medidas através de extensômetros elétricos de resistência, conforme exposto no Capítulo 4. Observou-se que quando os tirantes foram instalados e após a cura da nata de cimento, os extensômetros funcionavam adequadamente. Após de ter estudado os dados de instrumentação, procede-se a seguir uma análise do comportamento dos tirantes instrumentados, em função das características apresentadas pela curva carga-tempo, considerando o período de tempo compreendido entre o momento de protensão do tirante, durante o processo construtivo e até seis meses após de construção da cortina. Essa análise é feita para cada seção instrumentada da cortina e é apresentada a seguir Seção 34 da Cortina. Após a incorporação de cada tirante, foram feitas as leituras nas células de carga instaladas ao longo do tempo. A Figura 65 mostra os valores de carga medidos ao longo do tempo. O primeiro tirante instrumentado em se fazer a cravação foi o Tirante 34E. O comportamento de esse tirante foi caracterizado pelo aumento de carga após a perda durante o processo construtivo, nesse caso o tirante não apresentou perda de carga instantânea e atingiu sua estabilização imediatamente após do aumento de carga, que corresponde a um total de 45 dias. O valor de carga final deste tirante ficou na faixa de 370 kn,

126 126 apresentando assim uma perda de carga total aproximada aos 6% da carga de cravação. Seguindo o processo construtivo, foi cravado o tirante T34A, que se caracterizou por apresentar uma perda de carga instantânea de aproximadamente 60 kn, após a dessa queda houve um aumento gradativo de carga durante o processo construtivo e finalmente uma estabilização que foi atingida perto de cinco meses após da cravação. Finamente foi realizada a cravação do tirante 34I, o qual apresenta em sua grande maioria somente queda instantânea, estabilizando se aproximadamente em uma carga de toneladas após de um mês executada sua cravação. Respeito à carga de trabalho, a carga final do tirante 34A ficou muito próxima à carga de projeto, quanto que para o tirante 34E ficou levemente maior, para o tirante 34I ficou cinco toneladas abaixo da carga de trabalho. A Figura 66 apresenta as parcelas de variação de carga dos tirantes dessa seção, onde pode se observar que a maior perda de carga ocorreu no tirante 34I e foi de aproximadamente 32%. As cargas finais dos três tirantes ficaram acima da carga de incorporação de projeto, que corresponde ao 80% da carga de trabalho (280 e 200 kn respectivamente para os tirantes de carga de trabalho de 350 e 250 kn). Figura 65. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção 34.

127 % Tirante 34A- 10ø8mm Tirante 34E- 8ø8mm Tirante 34I- 10ø8mm % % % % % Variação Apos Processo Construtivo Variação no Processo Construtivo Queda Instantanea -5.00% 0.00% 5.00% 10.00% Figura 66. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Seção 38 da Cortina. Nessa seção foram três os tirantes instrumentados, o primeiro em se executar foi o tirante 38C, que apresentou sua estabilização após de um aumento de carga durante o processo construtivo, a perda de carga total desse tirante ficou na faixa de 10% da carga de cravação. O tirante 38F foi o segundo tirante instrumentado dessa seção em se executar, seu comportamento foi quase o mesmo que do tirante 38C, com a diferença de que esse apresentou uma queda instantânea de aproximadamente 5 Toneladas, o tempo de estabilização foi igual que do tirante 38C e corresponde aproximadamente a 4 meses. O último tirante instrumentado executado nessa seção, foi o tirante 38J, que não apresentou aumento de carga ao longo de tempo, esse tirante apresento um tempo de estabilização muito corto de 15 dias e sua perda de carga total foi quase que instantânea. A Figura 67 apresenta a curva de carga ao longo do tempo dos três tirantes e a Figura 68 apresenta as parcelas de variação de carga dos tirantes, as perdas totais variam dos 10% para o tirante 38C aos 30% para o tirante 38J.

