SOLUÇÕES DE ESCAVAÇÃO E CONTENÇÃO PERIFÉRICA PARQUE DE ESTACIONAMENTO ALVES REDOL. Engenharia Civil FILIPA MARTINHO DE CARVALHO JÚRI

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1 SOLUÇÕES DE ESCAVAÇÃO E CONTENÇÃO PERIFÉRICA PARQUE DE ESTACIONAMENTO ALVES REDOL FILIPA MARTINHO DE CARVALHO Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil JÚRI PRESIDENTE PROFESSOR DOUTOR JAIME ALBERTO SANTOS ORIENTADOR PROFESSOR ALEXANDRE LUZ PINTO VOGAL PROFESSORA DOUTORA LAURA MARIA MELLO SARAIVA CALDEIRA MAIO DE 2013

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3 The limitations of the human mind are such that it cannot gasp the behaviour of its complex surroundings and creations in one operation. Thus the process of subdividing all systems into their individual components or elements, whose behaviour is readily understood, and then rebuilding the original system from such components to study its behaviour is a natural way in which the engineer, the scientist, or even the economist proceeds. O.C. Zienkiewicz (1977)

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5 RESUMO A crescente ocupação do espaço superficial nas zonas densamente urbanizadas levou à necessidade de aproveitar o espaço disponível ao nível do subsolo, muitas vezes, independentemente do cenário geológico existente. É então nestes casos que as obras de cariz geotécnico, como as escavações e contenções periféricas, assumem grande relevância. Inerentes às obras geotécnicas encontram-se vários fatores, como o conhecimento dos solos intervenientes na obra e as consequências causadas por estas intervenções nas edificações vizinhas já existentes. Pretende-se então a realização de algumas análises que contemplem estas questões, contribuindo assim para o conhecimento das estruturas flexíveis cujos fundamentos são essencialmente empíricos e o desempenho estrutural depende significativamente das condições geológicas e geotécnicas presentes. Nesta dissertação pretende-se estudar o comportamento de estruturas de contenção flexíveis, utilizando a obra do Parque de Estacionamento subterrâneo da Rua Alves Redol, em Lisboa, como caso de estudo. Nesta obra, a estrutura de contenção periférica executada consistiu num conjunto de cortinas de estacas moldadas, ancoradas em vários níveis, em todo o recinto. Uma vez que foi previsto e executado um plano de instrumentação e observação para esta obra, foi realizada uma análise dos deslocamentos considerando as várias fases do processo construtivo. De seguida procedeu-se à modelação numérica da solução executada através do programa de elementos finitos Plaxis 2D. Os resultados dos movimentos obtidos pela modelação numérica, quer do solo como da estrutura de contenção, foram comparados com os deslocamentos reais medidos pela instrumentação instalada. Esta análise comparativa permitiu então realizar uma retroanálise, cujo objetivo consistiu em aproximar ao máximo os deslocamentos máximos obtidos pela instrumentação, no solo e cortina, com os valores dos movimentos obtidos pela modelação, ambos na fase final de escavação. No entanto a análise paramétrica foi realizada apenas a alguns parâmetros geotécnicos do modelo. Por fim foram estudadas algumas soluções alternativas, umas mais sofisticadas com uma tecnologia construtiva mais arrojada, com o intuito de perceber se a solução de contenção executada foi a mais adequada. Ao estudo das soluções alternativas, de forma a comparar as suas viabilidades, foram também apresentadas, uma análise do comportamento da estrutura proposta à executada, uma análise económica e uma análise de danos nas construções vizinhas. Palavras chave Escavação; estruturas de suporte; cortina de estacas; instrumentação; modelação; retroanálise i

6 Resumo ii

7 ABSTRACT The growing use of the superficial space in densely urbanized areas led to the need to take advantage of the available space at the subsoil, often regardless of the existing geological scenario. Therefore, it is in these cases that the geotechnical interventions, as excavations works and retaining walls, assume great importance. There are some factors associated to geotechnical works, such as the knowledge of the intersected soils and the consequences caused by these interventions in existing neighboring conditions. The aim of this work is then to perform some analyzes that address these issues, thereby contributing to the understanding of flexible structures whose fundaments are essentially empirical and structural performance depends significantly on the geological and geotechnical scenario. This thesis aims to point out the behaviour of flexible retaining structures, using as the case study the work of the underground car parking in Alves Redol Street in Lisbon. In this work, the retaining wall consisted of a set of curtains bored piles anchored. Since it was preconized and executed a plan of instrumentation and observation for this work, an analysis of the displacement was made considering the various stages of the construction process. The next step in this dissertation was to proceed to the numerical modeling of the solution run through the finite element program Plaxis 2D. The deformations estimated through the numerical model were compared with the real ones measured by the instrumentation. This analysis allowed to perform a back analysis, which aim was to approximate the most the maximum deformations obtained by instrumentation with the values estimated through the model, both in the final phase of excavation. Lastly, some alternative solutions have been studied; with a technology construction more sophisticated with a bolder approach, in order to realize if the solution performed was possible to become optimized. Besides the study of the alternative solutions, were also presented an analysis of the behaviour of the proposed structure. In order to compare their viability an economic study was made, such as a risk analysis of the excavation in the neighbors buildings. Keywords Excavations; earth retaining structures; curtain bored piles; instrumentation; modeling; back analysis. iii

8 Abstract iv

9 AGRADECIMENTOS A realização deste trabalho não teria sido possível sem a colaboração e orientação de algumas pessoas que se mostraram sempre muito disponíveis, às quais dedico esta secção: Em primeiro lugar ao Professor Alexandre Pinto pela oportunidade que me proporcionou de trabalhar neste tema, pela orientação ao longo destes meses e também pela disponibilidade que demonstrou sempre que solicitei. Ao engenheiro Rui Bibi que me forneceu o material essencial para o desenvolvimento do estudo da solução realizada e também pelos esclarecimentos prestados. À Professora Laura Caldeira pelos esclarecimentos prestados que me permitiram grande avanço no trabalho e pela disponibilidade que sempre demonstrou. Ao engenheiro Orlando Lopes pela paciência e tempo que despendeu nos ensinamentos do programa PLAXIS e também pela disponibilidade para me esclarecer todas as dúvidas que lhe coloquei. Aos engenheiros Pedro Barros e Paulo Gaudêncio que permitiram que visitasse e frequentasse a obra nas várias fases e pelos esclarecimentos que me deram. Ao Sr. Manuel Antunes, encarregado da obra, que acompanhei diariamente que teve a paciência e dedicação em explicar-me todos os detalhes das fases de construção e escavação e pela preocupação constante com o meu trabalho. Aos meus estimados amigos pelo apoio e pela preocupação que demonstraram ao longo da realização deste trabalho, sempre com uma palavra de motivação e ânimo. Ao Flávio Rebelo pela dedicação e primor que dedicou às ilustrações que lhe solicitei, e à Juliana pois sem a sua intervenção nunca o teria conhecido. Ao João pela paciência e motivação que sempre me deu, pelo apoio demonstrado nas fases mais difíceis, pela sua presença em todas as alturas e por me incentivar sempre a progredir e a procurar novos caminhos para os problemas que surgiram. Por último, mas não menos importante, agradeço aos meus pais que sempre estiveram presentes na minha vida, por me proporcionarem todas as oportunidades, pela confiança demonstrada em mim e pelo apoio incondicional em todas as decisões do meu percurso académico. v

10 Agradecimentos vi

11 ÍNDICE GERAL 1 Introdução Enquadramento geral Objetivos da dissertação Estrutura da dissertação Fundamentos Teóricos Estruturas de Suporte Flexíveis Pressões de Terras... 5 Cortinas Ancoradas... 6 Funcionamento da Cortina... 7 Dimensionamento Estrutural Tecnologias de Construção de Paredes Flexíveis Parede de Berlim... 9 Cortinas de Estacas Moldadas...11 Painéis Solo-Cimento Caso de Estudo Parque de Estacionamento Alves Redol Elementos base da obra Condicionamentos Condições de vizinhança...22 Serviços enterrados...23 Cenário geológico Acompanhamento da Obra Solução executada Cortina de Estacas...25 Plano de Instrumentação e Monitorização Modelação Numérica Geometria do Modelo de Cálculo...38 Caraterização dos Materiais...40 Malha de elementos finitos e fase de cálculos...45 Resultados da modelação...47 Comparação entre os resultados da modelação e os resultados reais...53 vii

12 Índice Geral 3.6 Retroanálise Estudo Paramétrico Soluções alternativas Otimização da solução de cortina de estacas moldadas Cortina de estacas com as estacas espaçadas 1,5m...67 Cortina de estacas com 1 nível de ancoragens Parede moldada em solo-cimento armada com perfis metálicos Parede de CSM com três níveis de ancoragens...83 Parede de CSM com dois níveis de ancoragens Análise comparativa das soluções Análise comparativa entre soluções...95 Análise económica...97 Análise de risco de danos...99 Análise Geral Conclusões Considerações Finais Desenvolvimentos Futuros Bibliografia viii

13 Índice de Figuras ÍNDICE DE FIGURAS Figura Diagramas aparentes de Terzaghi e Peck para solos arenosos e argilosos moles e rijos (Guerra N. M., Pressões de Terras: os diagramas aparentes, 2008) Figura 2.2-Representação esquemática da evolução de um estado de tensão num elemento de solo suportado por uma cortina ancorada (Guerra N. M., Estruturas de Contenção Flexíveis- Cortinas Multi-Ancoradas, 2007) Figura 2.3- Ilustração de um pormenor de uma parede de Berlim, com os perfis metálicos e as pranchas de madeira (Mascarenhas, 2006) Figura 2.4- Ilustração do processo construtivo de uma parede tipo Berlim (Mascarenhas, 2006) Figura 2.5- Ilustração do processo construtivo de uma ancoragem numa parede tipo Berlim (Mascarenhas, 2006) Figura 2.6- Ilustração da geometria em planta das tipologias de cortinas de estacas moldadas (Mascarenhas, 2006) Figura 2.7- Estaca com ancoragem própria (Mascarenhas, 2006) Figura 2.8- Cortina de estacas com ancoragens na viga de distribuição (Mascarenhas, 2006) Figura 2.9- Pormenor do trado oco por onde ocorre a betonagem (Mascarenhas, 2006) Figura Ilustração do processo construtivo de uma estaca moldada (Mascarenhas, 2006) Figura Geometrias possíveis de realizar com a tecnologia do DSM (Deep Soil Mixing) Figura Tipos de ferramentas de corte do equipamento de CSM (Bauer Equipment, s.d.)...16 Figura Processo construtivo de um painel em solo-cimento (Bauer Equipment, s.d.) Figura Sequência construtiva dos painéis e suas dimensões Figura 3.1- Fotografia aérea da área de implantação do parque de estacionamento da rua Alves Redol (Google)...21 Figura 3.2- Representação em planta da área de implantação bem como da solução de contenção para a realização da obra, e a designação dos cortes nas diferentes secções (Rodio, Projecto de Contenção, 2011) Figura 3.3- Fotografia aérea onde se podem observar os edifícios vizinhos (Google)...23 Figura Localização das sondagens S1 e S2 (Henrique, 2012) Figura 3.5- Corte C1 ilustrando a solução construtiva que utiliza a cortina de estacas e a parede de Berlim (Rodio, 2011) Figura 3.6 Corte esquemático em planta da cortina de estacas, medidas em metros (Rodio, 2011) Figura 3.7- Ilustração tridimensional da geometria e dos constituintes da estrutura de contenção (Rodio, 2012) Figura 3.8- Taludes de secção 4 protegidos com tela de PEAD (fotografia tirada a 24/01/2012) Figura 3.9- Vista da cortina, secção 2, onde se encontram vários elementos construtivos (fotografia tirada a 24/01/2012) Figura Plano de Instrumentação da estrutura de contenção periférica (Rodio, Projecto de Contenção, 2011) ix