128 128 Figura 67. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção % Tirante 38C-10ø8mm Tirante 38F- 8ø8mm Tirante 38J- 10ø8mm % % % % Variação Apos Processo Construtivo Variação no Processo Construtivo Queda Instantanea % -5.00% 0.00% Figura 68. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Seção 45 da Cortina. Nessa seção foram quatro os tirantes instrumentados, o comportamento de três deles foi caracterizado por apresentar perda instantânea próxima aos 15% da carga de cravação e posteriormente

129 129 apresentar uma perda gradativa pelo processo construtivo, as perdas totais foram aproximadamente de 33%, 30% e 16% para os tirantes 45A, 45G e 45J respectivamente. O tirante 45D, apresento igual que todos nessa seção uma perda instantânea, mas também foi caracterizado por apresentar aumentos de carga ao longo do processo construtivo. Os tempos de estabilização para esses tirantes foram de 6 e 5 meses para o 45A e 45D respectivamente, em quanto para o s tirantes 45G e 45J os tempos foram mais curtos, apresentando um tempo total em estabilizar de 1,5 e 4 semanas respectivamente. A Figura 69 e a Figura 70 apresentam como acostuma a curva carga ao longo de tempo e as parcelas de variação de carga para cada tirante respectivamente. Figura 69. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção 45.

130 % Tirante 45A- 8ø8mm Tirante 45D- 10ø8mm Tirante 45G- 8ø8mm Tirante 45J- 10ø8mm % % % % % Variação Apos Processo Construtivo Variação no Processo Construtivo Queda Instantanea % -5.00% 0.00% 5.00% Figura 70. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Seção 48 da Cortina. Os quatro tirantes instrumentados nessa seção apresentaram o mesmo comportamento, caracterizado por uma perda instantânea com media de 17%, e posteriormente uma variação ondulatória ao longo do processo construtivo, chegando se a uma perda total em torno de 25%. Os tirantes 48E, 48H e 48K estabilizaram após de um aumento da carga durante as oscilações da curva apresentadas durante o processo construtivo. Se bem os tirantes apresentaram o mesmo comportamento, o tempo de estabilização para eles foi bem diferente, sendo o menor para o tirante 48H e correspondente a 15 dias, e sendo o maior para o tirante 48B pero dos 4 meses após da cravação. A Figura 71 e a Figura 72 a seguir, apresentam os resultados das leituras realizadas nas células de carga instaladas nos tirantes dessa seção. Em quanto à carga de trabalho de projeto, os tirantes 48H e 48K apresentaram sua carga final igual à carga de trabalho, e os tirantes 48B e 48E sua carga final medida foi menor em aproximadamente 15% da carga de trabalho projetada.

131 131 Figura 71. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção % Tirante 48B- 8ø8mm Tirante 48E- 10ø8mm Tirante 48H- 8ø8mm Tirante 48K- 10ø8mm % % % % Variação Apos Processo Construtivo Variação no Processo Construtivo Queda Instantanea -5.00% 0.00% 5.00% Figura 72. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Seção 51 da Cortina. Nessa seção foram registrados dois comportamentos novos nos tirantes instrumentados, um deles corresponde ao tirante 51D, o qual se caracterizo por ter uma acentuada perda durante o período do processo construtivo, a qual correspondeu aproximadamente ao 50% da carga de cravação que somada a perda instantânea deu uma perda total de 58%. A carga final desse tirante foi de 200 kn, muito baixa com respeito a carga de trabalho de 350 kn, a modo de diminuir os deslocamentos e aproveitar o trabalho do tirante, se realizou uma reprotensão do tirante após da

132 132 construção da cortina, com a qual a carga final do tirante ficou muito próxima da carga de trabalho. O outro comportamento novo se apresentou no tirante 51A, o qual foi característico por apresentar uma queda instantânea acompanhada de oscilações desde o dia de protensão até o dia de estabilização. Ditas oscilações podem se explicar por a ação de cargas móveis acima da cortina, como pode ser equipamentos o devido ao funcionamento da via férrea. Esse tirante apresento uma perda total de carga total de aproximadamente 55% e sua carga final foi de 125 kn a metade da carga de trabalho projetada. O tirante 51J apresentou uma perda instantânea maior aos 20%, mas teve um aumento durante o período do processo construtivo quase o 5% da carga de instalação. Os tirantes 51G e 51J estabilizaram-se com uma carga final de 23 de 34 toneladas respectivamente, cargas levemente menores a carga de trabalho. Os tempos de estabilização variaram de 15 dias a 7 meses, correspondendo aos tirantes 51G e 51A respectivamente. A Figura 73 e a Figura 74 a seguir apresentam o comportamento e variações de carga dos tirantes.

133 133 Figura 73. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção % Tirante 51A- 8ø8mm Tirante 51D- 10ø8mm Tirante 51G- 8ø8mm Tirante 51J- 10ø8mm % % % % Variação Apos Processo Construtivo Variação no Processo Construtivo Queda Instantanea % 0.00% 10.00% Figura 74. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Seção 54 da Cortina. O comportamento dos tirantes dessa seção já tem sido apresentado por tirantes das seções anteriores, correspondendo para o tirante 54B as oscilações desde o dia de instalação e para os outros uma queda

134 134 instantânea acompanhada por uma queda em menor proporção gradativa ao longo do período de construção. Os tirantes dos níveis B, E e K desta seção estabilizaram sua carga em um valor de 300 kn e apresentaram perdas totais até de 30%, o tirante 54H apresentou uma perda de carga total de 35% o que corresponde a um valor de carga final de 210 kn igual à carga de incorporação para os tirantes de 250 kn de carga de trabalho. Os tempos de estabilização foram como observados anteriormente dispersos, variando entre 1 e 3 meses após da cravação. A Figura 75 apresenta a curva carga ao longo de tempo e a Figura 76 mostra os valores de perda de carga instantânea, ao longo do processo construtivo a pós de terminada a construção da cortina para os tirantes instrumentados nessa seção. Figura 75. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção 54.

135 % Tirante 54B- 8ø8mm Tirante 54E- 10ø8mm Tirante 54H- 8ø8mm Tirante 54K- 10ø8mm % % % % % Variação Apos Processo Construtivo Variação no Processo Construtivo Queda Instantanea % -5.00% 0.00% Figura 76. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Seção 57 da Cortina. Nessa seção se apresentou um novo tirante com uma queda acentuada durante o processo construtivo, portanto se decidiu fazer uma repotensão após da construção da cortina para verificar as cargas reais nesse nível da seção. O tirante em menção foi o 57D, que estabilizou em um valor de carga final após da repontensão de 300 kn. Nos tirantes instrumentados dessa seção não foi verificado perda de carga após do processo construtivo, as perdas registradas após da construção da cortina foram as correspondentes à reprotensão do tirante 57D. O tirante 57G apresentou um aumento de carga ao final do processo construtivo, mas durante todo o período de atividades de construção se reportou uma perda de aproximadamente o 3%. As cargas finais dos quatro tirantes instrumentados nessa seção foram menores que a carga de trabalho, ao único tirante que ficou com uma carga menor à carga de incorporação foi o tirante 57A, que correspondeu a 180 kn. A Figura 77 e a Figura 78 a seguir apresentam o comportamento dos tirantes dessa seção.

136 136 Figura 77. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção % Tirante 57A- 8ø8mm Tirante 57D- 8ø8mm Tirante 57G- 8ø8mm Tirante 57J- 10ø8mm % % % % % Variação Apos Processo Construtivo Variação no Processo Construtivo Queda Instantanea % % -5.00% 0.00% Figura 78. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Seção 60 da Cortina. Os tirantes dos níveis superiores que correspondem ao 60B e 60E de carga de trabalho de 30 toneladas apresentaram o mesmo comportamento, com uma perda de carga instantânea de 14% seguidos de uma perda adicional de 15 e 20% respectivamente, para finalmente ficar em um valor de carga de 300 kn.

137 137 O tirante 60H de carga de trabalho de 250 kn registrou uma perda inicial de aproximadamente 60 kn, seguido de uma perda durante o período construtivo de 10 kn até o dia de sua estabilização, antes de terminar a construção da cortina. Os três tirantes mencionados acima não apresentaram perdas de carga após da construção da cortina e seu tempo de estabilização for relativamente curto, indo desde uma semana até um mês após sua cravação. O tirante 60K, o único tirante que apresentou perdas de carga após da construção da cortina, demoro um tempo igual a um mês para estabilizar sua carga em um valor final de 240 kn. A Figura 79 e a Figura 80 a seguir apresentam as curvas de carga ao longo do tempo e o resumo das variações de carga para os quatro tirantes. Figura 79. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção 60.

138 % Tirante 60B- 8ø8mm Tirante 60E- 8ø8mm Tirante 60H- 8ø8mm Tirante 60K- 8ø8mm % % % Variação Apos Processo Construtivo % % % Variação no Processo Construtivo Queda Instantanea % % -5.00% 0.00% Figura 80. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Seção 66 da Cortina. Novamente nessa seção se apresentou um tirante com uma perda acentuada, o tirante em menção é o tirante 66C, que em um período de três dias após sua cravação registro uma perda de 100 kn e em os dias seguintes até o momento de sua reprotensão registro uma perda de 290 kn adicionais, chegando até um valor de 60 kn. Após da sua reprotensão o tirante apresentou uma perda instantânea de 60 kn e atingiu sua estabilização em uma carga final correspondente a 320 kn, menor que a carga de trabalho. Os outros dois tirantes apresentaram um comportamento já mencionado em outros tirantes, onde a maior perda se apresenta no instante após da protensão seguido de uma pequena parcela de perda de carga durante o período de construção, e atingindo sua estabilização antes da terminação final das atividades de construção. As perdas totais variaram entre o 20 e 30% da carga de cravação como pode ser observado na Figura 81 e na Figura 82 a seguir.