14 Índice de Figuras Figura Esquema de monitorização adotado como frequência de leituras e critérios de alerta e alarme (Rodio, 2011) Figura Gráficos dos deslocamentos horizontais acumulados no Inclinómetro 1 (Rodio, 2012) Figura Evolução do deslocamento horizontal em alguns dos alvos topográficos instalados, de dezembro de 2011 a Março de 2012 (Topografia, 2012) Figura Evolução do deslocamento vertical em alguns dos alvos topográficos instalados, de dezembro de 2011 a Março de 2012 (Topografia, 2012) Figura Evolução da carga nas ancoragens instrumentadas ao longo do processo construtivo...37 Figura Ilustração da modelação numérica no programa Plaxis 2D Figura Configuração da fase de geração das tensões iniciais do modelo Figura Configuração deformada da malha de elementos finitos no final da escavação (ampliada 100 vezes) Figura Deslocamentos horizontais no final da escavação (deslocamento máximo 28,98 mm) Figura Deslocamentos verticais no final da escavação (deslocamento máximo 18,56 mm) Figura Deslocamentos da cortina na fase final da escavação: a) deslocamento total b) deslocamento horizontal e c) deslocamento vertical Figura Gráfico do deslocamento horizontal da contenção ao longo das várias fases construtivas Figura Evolução do esforço axial na cortina de estacas em profundidade Figura Momentos Fletores na cortina nas várias fases construtivas Figura 3.25-Comparação da evolução dos deslocamentos, durante o processo construtivo, entre dos resultados da modelação e os resultados obtidos pela instrumentação Figura Ilustração da plastificação do solo na modelação numérica inicial Figura Imagem das traseiras do IST em construção em 1934 (José Leite) Figura Comparação da evolução dos deslocamentos horizontais em profundidade entre a instrumentação a modelação inicial e a) otimização da camada de aterros, b) otimização da camada de argilas, c) otimização da camada de areias Figura Evolução dos deslocamentos horizontais na cortina considerando a sobreposição de efeitos das análises paramétricas a) Otimização Aterros Argilas e Areias, b) Aterros e Argilas Figura 4.1- Ilustração da planta da cortina de contenção, com o novo afastamento entre estacas (medidas em metros) Figura 4.2- Configuração da malha de elementos finitos deformada no final do processo construtivo (deformada ampliada 200x) Figura 4.3- Deslocamentos horizontais no solo (deslocamento máximo 18,13 mm)...70 Figura 4.4- Deslocamentos verticais no solo (deslocamento máximo 10,61 mm)...70 Figura 4.5- Deslocamentos da cortina na fase final da escavação a) deslocamento total, b) deslocamento horizontal e c) deslocamento vertical Figura 4.6- Diagramas de esforços na cortina após a fase final de escavação a) momento fletor b)esforço axial e c)esforço transverso...71 Figura 4.7- Nova geometria, em perfil, da solução construtiva proposta x

15 Índice de Figuras Figura 4.8- Configuração deformada da malha de elementos finitos, após o fim da escavação (malha ampliada 100x) Figura 4.9- Deslocamentos horizontais no solo (deslocamento máximo 25,89 mm) Figura Deslocamentos verticais no solo (deslocamento máximo 14,40 mm) Figura Deslocamentos da cortina na fase final da escavação a) deslocamento total b) deslocamento horizontal c) deslocamentos vertical Figura Diagramas de esforços na cortina após a fase final de escavação a) momento fletor b) esforço axial c) esforço transverso...79 Figura Planta ilustrativa de uma secção da parede de CSM proposta reforçada com perfis metálicos (medidas em metros)...83 Figura Ilustração da geometria da solução construtiva em CSM no programa de cálculo automático Plaxis 2D e pormenor da parede Figura Configuração deformada da malha de elementos finitos no final da escavação (deformada aumentada 500x) Figura Deslocamentos horizontais no solo (deslocamento máximo 6,74 mm) Figura Deslocamentos verticais no solo (deslocamento máximo 5,96 mm)...87 Figura Deslocamentos na parede no final da escavação a) deslocamento total b) deslocamento horizontal e c) deslocamento vertical Figura Diagrama de momentos na parede de CSM no final da escavação a) diagrama de momento fletor b) diagrama de esforço axial e c) diagrama de esforço transverso Figura Ilustração da nova geometria da parede de CSM, com dois níveis de ancoragens Figura Malha de elementos finitos deformada após o final da escavação (deformada ampliada 200 x) Figura Deslocamentos horizontais no solo (deslocamento máximo=16,18 mm) Figura Deslocamentos verticais no solo (deslocamento máximo=7,95 mm) Figura Deslocamentos na parede de no final da escavação a) deslocamento total, b) deslocamento horizontal e c) deslocamento vertical Figura Diagrama de momentos na parede de CSM no final da escavação a) diagrama de momento fletor b) diagrama de esforço axial e c) diagrama de esforço transverso Figura Comparação dos deslocamentos horizontais entre a solução inicial, a retroanálise e as soluções alternativas referentes à otimização da cortina de estacas Figura Comparação dos deslocamentos horizontais entre a solução inicial, a retroanálise e as soluções alternativas referentes à parede de CSM Figura Relação entre o nível de danos com a distorção angular e a deformação horizontal (Oliveira, 2012) Figura Representação das soluções alternativas através dos pontos coloridos xi

16 Índice de Figuras xii

17 ÍNDICE DE QUADROS Quadro 2.1 Análise comparativa entre as soluções construtivas em cortina de estacas e paredes de solocimento (Contente, 2012) Quadro 3.1- Deformações horizontais e verticais máximas nos cortes das diferentes secções (Engiarte e Rodio, 2011) Quadro 3.2- Carga de blocagem nas ancoragens instrumentadas Quadro 3.3- Parâmetros do modelo constitutivo Hardening Soil (Plaxis Manual, s.d.) Quadro 3.4- Caraterização do solo e interface...42 Quadro 3.5-Geometria das ancoragens da parede de Berlim Quadro 3.6- Geometria das ancoragens da cortina de estacas Quadro 3.7- Caraterização dos elementos das ancoragens Quadro Faseamento construtivo do corte de referência C1 adotado na modelação Quadro 3.9- Deslocamentos horizontais medidos no topo da cortina durante o processo construtivo...54 Quadro Comparação da carga nas ancoragens prevista pela modelação face à medida nas células de carga durante o processo construtivo Quadro Deslocamento máximo horizontal medido pelo Inclinómetro I1 e estimado no Plaxis no final da escavação Quadro Deslocamento do alvo no topo da cortina topográfico A30 e estimado no Plaxis no final da escavação Quadro Caraterização do terreno considerada inicialmente Quadro Caraterização do terreno - Otimização da camada de Aterros Quadro Deslocamento máximo horizontal medido pelo Inclinómetro I1 e estimado no Plaxis no final da escavação Quadro Deslocamento horizontal no topo da cortina do alvo topográfico A30 e estimado no Plaxis no final da escavação Quadro Caraterização do terreno - Otimização da camada de Argilas muito duras a rijas Quadro Deslocamento máximo horizontal medido pelo Inclinómetro I1 e estimado no Plaxis no final da escavação Quadro Deslocamento horizontal no topo da cortina do alvo topográfico A30 e estimado no Plaxis no final da escavação Quadro Caraterização do terreno - Otimização da camada de Areias argilosas compactas a muito compactas Quadro Deslocamento máximo horizontal medido pelo Inclinómetro I1 e estimados no Plaxis no final da escavação Quadro Deslocamento horizontal no topo da cortina do alvo topográfico A30 e estimados no Plaxis no final da escavação Quadro Caraterização do terreno - Otimização das camadas de Aterros, Argilas muito duras a rijas e areias argilosas compactas a muito compactas xiii

18 Índice de Quadros Quadro Deslocamento máximo horizontal medido pelo Inclinómetro I1 e estimados no Plaxis no final da escavação Quadro Deslocamento horizontal no topo da cortina do alvo topográfico A30 e estimados no Plaxis no final da escavação Quadro Caraterização do terreno - Otimização das camadas de Aterros, Argilas muito duras a rijas e areias argilosas compactas a muito compactas Quadro Deslocamentos máximos horizontais medidos e estimados no solo Quadro Deslocamentos horizontais medidos e estimados no topo da cortina no final da escavação.65 Quadro 4.1- Caraterização do terreno Quadro Caraterização dos elementos que constituem as ancoragens Quadro 4.3-Valores de cálculo dos esforços na cortina de estacas Quadro 4.4-Caraterização dos elementos constituintes das ancoragens Quadro 4.5- Faseamento construtivo do corte C1 alterado Quadro 4.6- Valores de cálculo dos esforços obtidos na cortina de estacas...80 Quadro 4.7- Caraterização dos painéis de CSM Quadro 4.8- Caraterização da geometria das ancoragens da parede de CSM Quadro 4.9- Caraterização dos elementos constituintes das ancoragens Quadro Faseamento construtivo do corte da secção C Quadro Valores de cálculo dos esforços na parede de CSM Quadro Caraterização da geometria das ancoragens da parede de CSM Quadro Caraterização dos elementos constituintes das ancoragens Quadro Faseamento da simulação da construção do corte da secção C Quadro Valores de cálculo dos esforços na parede de CSM Quadro Descrição das soluções alternativas que serão estudadas economicamente...97 Quadro Quantidades e custos estimados para a solução executada Quadro Quantidades e custos estimados para a primeira solução alternativa Quadro Quantidades e custos estimados para a segunda solução alternativa Quadro Quantidades e custos estimados para a terceira solução alternativa Quadro Quantidades e custos estimados para quarta solução alternativa...99 Quadro Classificação de danos visíveis, adaptado de (Oliveira, 2012) Quadro Determinação da deformação lateral e distorção angular, provocadas pela escavação de cada uma das soluções alternativas Quadro Elementos comparativos entre soluções alternativas xiv