139 139 Figura 81. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção % Tirante 66C-8ø8mm Tirante 66F- 8ø8mm Tirante 66J- 8ø8mm % % % % Variação Apos Processo Construtivo Variação no Processo Construtivo Q ueda Instantanea % -5.00% 0.00% Figura 82. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção Seção 69 da Cortina. Finamente, a última seção instrumentada não apresentou novos comportamentos dos tirantes, sendo a característica representativa para os tirantes dos níveis inferiores a perda instantânea a maior parcela da perda total de carga. As perdas totais registradas nas leituras das células de carga para os tirantes dessa seção foram de 25% para o 69I e de 36% para o 69E e o 69E.

140 140 O tempo de estabilização dos dois tirantes dos níveis superiores vario de uma semana a um mês, sendo para o nível superior de perto de 6 meses. As cargas finais para os três tirantes foram menores de que 80% da carga de trabalho de projeto. A Figura 83 e a Figura 84 a seguir apresentam como foi costume o comportamento dos tirantes instrumentados dessa seção. Figura 83. Curva Carga contra Tempo dos Tirantes instrumentados da Seção % Tirante 69A- 8ø8mm Tirante 69E- 10ø8mm Tirante 69I- 10ø8mm % % % % % Variação Apos Processo Construtivo Variação no Processo Construtivo Queda Instantanea % -5.00% 0.00% Figura 84. Perdas e Ganhos de Carga dos Tirantes instrumentados da Seção 69.

141 141 Em geral para as dez seções instrumentadas, as maiores perdas de carga foram apresentadas nos níveis superiores, registrando uma carga final de aproximadamente de 80% da carga de trabalho, em quanto os níveis inferiores ficaram com carga final muito perto à carga de trabalho, portanto registraram menores perdas Comparação entre os valores de carga medidos e os teóricos encontrados na literatura. A seguir, é apresentada uma comparação entre as cargas finais medidas entre os tirantes e as cargas de projeto para garantir a estabilidade com um fator de segurança de 1,5, estimadas segundo dois dos métodos apresentados no capitulo 2. As seções escolhidas para o estudo comparativo foi a que apresentou o menor e o maior somatório de forças em todos os tirantes, o valor da força nos tirantes não instrumentados para as seções entre a 38 e a 66 foi estimado com interpolação linear com os valores entre os dois tirantes instrumentados adjacentes do mesmo nível um de cada lado do tirante, por exemplo, para o tirante 54C, se utilizaram os valores medidos nos tirantes 38C e 66C, e se realizou interpolação linear da carga com respeito a distancia horizontal. Os valores para os tirantes sem instrumentar das seções 34 e 69 foram obtidos a partir de extrapolação com os dois tirantes adjacentes e internos, por exemplo, para o tirante 34G se utilizaram os dados medidos nos tirantes 45G e 51G, e se realizou extrapolação linear com respeito à distancia entre eles. A Tabela 12 a seguir apresenta os valores de carga finais nos tirantes, sendo os números em negrito os correspondentes aos tirantes instrumentados.