19 SIMBOLOGIA E NOTAÇÕES SIGLAS CSM - Cutter Soil Mixing DDM - Dry Deep Mixing DSM - Deep Soil Mixing IST - Instituto Superior Técnico PEAD Polietileno de alta densidade WDM - Wet Deep Mixing EA - Rigidez axial EI - Rigidez de flexão f cd - Resistência de cálculo do betão à compressão f ck - Resistência característica do betão à compressão f yd - Resistência de cálculo do aço f yk - Resistência característica do aço H - Altura de escavação ALFABETO LATINO A - Área dos cordões de ancoragem A c - Área da secção de betão A s,tot - Área total de armadura longitudinal A sw - Área de armadura transversal distribuída A v - Área do painel de CSM que contribui para a resistência ao corte b - Largura da alma do elemento de betão armado b e - Altura útil da secção retangular equivalente b w - Largura da alma do elemento de betão armado c - Coesão efetiva C u - Resistência não drenada d e - Largura da secção retangular equivalente E - Módulo de deformabilidade - Módulo de deformabilidade secante em estado triaxial - Módulo de deformabilidade edométrico - Módulo de deformabilidade na descarga/carga K 0 - Coeficiente de impulso em repouso L livre - Comprimento livre da ancoragem m - Expoente relação de dependência da rigidez em relação ao nível de tensão (modelo constitutivo de Hardening Soil) M Ed - Valor de cálculo do momento fletor atuante M Rd - Valor de cálculo da resistência máxima do elemento estrutural M sd Valor de dimensionamento do momento fletor N max - Esforço axial máximo N sd Valor de dimensionamento do esforço axial p ref - Tensão de referência P útil - Pré-Esforço útil P 0- Carga de blocagem R f - Coeficiente de rotura r - Raio da estaca s - Espaçamento entre a armadura transversal U x - Deslocamento horizontal (positivo no sentido do interior da escavação) V Ed - Valor de cálculo do esforço transverso atuante do elemento estrutural xv

20 Simbologia e Notações V Rd - Valor de cálculo do esforço transverso resistente do elemento estrutural V sd Valor de dimensionamento do esforço transverso W pl - Módulo de flexão plástico w peso do elemento parede por metro de desenvolvimento z - Braço interior da força do elemento de betão i - Coeficiente parcial de segurança na situação - Deslocamento horizontal genérico - Deslocamento vertical - Ângulo entre as bielas inclinadas - Momento fletor reduzido ALFABETO GREGO - Peso volúmico - Esforço normal reduzido - Diâmetro das estacas ϕ - Ângulo de resistência ao corte do solo - Percentagem mecânica de armadura longitudinal xvi

21 1 INTRODUÇÃO 1.1 ENQUADRAMENTO GERAL A problemática da escassez de espaço nos grandes centros urbanos apresenta-se como consequência da grande urbanização, que devido à ocupação com espaços para habitação, serviços e comércio faz com que o espaço disponível à superfície não satisfaça a procura que é exigida pela sociedade atual. Esta procura é essencialmente por estacionamento automóvel e deve-se ao excesso de viaturas nos grandes centros urbanos, onde os parques superficiais disponíveis não são suficientes, situação à qual a cidade de Lisboa não é exceção. Apesar de ao longo dos anos se terem vindo a construir parques de estacionamento subterrâneos pelas várias zonas da cidade, a procura por este serviço ainda existe. A implementação destas estruturas é fortemente condicionada pela área disponível para a sua construção, pelas condições geológicas e geotécnicas e pelo seu número de pisos enterrados. Como referido, a limitação do espaço para a construção de estruturas subterrâneas implica a preconização de soluções de contenção que permitam a escavação vertical do recinto, ocupando assim a menor área possível. Surgem então as estruturas de suporte de terras flexíveis que permitem a execução dos trabalhos de escavação com segurança e eficácia. Existem diversos tipos de estruturas de contenção flexíveis como é o caso das cortinas de estacas moldadas, cortinas de estacas-prancha, paredes de Berlim provisórias ou definitivas, paredes moldadas, etc. A aplicação destas soluções depende da geologia do local onde se vai intervir, do estado do nível freático e também das condições de vizinhança. Ainda no âmbito da contenção de solos, além das cortinas flexíveis, certos cenários geológicos necessitam de uma intervenção antes da implementação da estrutura de suporte. Surgem assim os tratamentos de solo como é o caso do Deep Soil Mixing e do Jet Grouting que consistem numa mistura do solo com um ligante, usualmente cimento, que apresenta caraterísticas geomecânicas melhoradas. As estruturas de suporte flexíveis são extremamente interessantes do ponto de vista geotécnico, devido ao seu comportamento em serviço, e quando aliadas a técnicas de tratamento de solos promovem soluções de contenção originais e desafiantes para os intervenientes na sua realização. Esta dissertação surge com base no estudo da obra para a escavação e contenção periférica do Parque de Estacionamento Alves Redol, que se situa no centro de Lisboa, numa zona densamente urbanizada. Este tipo de construções tem associados vários condicionamentos, dos quais o que mais se destaca é garantir a segurança e integridade das condições de vizinhança. Tratando-se Lisboa de uma cidade com edificações de diferentes décadas, torna-se um desafio conhecer as caraterísticas e o funcionamento das estruturas vizinhas da área de intervenção, que poderão ser eventualmente suscetíveis a movimentações de solo nas suas proximidades. Foi feito o acompanhamento desta obra durante os trabalhos de escavação e execução da estrutura de contenção que contribuiu significativamente para a realização deste trabalho. 1

22 Capítulo 1 - Introdução 1.2 OBJETIVOS DA DISSERTAÇÃO Esta dissertação foi elaborada com vários objetivos e em primeiro lugar tornou-se importante conhecer e perceber o comportamento das estruturas de suporte flexíveis, que no âmbito desta dissertação é uma cortina de estacas, e a sua influência nas construções vizinhas. De seguida, procedeu-se à análise e calibração de um modelo para a estrutura de contenção, num programa de cálculo automático que correspondesse condignamente ao desempenho real da solução estudada. Este modelo calibrado permitiu que se procedesse a um estudo paramétrico da caraterização dos solos de contenção, otimizando o seu desempenho, com o intuito de aproximar o mais fidedignamente os resultados do programa com os resultados da instrumentação. O outro grande objetivo deste trabalho foi o estudo de soluções alternativas àquela que foi executada como estrutura de contenção, que fossem mais vantajosas de realizar considerando vários aspetos. Para tal considerou-se a solução inicial com algumas alterações bem como outro tipo de estrutura de suporte flexível com uma tecnologia de construção mais sofisticada. Por fim, mas não menos importante, refere-se o acompanhamento de uma obra geotécnica que face ao panorama económico atual, foi um privilégio contatar com a realidade de uma obra, das dificuldades e dos contratempos que podem surgir aquando do seu desenvolvimento. 1.3 ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO A estrutura desta dissertação está dividida em cinco capítulos e a bibliografia. O primeiro capítulo apresenta-se a estrutura do trabalho, o âmbito no qual este estudo se insere e os objetivos que consistem nas motivações que levaram ao seu desenvolvimento. No segundo capítulo constam os fundamentos teóricos essenciais para o enquadramento e compreensão do estudo das estruturas de suporte flexíveis, em específico das estruturas ancoradas. Contém ainda uma breve descrição das principais tecnologias construtivas utilizadas, tanto na obra acompanhada, como as que se encontram inerentes às soluções alternativas. O terceiro capítulo refere os elementos base da obra, os aspetos que condicionaram o seu projeto, a descrição em pormenor da solução adotada bem como do seu plano de instrumentação e observação. Ainda neste capítulo é realizada a calibração do modelo da estrutura de contenção, no programa de cálculo numérico utilizando a teoria dos elementos finitos, o Plaxis 2D. Após a análise da modelação consta uma retroanálise para a caraterização dos solos intervenientes na contenção. No quarto capítulo encontram-se as soluções alternativas propostas, a sua descrição, modelação, dimensionamento e verificações de segurança. A primeira parte deste capítulo vem no seguimento da 2

23 Capítulo 1 - Introdução retroanálise acima referida e a segunda parte deste trata a análise comparativa, económica e de risco entre soluções. O capítulo cinco diz respeito às conclusões de uma forma geral em relação aos objetivos propostos e ao estudo realizado. Este capítulo comtempla também os desenvolvimentos futuros propostos, para a continuação de estudos relacionados com a obra do parque de estacionamento Alves Redol ou outras do mesmo tipo. No final encontram-se organizadas as fontes bibliográficas consultadas, que foram de extrema importância para a realização deste trabalho e que serviram de apoio à elaboração de cada um dos capítulos desta dissertação. 3

24 Capítulo 1 - Introdução 4

25 2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS 2.1 ESTRUTURAS DE SUPORTE FLEXÍVEIS Segundo Peck (1972), estruturas de suporte flexíveis são todas as estruturas de suporte cujas deformações, induzidas pelas pressões do solo, produzem um efeito significativo na distribuição dessas pressões, bem como na grandeza dos impulsos, momentos fletores e esforços cortantes para que são dimensionadas. As estruturas de suporte são frequentemente designadas por cortina ou parede como serão descritas mais adiante neste trabalho. Existem vários tipos de estruturas de suporte flexíveis, que diferem pelos seus componentes, pelos materiais constituintes e processo construtivo (Matos Fernandes, 1983). As estruturas de suporte flexíveis podem ser cortinas escoradas ou ancoradas consoante se recorrem a escoras ou ancoragens, respetivamente, como condição de apoio. Ainda em relação aos seus componentes, as estruturas de suporte flexíveis podem ter um ou vários níveis de apoios, dependendo da geometria adotada. É importante ainda referir a grande vantagem das cortinas ancoradas relativamente às escoradas em virtude de criarem um espaço livre no interior da escavação que permite que todos os trabalhos de construção se realizem com maior facilidade e celeridade Relativamente aos materiais utilizados na construção destas estruturas, são várias as opções, passando frequentemente pelo betão armado, como é o caso das paredes moldadas e das cortinas de estacas, ou recorrendo a estruturas metálicas, como é o caso das cortinas de estacas-prancha, ou ainda a metodologias mais modernas como por exemplo o recurso à calda de cimento para a execução de painéis de Cutter Soil Mixing ou colunas de JetGrouting. O desempenho deste tipo de estruturas de contenção tem sido muito positivo, pois têm-se mostrado bastante competentes no suporte e contenção de escavações profundas, principalmente em meio urbano, sem causar danos nos edifícios e estruturas próximos. Não é só por este motivo que esta solução de suporte se torna economicamente competitiva mas também devido ao facto de permitir a sua incorporação na estrutura definitiva, na qual passa a desempenhar funções de fundação, impermeabilização e revestimento frequentemente sem necessidade de posterior acabamento (Matos Fernandes, 1983) PRESSÕES DE TERRAS No caso das estruturas de suporte flexíveis não é possível a utilização de uma teoria para o cálculo de impulsos como acontece no caso das estruturas de suporte rígidas. Foram vários os trabalhos de Terzaghi que permitiram chegar a esta conclusão, uma vez que seria necessário considerar fatores como as deformações permitidas pelo sistema de suporte, da sua localização e da rigidez da cortina de contenção 5

26 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos (Guerra, 2008). Trata-se de um problema da interação solo-estrutura, uma vez que a pressão no contato entre o solo e a estrutura não pode ser explicada por nenhuma teoria de impulsos, mas é antes o resultado do processo de interação. A esta dificuldade também se acresce o facto de na determinação dos impulsos de terras para o estado limite último e para o estado limite de serviço (Matos Fernandes, 1983). Assim por forma a contornar este problema, Terzaghi e Peck realizaram várias medições de esforços em estruturas de contenção escoradas e daí, através das forças medidas nas escoras, resultaram os diagramas de pressões aparentes, que permitem determinar apenas a força nas escoras e não o impulso na parede. Os diagramas de pressões aparentes e a sua grandeza podem variar significativamente na mesma escavação devido a fatores inerentes ao processo construtivo da cortina. Assim Terzaghi e Peck das observações e medições realizadas resumiram os diagramas envolventes que se podem observar na Figura 2.1. Através destes diagramas pode chegar-se a uma estimativa da carga nas escoras, valores estes que serão posteriormente multiplicados por fatores da ordem de 1,2 e 2,0 para o caso de solos arenoso e argilosos, respetivamente (Guerra, 2008). FIGURA DIAGRAMAS APARENTES DE TERZAGHI E PECK PARA SOLOS ARENOSOS E ARGILOSOS MOLES E RIJOS (GUERRA, 2008). De seguida tratar-se-á essencialmente o comportamento e o dimensionamento das cortinas ancoradas, uma vez que o seu conhecimento é fulcral para a compreensão e análise de resultados que, será feita nos capítulos 3 e CORTINAS ANCORADAS No caso das cortinas ancoradas o problema da determinação das pressões que se desenvolvem a tardoz da estrutura não se coloca, pois a questão está em quais são os valores para os quais se dimensiona a carga de pré-esforço a aplicar nas ancoragens. Não se trata propriamente de rever o esforço máximo a que vão estar submetidas as ancoragens, trata-se antes de adotar o pré-esforço a impor em cada uma delas de modo a que o comportamento do sistema, enquanto estrutura de suporte flexível multiancorada, seja o desejado. Este comportamento é aferido através dos deslocamentos que a estrutura de contenção flexível apresenta ao longo das sucessivas fases de escavação, bem como no final. 6

27 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos FUNCIONAMENTO DA CORTINA O funcionamento das cortinas ancoradas não se prende pela rigidez, como é o caso das cortinas escoradas onde os elementos de escoramento tem uma rigidez muito elevada e consequentemente controlam as deformações na cortina. Nas cortinas ancoradas os elementos de apoio, como o próprio nome indica, são as ancoragens, cuja rigidez (sem considerar a carga de pré-esforço aplicada) é significativamente inferior à rigidez de uma escora. Assim, os deslocamentos de uma cortina ancorada não dependem essencialmente da rigidez dos seus elementos de apoio, mas também da alteração do estado de tensão no solo e da rigidez da cortina. Outra questão a ser analisada no que diz respeito ao funcionamento deste tipo de cortinas, trata do efeito causado pela carga de pré-esforço aplicada às ancoragens. Quando se dá o tensionamento de uma ancoragem dá-se um efeito de deslocamento imposto contrário ao deslocamento provocado pela retirada do solo, nas fases de escavação. Consultando o estudo feito por Guerra (2007), pode constatar-se que os deslocamentos obtidos na cortina e no solo, para um primeiro caso de estudo, onde não foram considerados os deslocamentos nas fases correspondentes ao pré-esforço, face ao segundo caso de estudo, onde estes deslocamentos foram considerados, mostram resultados muito semelhantes. Esta análise permite concluir que não é a imposição de deslocamentos das fases de pré-esforço que justifica a utilização de ancoragens (Guerra, 2007). Segundo o mesmo autor, apesar da rigidez e dos deslocamentos impostos pelas ancoragens contribuirem para o bom funcionamento da cortina, estas trabalham essencialmente pela alteração do estado de tensão que causam no solo suportado. O gráfico da Figura 2.2 representa a evolução de um estado de tensão num elemento de solo suportado por uma cortina ancorada, onde nos eixos coordenados figuram a tensão deviatórica nas ordenadas e os deslocamentos nas abcissas. Observando o gráfico, consideram-se três fases. A primeira fase, designada por 1, corresponde à primeira etapa de escavação, que se trata da retirada de solo mais crítica. A segunda fase, designada por 2, corresponde à realização da ativação da ancoragem, ou seja da aplicação da carga de pré-esforço. Por fim a terceira fase, designada por 3, que se trata da escavação após a aplicação do pré-esforço. FIGURA 2.2-REPRESENTAÇÃO ESQUEMÁTICA DA EVOLUÇÃO DE UM ESTADO DE TENSÃO NUM ELEMENTO DE SOLO SUPORTADO POR UMA CORTINA ANCORADA (GUERRA, 2007). 7

28 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos Considerou-se então que devido à escavação (fase 1), a tensão vertical, σ 1, não se altera e que a tensão σ 3 sofre um decréscimo. As tensões σ 1 e σ 3 são principais e admite-se que se mantém principais durante a escavação e o pré-esforço. Verifica-se que devido à escavação se deu um incremento de tensão deviatórica e consequentemente a evolução do estado tensão-deformação. Realizando-se o pré-esforço (fase 2), considerou-se também que apenas a tensão horizontal sofre alteração, o que tem como consequência um decréscimo da tensão deviatórica. A execução de nova escavação causa no mesmo ponto um acréscimo de tensão deviatórica (fase 3), o que resulta em nova evolução na curva de tensão-deformação da Figura 2.2. A deformação δ 3, presente na Figura 2.2, é o resultado da sequência das três fases, escavação, pré-esforço e escavação. Analisando agora a mesma figura mas sem considerar a fase correspondente ao pré-esforço, conclui-se que a segunda fase de escavação causaria o mesmo incremento de tensão, mas o ponto da curva tensãodeformação seria o ponto 1, e consequentemente a deformação final seria δ 3A em vez de δ 3, ou seja, significativamente superior e mais próximo da rotura. Uma cortina ancorada, de acordo com a análise acima observada, trabalha sobretudo pela alteração de tensão causada pelas ancoragens, como preparação das fases seguintes DIMENSIONAMENTO ESTRUTURAL O dimensionamento das cortinas ancoradas é bastante complexo, como já foi referido anteriormente, por se tratar de um problema de interação solo-estrutura e não existirem teorias de cálculo direto suficientemente refinadas para a determinação dos esforços provocados, pelas tensões do solo na cortina. Assim o recurso ao método dos elementos finitos, bem como a outros métodos que permitam considerar o comportamento tensão-deformação do terreno, apresenta várias vantagens, como por exemplo a possibilidade de previsão de deslocamentos e a possibilidade de realizar análises de sensibilidade a um custo relativamente reduzido (Guerra, 2007). Através de um programa de elementos finitos podem obterse os diagramas de momentos fletores, esforço normal e transverso, instalados na cortina para as diversas fases construtivas e assim proceder-se ao dimensionamento estrutural. Segundo vários autores, Matos Fernandes (1983) e Raposo (2007), nos últimos anos têm sido inúmeras as aplicações deste método aos problemas que envolvem a geotecnia, muito em particular aos casos de estruturas de suporte de escavações. A aplicabilidade deste método é de facto surpreendente, já que, para além de apresentar uma sólida fundamentação teórica e um apreciável nível de sofisticação, se tem revelado muito versátil possibilitando: - a consideração das condições naturais do terreno em estudo, nomeadamente da sua estratigrafia e posição do nível freático, mas também da geometria da escavação, tudo isto com grande refinamento; - a determinação das pressões de terras e dos esforços instalados na estrutura e nas ancoragens ao longo da construção, bem como dos deslocamentos que surgem devido à construção da estrutura de contenção e escavação simuladas; 8

29 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos - a simulação do faseamento construtivo, e consequentemente o estudo não só da fase final mas todas as etapas intermédias; - a consideração da rigidez e condições de apoio da cortina, da carga de pré-esforço, a inclinação e comprimento das ancoragens, utilizando diversas leis constitutivas para simular o comportamento destes materiais envolvidos que são essencialmente variáveis com o tempo e com o estado de tensão; - a consideração da interação solo-estrutura, que nas estruturas de suporte flexíveis é tão complexa de determinar. Este programa de cálculo automático permite ainda o estudo de várias soluções para o mesmo caso, combinando diferentes caraterísticas estruturais da estrutura de suporte e ainda variando o comportamento dos materiais envolvidos, quando a sua caraterização não é rigorosa. É então possível escolher e analisar as caraterísticas da estrutura, bem como as fases e métodos construtivos que melhor se adequam à ordem de grandeza dos deslocamentos pretendidos. Uma vez que é possível alterar a caraterização dos materiais intervenientes, a utilização deste programa de cálculo, permite assim a manipulação dos parâmetros mais sensíveis ao comportamento da estrutura, para que se obtenham soluções de contenção economicamente mais competitivas. O programa de cálculo automático utilizado na realização deste trabalho foi o Plaxis 2D, versão 8.2, por se tratar de um software comercial, desenvolvido para a análise e determinação do estado de tensão em solos. No capítulo 3 será descrito com maior pormenor o modelo constitutivo adotado na modelação, e justificação da escolha, bem como todos os parâmetros considerados na modelação do desenvolvimento da escavação. 2.2 TECNOLOGIAS DE CONSTRUÇÃO DE PAREDES FLEXÍVEIS PAREDE DE BERLIM Os muros ou paredes de Berlim são estruturas de contenção de terras e são constituídas por perfis metálicos, geralmente de série HE, cujo espaçamento é definido em função da altura e entre os quais se colocam pranchas de madeiras ou se executam painéis de betão armado (Patrício e Teixeira, 2006). Este tipo de contenção é de caráter provisório quando são utilizados os elementos horizontais de madeira. Já quando se recorre à execução de painéis em betão armado, este tipo de solução de contenção é definitiva e designa-se, frequentemente, por muros ou paredes de Munique. Neste capítulo só será descrita a solução provisória, pois é aquela que se enquadra no âmbito do caso de estudo desta dissertação, como mais à frente se verificará. Este tipo de solução é geralmente utilizado quando se pretende uma contenção provisória de rápida execução, podendo esta ser, ou não, reforçada com ancoragens também de caráter provisório. Quando executada com pranchas de madeira a cortina não necessita de cofragens e permite a recuperação dos perfis, quando a contenção deixa de ser necessária. Dependendo da altura da estrutura de contenção, da 9

30 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos função à qual esta se destina ou do tipo de terreno a conter pode ser necessário executar um ou vários níveis de ancoragens. A construção deste tipo de estrutura de contenção requere elementos verticais, que são materializados por perfis metálicos em forma de H ou I e elementos horizontais que como já foi referido anteriormente, correspondem a pranchas de madeira, ver Figura 2.3. Por vezes introduzem-se calços entre as pranchas e os perfis de modo a melhorar o contato com o solo e reduzir os deslocamentos laterais. Estes elementos de contenção apresentam, perpendicularmente ao seu plano, uma rigidez de flexão muito baixa, uma vez que os elementos resistentes são essencialmente os perfis metálicos (Cravinho et al, s.d.). FIGURA 2.3- ILUSTRAÇÃO DE UM PORMENOR DE UMA PAREDE DE BERLIM, COM OS PERFIS METÁLICOS E AS PRANCHAS DE MADEIRA (MASCARENHAS, 2006). Relativamente aos elementos de fixação das paredes tipo Berlim, estas preveem uma viga de coroamento no topo dos perfis metálicos de modo a solidariza-los e assim trabalhem em conjunto quando solicitados à ação das pressões de terras. Ainda como elementos de fixação têm-se as ancoragens e os escoramentos. Para a selagem das ancoragens no terreno, são utilizadas caldas de cimento, apresentando caraterísticas de viscosidade e rigidez suficiente, para que possam ser injetadas, uma vez que as suas funções consistem em ligar a armadura ao terreno na zona de amarração, promover a proteção contra a corrosão na zona de amarração e ainda preencher os vazios do terreno que possam consentir perda de calda envolvente, principalmente na zona de selagem. Nas ilustrações da Figura 2.4 e Figura 2.5 encontra-se representado o método construtivo dos muros tipo Berlim bem como da execução das ancoragens, cujo processo construtivo é transversal a outros tipos de estruturas como se pode constatar, abaixo, ainda neste capítulo, na secção das cortinas de estacas moldadas. 10