142 142 Tabela 12. Forças finais nos tirantes e somatório em toneladas. SEÇÃO A 245,0 221,4 180,0 152,5 125,0 155,0 185,0 181,3 173,8 170,0 B 278,3 281,7 287,5 290,0 292,5 295,0 295,0 295,0 295,0 295,0 C 394,3 385,0 368,8 361,8 354,8 347,9 340,9 333,9 320,0 313,0 D 435,0 415,0 380,0 365,0 350,0 320,0 290,0 260,0 200,0 170,0 E 375,0 356,4 323,9 310,0 305,0 300,0 300,0 300,0 276,7 265,0 F 285,7 275,0 256,3 248,2 240,2 232,1 224,1 216,1 200,0 192,0 G 210,8 214,2 220,0 222,5 225,0 247,5 270,0 292,5 337,5 360,0 H 360,0 330,0 277,5 255,0 232,5 210,0 220,0 230,0 250,0 260,0 I 300,0 302,9 307,9 310,0 312,1 314,3 316,4 318,6 322,9 325,0 J 320,0 365,0 352,5 340,0 340,0 340,0 343,3 350,0 353,3 K 433,3 375,0 350,0 325,0 300,0 270,0 240,0 180,0 L 385,0 347,5 310,0 260,0 200,0 SOMATÓRIO 2884,2 3534,8 3341,8 3217,5 3102,1 3061,8 3051,4 3010,7 2905,8 2703,3 NÍVEL Como pode se observar na Tabela 12, a seção 57 foi a que se estima que tem a o menor somatório das cargas dos tirantes na parte de maior altura de cortina e a seção 45 corresponde ao maior somatório de forças nos tirantes para a mesma altura de cortina, essas secos são as que foram comparadas com os empuxos teóricos a seguir Verificação da Estabilidade pelo Método de Costa Nunes e Velloso (1963) Para a estimativa da força total da ancoragem por este método utilizaram-se os seguintes parâmetros de resistência do solo adotados e geometria da cortina: Altura da cortina = 18 m; Peso específico aparente do solo γ =18 kn/m³; Ângulo de resistência ao cisalhamento do solo = 20, conforme a Tabela 10 ; Inclinação da cortin = 90 ; Inclinação dos tirantes com a horizontal = 20 ; Fator de segurança requerido = 1,5; Sobrecarga devido ao uso = 20 kn por metro linear;

143 143 Com a geometria da cortina e o peso especifico do solo se tem um peso da cunha critica correspondente a 188 toneladas por metro linear. Substituindo os valores acima na Equação 2 se tem um valor de ancoragem por metro linear de 1660 kn. A separação de cada coluna de tirantes é de dois metros, portanto a força total nos tirantes para garantir um fator de segurança de 1,5 estimada por esse método é de 332 toneladas. Esse valor e similar ao valor obtido nas medições e interpolações das cargas nos tirantes da seção 45, o que representa que o método de Costa Nunes e Velloso é aplicável com grande exatidão ao caso em estudo. Em comparação com a seção em que se obtiveram os menores valores de força nos tirantes, correspondente a seção 57, pode se dizer que os empuxos reais nesta seção são menores que os de projeto em quase 10%, o que pode garantir um fator de segurança maior a 1,5 para essa seção Forças nos tirantes pelo diagrama de empuxo proposto por Terzaghi e Peck (1967) e pela FHWA (USA 1999). O comparativo feito neste item envolve as forças medidas nos tirantes e as forças estimadas seguindo os procedimentos descritos no Ground Anchors and Anchored Systems publicado pela FHWA. Para o cálculo das cargas de pressão de terra sobre a estrutura, se utilizou um diagrama de pressão de terras aparente. O uso de diagramas de pressão de terras se remonta aos trabalhos apresentados por Terzaghi e Peck na década de Os diagramas semi-empíricos foram desenvolvidos a partir das cargas pontuais medidas para escavações ancoradas internamente. Os diagramas originais de Terzaghi e Peck se têm modificado nos últimos anos, mas em geral são consistentes com a investigação original. Os procedimentos da FHWA recomendam um diagrama trapezoidal para areias com a forma dependendo da posição dos tirantes superior e inferior. A Figura 85 apresenta o diagrama resultante segundo o procedimento da FHWA para tirantes simples e

144 144 múltiplos tirantes assim como os diagramas recomendados por Terzaghi e Peck. K A ƔH Figura 85. Diagramas de pressão de terras propostos para areias. Como foi apresentado no capitulo 2 na Figura 10, a máxima carga total de pressão em solos arenosos obtida dos diagramas teóricos propostos por Terzaghi e Peck (1967), está definida por: =0, Equação 23 Onde: T l é a Carga total de pressão de terra (kn/m). K A é coeficiente lateral de empuxo ativo de terras de Rankine; q é a sobrecarga estimada; H é a altura da cortina. Os valores de carga de pressão total para solos granulares, tanto para estruturas onde se permite deformação ou para as estruturas onde não se permite, devem ser convertidas a um diagrama de pressão