31 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos 1- Perfuração 2- Introdução do perfil metálico 3- Escavação de um painel 4- Colocação das pranchas de madeira FIGURA 2.4- ILUSTRAÇÃO DO PROCESSO CONSTRUTIVO DE UMA PAREDE TIPO BERLIM (MASCARENHAS, 2006). 1- Posicionamento dos perfis 2- Furação para colocação 3- Tensionamento da 4- Aspeto final da ancoragem na transversais para a ancoragem da armadura da ancoragem ancoragem após a presa da parede e posterior injeção da calda calda por injeção de cimento FIGURA 2.5- ILUSTRAÇÃO DO PROCESSO CONSTRUTIVO DE UMA ANCORAGEM NUMA PAREDE TIPO BERLIM (MASCARENHAS, 2006) CORTINAS DE ESTACAS MOLDADAS As cortinas de estacas moldadas são constituídas por um conjunto de estacas betonadas contra o terreno, solidarizadas por uma viga de coroamento no topo e várias vigas de distribuição em profundidade, consoante os níveis de ancoragens que sejam considerados. As cortinas de estacas podem ser executadas segundo várias metodologias, entre as quais recorrendo ao trado contínuo ou ao tubo moldador recuperável e ainda a lamas bentoníticas. Existem ainda outros métodos para a execução de cortinas de estacas moldadas, mas encontram-se obsoletos uma vez que implicam a extração do terreno ou não são apropriados em cortinas desta natureza. Um exemplo deste último, é o caso do recurso a um tubo moldador perdido que se torna inexequível em alguns casos, além de encarecer significativamente a obra sem garantir a estanquicidade da cortina, para o tipo de situações em que o nível freático é uma condicionante (Brito, 2002). 11

32 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos A utilização destas estruturas destina-se, essencialmente, ao apoio de estruturas subterrâneas, nomeadamente contenções periféricas, cujas condições de vizinhança requerem cuidado especial, pois qualquer perturbação do terreno poderá ser crítica. Contudo as cortinas de estacas moldadas têm outras aplicações, como por exemplo, funções de suporte de taludes verticais ou apoio à construção de túneis em zonas urbanas. As estacas, que constituem a cortina, podem encontrar-se espaçadas, tangentes ou secantes, como representado na Figura 2.6, consoante a função que a cortina deverá desempenhar. A tipologia da cortina tem então de considerar a posição do nível freático, a estanqueidade pretendida e a resistência não drenada dos solos a conter (Meireles e Martins, 2006). FIGURA 2.6- ILUSTRAÇÃO DA GEOMETRIA EM PLANTA DAS TIPOLOGIAS DE CORTINAS DE ESTACAS MOLDADAS (MASCARENHAS, 2006). As cortinas cujas estacas se encontram espaçadas que também se podem designar por descontínuas, consistem num alinhamento de estacas com um espaçamento entre eixos, no máximo de 1,5 metros. Este espaçamento é em função do diâmetro das estacas e também das condições geotécnicas do local. Neste caso todos os elementos funcionam como elementos estruturais, tirando partido de solos coesivos e do efeito de arco criado pelo solo que se encontra entre duas estacas consecutivas. Durante a fase construtiva, o solo entre as estacas é estabilizado com betão projetado sobre uma malha electrosoldada ou com a existência de fibras de vidro incorporadas no betão. Este processo tem como objetivo criar uma estrutura de betão em abóboda, preservando o efeito de arco, à medida que se prossegue com a escavação no interior da contenção (Meireles e Martins, 2005). As cortinas de estacas tangentes ou contíguas, têm um funcionamento muito semelhante ao da tipologia acima descrita, onde todos os elementos constituintes assumem funções estruturais. Contudo, a sua designação prende-se com o espaçamento entre as estacas da cortina que por ser muito inferior ao das estacas espaçadas, cerca de 75 a 100 mm. Esta tipologia de cortina de estacas é adequada em solos argilosos, onde a afluência de água não constitui problema devido à sua baixa permeabilidade, ou podem também ser utilizadas para a retenção de solos granulares. Esta solução construtiva não é frequentemente utilizada devido às dificuldades construtivas que implica, ou seja, a execução de uma estaca tangente é um procedimento que requer muita precisão pois a estaca que já se encontra betonada fica muito suscetível a danos que podem comprometer o seu desempenho estrutural. Desta forma exigese uma mão-de-obra bastante especializada o que acaba por tornar qualquer outro tipo de soluções economicamente mais viáveis. 12

33 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos Por último existem as cortinas de estacas secantes, cujas estacas são executadas de forma a intersetaremse umas às outras. Esta interseção é feita com recurso a dois tipos de estacas, as estacas macho e as estacas fêmea. As estacas fêmea seguem o alinhamento para o qual a cortina foi dimensionada, já as estacas macho são armadas com um perfil metálico ou com armadura tradicional e estão entre as estacas fêmeas. Assim, as estacas macho assumem funções estruturais, devido à sua armadura, e as estacas fêmea funcionam como elementos de selagem. O betão das estacas fêmea trata-se de um betão plástico com uma baixa resistência para facilitar o seu corte durante a furação para a execução das estacas macho. É também por esta razão que as estacas macho têm uma armadura convencional, como já foi referido. Este tipo de cortina tem algumas restrições devido ao seu processo construtivo, por exemplo o recurso ao tubo moldador não é possível neste caso (Meireles e Martins, 2005). As cortinas de estacas podem necessitar de um ou vários níveis de ancoragens, dependendo do tipo de terreno a conter, da altura da escavação pretendida e principalmente dos deslocamentos permitidos pela estrutura. Assim as ancoragens podem ser de caráter provisório enquanto a superestrutura não é construída e depois são descativadas quando as lajes forem executadas, funcionando como diafragmas de travamento. As ancoragens podem ser executadas diretamente nas estacas Figura 2.7, ou em vigas de distribuição Figura 2.8, executadas ao longo da cortina. Esta última permite que haja solidarização entre as estacas e as ancoragens e consequentemente os esforços na cortina vão-se redistribuir por toda a estrutura. FIGURA 2.7- ESTACA COM ANCORAGEM PRÓPRIA (MASCARENHAS, 2006). FIGURA 2.8- CORTINA DE ESTACAS COM ANCORAGENS NA VIGA DE DISTRIBUIÇÃO (MASCARENHAS, 2006). As cortinas de estacas moldadas contra o terreno com recurso a trado contínuo são as mais comuns porque além de serem economicamente muito competitivas, a sua execução é muito rápida e o seu desempenho é muito eficaz. Neste método a furação é realizada com um trado oco e com uma hélice que se desenvolve ao longo do seu comprimento, semelhante à geometria de um parafuso. É através do interior do trado que se procede à betonagem da estaca desde a base do furo até à sua superfície (ver Figura 2.9). 13

34 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos FIGURA 2.9- PORMENOR DO TRADO OCO POR ONDE OCORRE A BETONAGEM (MASCARENHAS, 2006). A execução de estacas moldadas contra o terreno é o único método onde a armadura da estaca se introduz após a betonagem, com o auxílio de um vibrador no topo da armadura de forma a facilitar a sua descida pelo furo. A armadura deve estar bem munida de espaçadores para que fique na posição correta sem correr o risco de ficar em contato com o solo, o que provoca a sua despassivação, iniciando-se assim o processo de corrosão e por conseguinte comprometendo o seu desempenho estrutural. Na Figura 2.10 encontra-se um esquema do processo construtivo de uma estaca moldada com trado contínuo. 1- Furação com trado contínuo 2- Betonagem pelo interior do trado, quando atingida a cota pretendida 3- Retirada do trado, à medida que se procede à betonagem 4- Introdução da armadura no furo com o auxílio de um vibrador FIGURA ILUSTRAÇÃO DO PROCESSO CONSTRUTIVO DE UMA ESTACA MOLDADA (MASCARENHAS, 2006) PAINÉIS SOLO-CIMENTO A estrutura de uma contenção periférica executada em painéis de solo-cimento recorre à tecnologia Cutter Soil Mixing (CSM). No entanto para enquadrar a técnica do CSM torna-se necessário introduzir a metodologia Deep Soil Mixing (DSM) e as suas variantes. 14

35 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos O Deep Soil Mixing é um método de tratamento de solos em profundidade sem recorrer à escavação ou cravação de elementos pré-fabricados, cujo objetivo seria incrementar a sua capacidade de carga, impermeabilizar e promover o seu confinamento, dotando o solo de novas e melhoradas caraterísticas mecânicas. Esta técnica consiste na introdução de um ligante, cal ou cimento, misturando-o com o solo e assim modificando as suas propriedades físicas e químicas. Esta mistura executa-se através de um eixo vertical oco com uma ferramenta de corte na extremidade, que permite desagregar o solo e realizar a mistura, a baixas pressões. Deste processo, os elementos resultantes são colunas de solo-cimento que podem gerar as mais variadas geometrias como se pode ver na Figura O DSM têm ainda duas variantes o Dry Deep Mixing (DDM) e o Wet Deep Mixing (WDM), onde o ligante é injetado por via seca ou por via húmida, respetivamente. No DDM o ligante, cal ou cimento, é injetado sob a forma de pó e o seu meio de transporte é assegurado, desde o tanque até ao solo, através da utilização de ar comprimido. Na injeção por via húmida o ligante, usualmente cimento, é misturado previamente com a água formando uma calda fluída, que se misturará posteriormente com o solo (Contente, 2012). FIGURA GEOMETRIAS POSSÍVEIS DE REALIZAR COM A TECNOLOGIA DO DSM (DEEP SOIL MIXING). Surge assim a tecnologia Cutter Soil Mixing como uma variante do DSM, onde a injeção de ligante se dá por via húmida, combinada com alguns princípios da execução de paredes moldadas. A principal diferença entre o DSM e o CSM consiste na geometria dos elementos executados, onde do primeiro resultam colunas e no segundo resultam painéis, ambos de solo-cimento. Pelo facto de as secções dos painéis de CSM serem retangulares existem muito menos juntas de sobreposição entre elementos dos que nas colunas resultantes do DSM, o que para paredes cuja função principal é a impermeabilização, esta técnica torna-se muito vantajosa. Em todos os outros processos de DSM o equipamento roda segundo um eixo vertical, já no CSM que recorre à utilização de equipamentos como a hidrofresa, à semelhança da paredes moldadas, a rotação das rodas dentadas é feita segundo um eixo horizontal, que permite uma maior capacidade de corte do terreno. A execução dos painéis de CSM assume variadas espessuras, para tal basta substituir as rodas do equipamento de rotação e a área, em planta, do painel vai variar (ver Figura 2.12). 15