145 145 aparente como se apresenta na Figura 86 como é recomendada pela FHWA dos Estados Unidos. Figura 86. Diagrama aparente para estruturas com múltiplos tirantes. A pressão de transformação que estabiliza o corte segundo o diagrama de pressão aparente para estruturas com múltiplos níveis de tirantes é: Equação 24 Onde: H1 = Profundidade do primeiro tirante (m). T H = Componente horizontal da força do tirante (kn/m). T L = Carga total de pressão de terra (kn/m). P = Carga de pressão que estabiliza o corte (kn/m 2 ). H n+1 = Profundidade inferior ao enésimo tirante (m). R B = Carga de reação na base (kn/m). As fórmulas utilizadas para o cálculo das componentes horizontais das forças nos tirantes pelos diagramas de pressão aparente incluindo a sobrecarga uniforme empregando o método de áreas tributarias são as seguintes:

146 146 Equação 25 Equação 26 Equação 27 Utilizando a Equação 23, estima se um valor de 2035,1 kn/m correspondente à carga total de pressão. Obteve se um valor de empuxo que estabiliza o corte definido pela Equação 24 de 119,7 kn/m 2. A carga no tirante do nível A, é calculado a partir da Equação 25, no qual corresponde a um valor 164,3 kn/m. As cargas nos tirantes dos níveis B até K foram calculadas pela Equação 26, e se obtive um valor de 194,3 kn/m. Finalmente o valor correspondente à carga do nível mais profundo (Nível L), foi estimado pela Equação 27, e se obteve um valor de 164,3 kn/m. Os valores anteriores devem ser multiplicados pelo espaçamento entre colunas de tirantes, para estimar a carga total em kn, em nosso caso dito espaçamento é de 2 metros. A Tabela 13 apresenta os valores calculados pelo método descrito acima para todos os níveis da cortina em sua parte central. Como pode se observar, em sua grande maioria os empuxos estimados são muito próximos que os empuxos medidos em campo nas seções instrumentadas.

147 147 Tabela 13. Valores de carga nos tirantes utilizando os diagramas de empuxo propostos pelo FHWA. Carga Nível (kn) A 328,7 B 388,6 C 388,6 D 388,6 E 388,6 F 388,6 G 388,6 H 388,6 I 388,6 J 388,6 K 388,6 L 328,7 A Figura 87 a seguir apresenta a envoltória da componente horizontal dos empuxos medidos em campo para a seção 57 correspondente à de menor somatória de forças desde o momento de sua incorporação até a estabilização das cargas nos tirantes, e os estimados pelos Diagramas de empuxo propostos pela FHWA e por Terzaghi e Peck (1967). Figura 87. Envoltória de Forças medidas em campo e estimadas pelos Diagramas de empuxo propostos para a seção 57 pela FHWA e por Terzaghi e Peck (1967).

148 148 Similarmente a Figura 88 a seguir apresenta a envoltória da componente horizontal dos empuxos medidos em campo para a seção 45 correspondente à de maior somatória de forças desde o momento da cravação até estabilizar as forças nos tirantes, e os estimados pelos Diagramas de empuxo propostos pela FHWA e por Terzaghi e Peck (1967). Figura 88. Envoltória de Forças medidas em campo e estimadas pelos Diagramas de empuxo propostos para a seção 45 pela FHWA e por Terzaghi e Peck (1967) Retroanálise dos parâmetros de resistência Estabelecendo a hipótese em que a somatória das forças nos tirantes é igual e contrária a resultante dos diagramas propostos por Terzaghi e Peck (1967), pode se obter o valor retro analisado de campo do ângulo de atrito do solo do local. O procedimento feito para as dez seções é o descrito a seguir: Igualando a somatória das forças medidas em campo para cada seção apresentados na Tabela 12 com o empuxo total definido pela Equação 23

149 149 pode-se obter a seguinte expressão para o coeficiente lateral de empuxo somando a pressão devido à sobrecarga devido ao uso: Equação 28 Equação 29 Os valores obtidos para o coeficiente de empuxo são apresentados na Figura 89, esses valores são menores ao valor do coeficiente de empuxo no repouso definido por Jaky (1944), para esse caso corresponde a um valor de 0,65; os valores retro analisados de campo na média 40% menores do teórico proposto por Jaky (1944), o que corresponde quase à condição limite ativa para umas poucas seções. Figura 89. Valores retro analisados do coeficiente de empuxo lateral. Estimando o valor do coeficiente de empuxo para todas as seções instrumentadas pode-se obter o valor retroanálisado para o parâmetro do ângulo de atrito, correspondente ao ângulo de atrito mobilizado, mediante a formulação para a geometria da estrutura estudada e definida pela Equação 30 desenvolvida da equação do coeficiente lateral de empuxo original de Rankine e apresentada a seguir.