36 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos FIGURA TIPOS DE FERRAMENTAS DE CORTE DO EQUIPAMENTO DE CSM (BAUER EQUIPMENT, S.D.). Em relação ao equipamento, as rodas de corte podem ser suportadas por dois sistemas sendo o primeiro a vara kelly e o segundo o sistema de cabos de suspensão em aço. A utilização do sistema de vara kelly é recomendado para escavações que não excedam os 30m de profundidade. Quando se pretendem profundidades maiores, até aos 60 metros de profundidade, recorre-se ao sistema de cabos que são desenrolados à medida que o equipamento desce. O processo de execução dos painéis solo-cimento iniciase com a definição, em planta, da implantação dos painéis e das suas caraterísticas geométricas. O procedimento é o alinhamento do equipamento, recorrendo a estruturas metálicas de guiamento, de forma a agilizar o processo. Nesta fase é ainda escavada uma pequena trincheira para recolha de refluxo proveniente da execução dos painéis (Contente, 2012). Inicia-se então a primeira fase do processo de execução dos painéis CSM propriamente ditos que consiste na furação e desagregação da matriz de terreno pela descida do equipamento de corte. O avanço descendente do equipamento ocorre de forma contínua, geralmente a uma velocidade constante, sendo ainda controlado o volume de ligante adicionado. Estas variáveis podem ser controladas e adaptadas pelo manobrador da máquina, em função das condições e caraterísticas locais do solo. O controlo de execução proactivo promove a otimização de energia e possibilita a execução de painéis o mais homogéneo possível, facilitando ao mesmo tempo o processo de descida e subida do equipamento. Simultaneamente ao processo de desagregação ocorre a injeção de ligante ou de um agente fluidificador, (por exemplo água, bentonite, calda de cimento, polímeros, etc) bombeado a baixa pressão, através de um orifício existente entre as rodas. Adicionalmente pode ser injetado ar comprimido para facilitar o processo de desagregação do terreno e a mistura do ligante. Durante a descida do equipamento, as rodas de corte devem girar, preferencialmente, de fora para dentro (ver Figura 2.13). Dependendo do tipo de solos pode justificar-se, ou não, o recurso a lamas bentoníticas para a estabilização das paredes do furo. Neste 16

37 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos cenário, o ligante em questão é geralmente adicionado apenas na fase de subida do equipamento (Contente, 2012). A etapa descendente ocorre até se obter a cota de projeto pretendida para o painel, dando-se depois inicio à fase ascendente do processo de execução. Durante a operação de subida da vara o sentido de rotação das rodas de corte é alterado, girando agora de dentro para fora, mantendo-se a injeção de ligante, que irá homogeneizar a mistura de solo tratado, até ser atingida a cota de topo do painel. A Figura 2.13 ilustra as fases, descendente e ascendente bem como o sentido de giração das rodas de corte do equipamento. FIGURA PROCESSO CONSTRUTIVO DE UM PAINEL EM SOLO-CIMENTO (BAUER EQUIPMENT, S.D.). A repetição deste processo construtivo promove a construção de uma parede contínua, constituída por uma sequência alternada e sobreposta de painéis primários e secundários, como ilustra a Figura Os painéis secundários podem ser executados logo a seguir aos painéis primários sendo uma construção do tipo soft-into-soft. No entanto, e dada a capacidade da ferramenta de corte no que diz respeito à desagregação de qualquer tipo de terreno mesmo os mais densos, é possível executar os painéis secundários depois dos primários já terem endurecido, denominando-se este processo de soft-into-hard, sendo que em qualquer um dos casos se consegue criar uma ligação eficaz entre painéis (Contente, 2012). 17

38 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos FIGURA SEQUÊNCIA CONSTRUTIVA DOS PAINÉIS E SUAS DIMENSÕES. Os painéis de solo-cimento podem ainda ser armados, enquanto a sua mistura ainda está fresca, por perfis metálicos no seu interior, como mostra a última fase representada na Figura 2.13, devidamente encastrados no substrato competente ou painéis de armadura. A colocação da armadura é no geral conseguida pelo peso próprio da mesma, e caso não seja suficiente pode recorrer-se a uma pequena vibração que auxilie a sua instalação na zona mais profunda. Este procedimento é adequado quando se pretende que estes elementos desempenhem funções estruturais. No Quadro 2.1 encontra-se uma análise comparativa entre as tecnologias de construção mencionadas, as cortinas de estacas moldadas com recurso a trado contínuo e as paredes de solo-cimento. QUADRO 2.1 ANÁLISE COMPARATIVA ENTRE AS SOLUÇÕES CONSTRUTIVAS EM CORTINA DE ESTACAS E PAREDES DE SOLO-CIMENTO (CONTENTE, 2012). Cutter Soil Mixing Menor resistência estrutura (elementos de solo-cimento) Homogeneidade da solução final depende do tipo de material original e do modo de execução Rigoroso controlo de execução dos painéis (geometria e garantia da verticalidade) Exige a realização de ensaios prévios e de um controlo de qualidade do material Adequado para situações abaixo do nível freático com ou sem percolação de água Cortina de estacas moldadas (trado contínuo) Maior resistência estrutural (elementos de betão armado) Solução final mais homogénea Quanto maior a profundidade, mais difícil se torna assegurar a verticalidade da estaca, podendo pôr em causa o seu funcionamento impermeabilizante. Não garante completamente a não existência de defeitos ao longo da superfície lateral e secção da estaca Dispensa realização de ensaios prévios Para situações abaixo do nível freático, a entrada ou percolação de água, pode provocar anomalias no na estaca, comprometendo o seu funcionamento 18

39 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos Cutter Soil Mixing Aproveitamento do terreno original, integrando-o na solução final. Processo de execução mais rápido Cortina de estacas moldadas (trado contínuo) Necessidade de transportar material escavado para vazadouro. Substituição total do solo por betão. Processo de execução geralmente mais lento Atinge grandes profundidades (80 metros) Profundidade limitada aos 12 m. Solução eficaz para praticamente todo o tipo de terrenos, com redução de eficiência no atravessamento de material mais denso e pedregoso. Execução da parede previamente à escavação evita a descompressão do terreno e eventuais riscos de assentamentos das áreas envolventes. Necessidade de grande espaço de estaleiro Equipamento e mão-de-obra especializados Embora a tecnologia do Jet Grouting não se encontre descrita com pormenor, como foi realizado paras as outras tecnologias construtivas, esta solução também é muito interessante no que diz respeito às estruturas de contenção periféricas. 19

40 Capítulo 2 Fundamentos Teóricos 20

41 3 CASO DE ESTUDO PARQUE DE ESTACIONAMENTO ALVES REDOL 3.1 ELEMENTOS BASE DA OBRA Este capítulo destina-se ao enquadramento do caso de estudo desta dissertação que se trata da obra de construção do Parque de Estacionamento Alves Redol, com três pisos enterrados e duas rampas de acesso. Este estudo incidiu apenas nas fases de escavação e execução da estrutura de contenção periférica provisória, recorrendo a uma cortina de estacas moldadas separadas. A fotografia aérea da Figura 3.1 mostra a localização desta obra na cidade de Lisboa, que se situa junto ao Instituto Superior Técnico, intersetando a Avenida João Crisóstomo e Rua Alves Redol. FIGURA 3.1- FOTOGRAFIA AÉREA DA ÁREA DE IMPLANTAÇÃO DO PARQUE DE ESTACIONAMENTO DA RUA ALVES REDOL (GOOGLE). Esta estrutura de suporte, como já referido, é materializada por uma cortina de estacas moldadas separadas que alcança uma profundidade máxima de 13,6 metros e as dimensões em planta do recinto encontram-se no Anexo I. Na Figura 3.2 encontra-se representado, em planta, o recinto de escavação bem como o seu enquadramento geográfico e as secções e cortes que serão referidas adiante. 21

42 Capítulo 3 Caso de Estudo FIGURA 3.2- REPRESENTAÇÃO EM PLANTA DA ÁREA DE IMPLANTAÇÃO BEM COMO DA SOLUÇÃO DE CONTENÇÃO PARA A REALIZAÇÃO DA OBRA, E A DESIGNAÇÃO DOS CORTES NAS DIFERENTES SECÇÕES (RODIO, 2011). O projeto de escavação e contenção periférica provisória constituinte da proposta que teve por base o projeto de execução apresentado pela empresa ENGIARTE-ENGENHARIA E CONSTRUÇÕES foi realizado pela empresa RODIO. Os trabalhos de execução, à semelhança do projeto, também foram executados pela empresa RODIO e os trabalhos de monitorização da instrumentação colocada ficaram a cargo da empresa GAUSS - TOPOMETRIA E MONITORIZAÇÃO ESTRUTURAL. 3.2 CONDICIONAMENTOS CONDIÇÕES DE VIZINHANÇA O parque de estacionamento Alves Redol encontra-se numa zona de Lisboa densamente urbanizada. Esta obra confronta a Norte e a Sul com a Rua Alves Redol e os muros de suporte do Instituto Superior Técnico, com aproximadamente 3m de altura. A Oeste confronta com a Avenida João Crisóstomo e a Este com a escadaria do Instituto Superior Técnico que vence um desnível de cerca de 8m, como se encontra esquematizado na Figura 3.3, adaptada da Figura 3.1. Pela observação da Figura 3.3 pode verificar-se que existem edifícios muito próximos ao recinto de escavação, cuja integridade estrutural também constitui um fator condicionante. 22

43 Capítulo 3 Caso de Estudo FIGURA 3.3- FOTOGRAFIA AÉREA ONDE SE PODEM OBSERVAR OS EDIFÍCIOS VIZINHOS (GOOGLE, 2013). Devido à proximidade com estas construções foi elaborado um plano de instrumentação e monitorização que será descrito com pormenor mais adiante SERVIÇOS ENTERRADOS De acordo com a informação fornecida, a realização da escavação não intervém com nenhuma das infraestruturas de redes de serviços de água, esgotos, energia elétrica, gás e outros. Esta hipótese foi corroborada em fase de obra uma vez que não houve interferência com nenhuma das referidas infraestruturas (Engiarte e Rodio, 2011). Note-se que antes do início desta obra, durante os meses de Agosto e Setembro de 2011, as condutas da rede de serviços de água que se encontravam no local a intervir foram movimentadas CENÁRIO GEOLÓGICO Em relação aos condicionamentos de ordem geológico-geotécnica, a determinação dos mesmos tem como base a informação obtida por duas sondagens, S1 e S2, cuja localização consta na Figura 3.4. Assim, segundo a informação dada pelo furo S1 sabe-se que os solos a conter consistem numa camada superior, com aproximadamente 3,2 metros de terrenos de aterro cuja constituição heterogénea e com 23

44 Capítulo 3 Caso de Estudo caraterísticas geomecânicas relativamente fracas. De acordo com a informação do furo S2, encontra-se uma camada de 1,6 metros de terreno essencialmente argilo-arenoso, algo pedregoso e de cor acinzentada. Sobrepostas a estas duas camadas encontra-se o pavimento em Calçada Portuguesa com espessura da ordem de 0,6 e 0,3 metros de acordo com os furos S1 e S2, respetivamente (Engiarte e Rodio, 2011). FIGURA LOCALIZAÇÃO DAS SONDAGENS S1 E S2 (HENRIQUE, 2012). Por baixo destas camadas de aterros, de acordo com os furos S1 e S2 foi detetada uma formação Miocénica denominada Argilas e Calcários dos Prazeres com espessuras na ordem dos 16,9 e 18,3 metros, respetivamente. Esta formação Miocénica é constituída por uma sequência de estratos de natureza argilo-siltosa, argilo-arenosa, areno-argilosa e de cascão. Recorrendo novamente a (Engiarte e Rodio, 2011) é possível verificar que na área de influência do furo S2, a zona superior é constituída por argilas siltosas muito duras a rijas com alguns fragmentos de conchas, e intercalações de cascão cuja espessura ronda os 6 metros. De acordo com a informação da sondagem do furo S1, abaixo das argilas siltosas muito duras a rijas, encontram-se areias finas a médias, levemente argilosas com compacidade variando entre medianamente compactas a muito compactas com uma espessura mínima de 4,6 metros. Abaixo das areias argilosas foi ainda detetado, apenas pela sondagem S1, a presença de um substrato constituído por argilas arenosas de consistência muito dura a rija (14<N SPT<60 pancadas). Em relação à presença de água, segundo a informação disponível, o nível freático encontra-se coincidente com o fundo da escavação, e portanto não é expetável que interfira com os trabalhos de contenção. Embora a informação fornecida pelas sondagens S1 e S2 seja bastante detalhada, considerou-se relevante comentar que apenas foram consideradas duas sondagens para o conhecimento do cenário geotécnico. Além do número de sondagens ser reduzido, as sondagens S1 e S2 não foram realizadas propositadamente para a obra em estudo. Posto isto, a data destas sondagens permanece incógnita e a informação por elas fornecida pode estar desatualizada, uma vez que as caraterísticas geomecânicas das 24

45 Capítulo 3 Caso de Estudo formações acima descritas podem ter sofrido alterações provocadas pelo passar do tempo ou por outras intervenções geotécnicas. É importante referir, a título de curiosidade, que os trabalhos de escavação e contenção decorreram durante os meses de Outubro, Novembro e Dezembro de 2011 e ainda no início de Janeiro de 2012, com condições meteorológicas muito favoráveis, ou seja um Inverno seco com ausência quase total de precipitação. Esta ausência de chuva permitiu que a plataforma de trabalho estivesse seca, permitindo que tanto os trabalhadores como os equipamentos trabalhassem e circulassem sem interrupções ou atrasos. A ocorrência de precipitação poderia além de dificultar as manobras de trabalho interferir com a posição do nível freático e consequentemente o desempenho da estrutura de contenção seria diferente. 3.3 ACOMPANHAMENTO DA OBRA Este subcapítulo é dedicado ao acompanhamento da obra, por ter assumido extrema importância no que diz respeito ao conhecimento da solução de contenção, dos processos construtivos utilizados e das problemáticas que surgem quando se aplicam na prática, as metodologias definidas no projeto. Os trabalhos de preparação para a realização desta obra subterrânea, começaram em Agosto de 2011 com os desvios das condutas de serviços enterradas na área do recinto. Em Setembro iniciou-se a delimitação do perímetro do estaleiro bem como a sua montagem. Foi a partir de Outubro do mesmo ano, que começaram os trabalhos de cariz geotécnico. No Anexo II encontram-se fotografias tiradas nas visitas realizadas à obra, que se encontram organizadas e legendadas cronologicamente. 3.4 SOLUÇÃO EXECUTADA De seguida será feita uma breve descrição dos elementos constituintes da cortina e dos seus elementos de suporte. Os processos construtivos associados a esta solução já foram mencionados no capítulo 2 em e em A solução de contenção foi proposta considerando os condicionamentos já descritos anteriormente bem como os resultados de uma modelação numérica, que será descrita mais à frente ainda neste capítulo CORTINA DE ESTACAS A execução do Parque de Estacionamento Alves Redol, com três pisos enterrados e duas rampas de acesso, tem uma altura máxima de escavação de 13,5 m. A altura máxima ocorre na secção 1 onde a escavação é contida por uma parede de Berlim nos primeiros 2,4 m (6m no total) e uma cortina de estacas moldadas descontínuas com recurso a trado contínuo, nos restantes 11,1 m (14,1 m no total). 25

46 Capítulo 3 Caso de Estudo Foi também aplicado um revestimento de betão projetado reforçado com fibras de carbono em todas as cortinas de estacas do recinto escavado. FIGURA 3.5- CORTE C1 ILUSTRANDO A SOLUÇÃO CONSTRUTIVA QUE UTILIZA A CORTINA DE ESTACAS E A PAREDE DE BERLIM (RODIO, 2011). As dimensões das estacas, da cortina, são 0,5 m de diâmetro e um afastamento de 0,96 m entre eixos. Relativamente à armadura das estacas, estas têm 10 varões de aço de 16 mm, de armadura longitudinal, e cintas de 10 mm espaçadas de 0.15 m. FIGURA 3.6 CORTE ESQUEMÁTICO EM PLANTA DA CORTINA DE ESTACAS, MEDIDAS EM METROS (RODIO, 2011). 26

47 Capítulo 3 Caso de Estudo No lado da escavação que confronta com a escadaria do Instituto Superior Técnico, secção 1 na Figura 3.2 e Figura 3.7, foi realizada uma parede de Berlim, com perfis metálicos HEB 140 e 6 m de altura. A parede de Berlim encontra-se ancorada, e a escavação não foi feita em talude natural, como nos outros lados, pois esta confrontação apresenta maior preocupação, dado que é um local com frequente passagem de pessoas. Desta forma a parede de Berlim assegura a integridade da escadaria de pedra do IST. FIGURA 3.7- ILUSTRAÇÃO TRIDIMENSIONAL DA GEOMETRIA E DOS CONSTITUINTES DA ESTRUTURA DE CONTENÇÃO (RODIO, 2012). Na confrontação paralela (secção 2 da Figura 3.7), junto ao estaleiro de obra, foi executado um muro de blocos de argamassa de betão, Figura 3.9, que teve que ser reforçado posteriormente devido a um pequeno colapso. Nas confrontações a Norte e Sul, secção 3 e 4 respetivamente, a escavação ficou em talude, contudo protegida por uma tela de polietileno de alta densidade (PEAD), como se pode observar na Figura 3.8. A função desta tela consistia em prevenir a erosão do talude e a infiltração de água no mesmo. 27

48 Capítulo 3 Caso de Estudo FIGURA 3.8- TALUDES DE SECÇÃO 4 PROTEGIDOS COM TELA DE PEAD (FOTOGRAFIA TIRADA A 24/01/2012). Durante a fase de contenção provisória, a estabilidade da cortina foi garantida por vigas de coroamento e por dois níveis de ancoragens inseridos em duas vigas de distribuição, ambas em betão armado (ver Figura 3.9). Foram também utilizados escoramentos de canto materializados por perfis metálicos integrados nas vigas de coroamento e distribuição, como também se pode ver na Figura 3.9. Já na fase definitiva a cortina de estacas será travada pelas lajes dos pisos, que vão funcionar como diafragmas rígidos, permitindo assim a descativação das ancoragens e escoramentos de canto (Engiarte e Rodio, 2011). FIGURA 3.9- VISTA DA CORTINA, SECÇÃO 2, ONDE SE ENCONTRAM VÁRIOS ELEMENTOS CONSTRUTIVOS (FOTOGRAFIA TIRADA A 24/01/2012). 28

49 Capítulo 3 Caso de Estudo As vigas de coroamento têm como objetivo a solidarização de todas as estacas para que estas trabalhem em conjunto, funcionando como uma estrutura de contenção flexível. Existem duas vigas de coroamento, a VC1 cuja secção tem 0,6m de largura por 0,8 m de altura, e a VC2 tem secção quadrada de 0,5 m de lado, como se pode ver na Figura 3.9. As vigas de distribuição têm como função principal apoiar as ancoragens e promover a sua solidarização com a cortina de estacas, para que se promova a redistribuição de esforços, permitindo assim que todos os elementos funcionem como um sistema de travamento. As vigas de distribuição têm 0,5 e 0,6 m de largura e altura, respetivamente. Na Figura 3.8 pode ver-se que a viga de distribuição, da secção 4, se encontra interrompida para que as estacas, indicadas na figura, possam ser demolidas quando se proceder à execução da rampa de acesso. A situação é análoga na secção 2. A execução da primeira viga de coroamento implicou a demolição parcial do corpo das estacas para que esta integrasse a cortina. O mesmo não aconteceu na execução das vigas de distribuição, onde a armadura da viga foi encostada à face da cortina mantendo as estacas intatas. Em relação às ancoragens adotadas, estas eram constituídas por 6 cordões de pré-esforço de 0,6 de diâmetro nominal, para um valor útil de pré-esforço de 750 kn. As ancoragens encontravam-se espaçadas 3,83 m entre si, à exceção da zona da rampa da secção 4, onde estas tinham 4,79 m de afastamento. Relativamente ao comprimento livre ou do bolbo de selagem, estes variam de acordo com as secções, uma vez que estão condicionados pelas estruturas vizinhas e do nível da cota a que se encontram. Todas as ancoragens têm a inclinação de 15 à exceção das ancoragens na parede tipo Berlim junto à escadaria do IST que têm 30. O comprimento das ancoragens e do seu bolbo de selagem, como já foi referido, depende da confrontação e dos níveis em que estas se encontram. Na secção 1, junto à escadaria do IST, o comprimento livre e de selagem das ancoragens na parede de Berlim é de 9,5 e 5,50 m, respetivamente. Ainda nessa secção, as ancoragens da primeira viga de distribuição têm um comprimento livre de 10 m e de selagem 8,0 m. Nas ancoragens da segunda viga de distribuição, relativamente às da primeira viga, só varia o comprimento livre que passa a ser de 6,0 m, mantendo-se o comprimento de selagem de 8,0 m. Nas restantes secções o comprimento livre e do bolbo de selagem é o mesmo consoante as ancoragens sejam da primeira ou da segunda viga de distribuição. Na conceção das vigas de distribuição foi prevista a execução dos negativos em esferovite, espaçados de 2 em 2 metros, para facilitar a execução das ancoragens. Desta forma, se alguma das ancoragens existentes falhasse tornar-se-ia possível executar outra ao lado, evitando assim perfurar a viga de distribuição e consequentemente comprometer o seu desempenho estrutural. As rampas de acesso R1 e R2, identificadas na planta da Figura 3.2, também foram executadas ao abrigo da tecnologia de cortinas de estacas moldadas com trado contínuo à semelhança do recinto do parque de estacionamento e escoradas com perfis HEB

50 Capítulo 3 Caso de Estudo PLANO DE INSTRUMENTAÇÃO E MONITORIZAÇÃO O Plano de Instrumentação e Monitorização é uma ferramenta crucial na execução de estruturas geotécnicas. Uma vez que as estruturas de contenção flexíveis são extremamente sensíveis aos deslocamentos provocados pela retirada do solo e/ou a instalação dos elementos de suporte, torna-se fundamental conhecer e controlar os seus movimentos. Desta forma é possível garantir a segurança na obra fazendo uma gestão do risco, associado à solução construtiva. A instalação de instrumentação é ainda indispensável quando se trata de intervenções em meios urbanos, como é o exemplo deste caso de estudo, devido aos possíveis impactos nas construções vizinhas. Alguns exemplos de impactos relevantes nesta obra são os empolamentos nos arruamentos ou passeios, o aparecimento de fendas ou mesmo o agravamento daquelas que já existiam. Estas deformações podem derivar da execução das ancoragens, onde o seu tensionamento pode ter provocado uma força na estrutura de contenção no sentido contrário ao interior da escavação. Para este último efeito são então estabelecidos critérios de alerta e alarme, cuja finalidade é garantir que não se atinjam deslocamentos excessivos, tanto na estrutura de contenção como nas construções vizinhas. A monitorização além de corroborar as hipóteses consideradas no dimensionamento, na fase de projeto, permite ainda a otimização do projeto, com medidas corretivas necessárias devido a possíveis imprevistos. O plano de instrumentação e observação deve ser considerado como um investimento e uma segurança, ao invés de mais um custo associado à obra APARELHOS DE MEDIÇÃO E GRANDEZAS A MEDIR Os aparelhos de medição instalados, neste caso, para controlar os deslocamentos foram 36 alvos topográficos, 5 inclinómetros, 15 réguas de nível. Para controlar a carga nas ancoragens das secções 1 e 3, 4 anéis dinamométricos tipo GLOTZL, um por cada nível. Relativamente à instalação da instrumentação, iniciou-se pela colocação dos alvos topográficos, das réguas e dos inclinómetros no início da obra. Os alvos topográficos que se encontram dentro do recinto escavado só puderam ser instalados numa fase posterior da obra. Os anéis dinamométricos foram colocados aquando da execução das respetivas ancoragens e de acordo com a evolução dos níveis de escavação. Estes instrumentos têm como objetivo a medição de determinadas grandezas, tais como os deslocamentos horizontais para o interior da escavação, os deslocamentos planimétricos e verticais da contenção e a carga instalada nas ancoragens. Na planta da Figura 3.10 encontra-se uma representação em planta de todos os instrumentos que serviram de apoio à medição bem como as suas localizações. 30

51 Capítulo 3 Caso de Estudo FIGURA PLANO DE INSTRUMENTAÇÃO DA ESTRUTURA DE CONTENÇÃO PERIFÉRICA (RODIO, 2011). 31

52 Capítulo 3 Caso de Estudo Observando a Figura 3.10 pode verificar-se que a instrumentação foi colocada de forma eficiente, pois além de controlar os movimentos do recinto de escavação, houve a preocupação de instrumentar os edifícios vizinhos por forma a controlar as deformações que a escavação possa provocar. Relativamente à posição dos instrumentos realçam-se a colocação dos alvos topográficos dentro do recinto da escavação, mais especificamente na viga de coroamento e dos inclinómetros. Os alvos permitem controlar o deslocamento do topo da cortina de estacas aferindo assim a influência das movimentações de solo ao longo da escavação. Os inclinómetros são um bom complemento aos alvos por medirem os deslocamentos horizontais em profundidade dando a conhecer a evolução dos movimentos em profundidade à medida que a escavação avança FREQUÊNCIA DAS LEITURAS E CRITÉRIOS DE ALARME A frequência das leituras e os critérios de alerta e alarme encontram-se esquematizados na Figura 3.11, onde se podem verificar os limites dos deslocamentos e carga instalada nas ancoragens. Estes critérios foram definidos na fase de projeto. Na Figura 3.11 encontram-se três escalas de leitura com diferentes cores, onde os valores que se apresentem entre o intervalo verde e amarelo estão dentro do esperado e portanto são aceitáveis. O intervalo do amarelo ao laranja, apesar de não representar uma situação de alarme requer algum cuidado e atenção especial passando a efetuar-se leituras diárias ao invés de semanais. Por último, define-se um critério de alarme, do laranja ao vermelho, que obriga à paragem dos trabalhos de escavação caso se verifiquem valores dentro daquele intervalo. Relativamente às escalas de leitura, na Figura 3.11, a primeira diz respeito aos deslocamentos, nos inclinómetros e nos alvos topográficos, em função da altura de escavação. A segunda escala diz respeito à variação de pré-esforço nas células de carga e depende do P útil previsto para as ancoragens. A última escala é referente à variação da taxa de deformação. Os valores medidos semanalmente são comparados de forma a perceber a evolução dos deslocamentos, das deformações e da carga nas ancoragens. 32

53 Capítulo 3 Caso de Estudo FIGURA ESQUEMA DE MONITORIZAÇÃO ADOTADO COMO FREQUÊNCIA DE LEITURAS E CRITÉRIOS DE ALERTA E ALARME (RODIO, 2011). Na Figura 3.11 encontram-se H e P genéricos, porque a altura de escavação é variável durante o processo construtivo e P varia consoante as ancoragens das diferentes secções. De forma a complementar os critérios de alerta e alarme, consideram-se ainda os valores estimados para os deslocamentos máximos admissíveis, através de uma modelação numérica elaborada pela equipa de projeto, recorrendo ao software Plaxis. Estes valores encontram-se reunidos no Quadro 3.1 para as várias secções da estrutura de contenção. QUADRO 3.1- DEFORMAÇÕES HORIZONTAIS E VERTICAIS MÁXIMAS NOS CORTES DAS DIFERENTES SECÇÕES (ENGIARTE E RODIO, 2011). δ h máx (mm) δ v máx (mm) Corte C1 24,3 3,0 Corte C2 21,2 1,9 Corte C3 19,4 2,3 Corte C4 8,4 3, MONITORIZAÇÃO DA OBRA Após a instrumentação ser instalada e os critérios máximos admissíveis estabelecidos, resta com o decorrer da obra analisar a evolução desta através de medições. Os relatórios de instrumentação apresentam os fatos relevantes que decorreram nesse período, contudo não se consideraram os movimentos de todos os instrumentos. Os deslocamentos obtidos pelas réguas de nível não foram 33

54 Capítulo 3 Caso de Estudo considerados por não serem corroborados pelos resultados dos alvos, cujos resultados se encontravam em concordância com os movimentos dos inclinómetros. A secção 1, que confronta com as escadas do IST, mostrou-se a mais condicionante por apresentar maiores deslocamentos horizontais, como se pode constatar no Quadro 3.1. Desta forma foi considerada como secção de referência para a análise da instrumentação e do caso de estudo em geral INCLINÓMETROS Os inclinómetros são instrumentos que permitem quantificar os movimentos horizontais em profundidade, e são instalados com o intuito de controlar as deformações na estrutura e nos solos onde se inserem. Este instrumento consiste no conjunto de uma sonda e de uma calha inclinométrica, onde a sonda é inserida no interior da calha. A cada 0,5 m que a sonda desce, em profundidade, mede o desvio que a calha sofreu. A calha inclinométrica tem duas nervuras onde se encaixa a sonda e é instalada orientando uma das nervuras no sentido para o qual se preveem maiores deslocamentos. Na secção 1 encontram-se instalados os inclinómetros I1 e I2, dos quais se apresentam os movimentos apenas do primeiro, pois apresenta os valores mais condicionantes. O eixo A coincide com a direção dos movimentos para o interior da escavação, e por este motivo é a direção cujos deslocamentos são mais significativos, desprezando-se assim os movimentos do eixo B. Na Figura 3.12 encontram-se os resultados das leituras semanais efetuadas, no inclinómetro I1 da secção 1, desde o início da obra até ao fim dos trabalhos de contenção e escavação. Os inclinómetros foram zerados a 8 de Novembro de 2011, pela segunda vez, dado que a partir da primeira zeragem ocorreu a intrusão de material para o interior das calhas inclinométricas e estas também se apresentavam danificadas no topo. Esta segunda zeragem não interferiu com os procedimentos a tomar uma vez que os movimentos detetados até 8 de Novembro de 2011 não foram significativos. 34

55 Capítulo 3 Caso de Estudo FIGURA GRÁFICOS DOS DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS ACUMULADOS NO INCLINÓMETRO 1 (RODIO, 2012). Analisando o gráfico da Figura 3.12 verifica-se que os deslocamentos horizontais (no sentido do interior da escavação) maiores ocorrem entre os 2 e os 8 m de profundidade, o que seria de esperar dado que o movimento mais significativo do solo se deu quando, após a instalação do 1º nível de ancoragens, se realizou uma escavação de 6,1 m sem qualquer suporte. Contudo os movimentos medidos não foram caso de alerta ou alarme uma vez que o deslocamento máximo medido na direção A foi de 8,2 mm no dia 9 de Março de 2012, muito inferior aos 24,3 mm definidos como deslocamento horizontal máximo admissível. É de salientar ainda que a cortina tem uma ficha de 3 m, ou seja encontra-se posicionada aproximadamente aos 14m de profundidade, onde os deslocamentos são da ordem dos 2 mm. Isto significa que a cortina se encontra bem encastrada promovendo assim boas condições de suporte ALVOS TOPOGRÁFICOS Como mencionado acima, foram instalados 36 alvos topográficos, como se pode ver na Figura 3.10, dos quais os alvos A29 e A30 são os que se encontram na viga de coroamento VC1 da secção 1, que já foi tomada como secção de referência deste caso de estudo. No gráfico apresentado na Figura 3.13, encontram-se os deslocamentos horizontais medidos, e a respetiva data de medição, nos alvos A29 e A30. Na Figura 3.14 encontram-se os deslocamentos verticais medidos nos alvos topográficos A29 e A30 e a 35

56 Capítulo 3 Caso de Estudo respetiva data das medições. Note-se que os deslocamentos horizontais positivos são movimentos no sentido do interior da escavação, e os deslocamentos verticais negativos representam assentamentos da estrutura. FIGURA EVOLUÇÃO DO DESLOCAMENTO HORIZONTAL EM ALGUNS DOS ALVOS TOPOGRÁFICOS INSTALADOS, DE DEZEMBRO DE 2011 A MARÇO DE 2012 (TOPOGRAFIA, 2012). FIGURA EVOLUÇÃO DO DESLOCAMENTO VERTICAL EM ALGUNS DOS ALVOS TOPOGRÁFICOS INSTALADOS, DE DEZEMBRO DE 2011 A MARÇO DE 2012 (TOPOGRAFIA, 2012). Analisando o gráfico da Figura 3.13 pode verificar-se que a evolução do movimento dos alvos A29 e A30 é no sentido do interior da escavação, e o deslocamento máximo, que ocorre no alvo A30 no dia 2 de Abril de 2012, é de 7,6 mm. Este deslocamento é corroborado pelo valor do movimento medido na mesma direção pelo inclinómetro a 2,5 m de profundidade, onde se encontra a viga de coroamento. Em relação à evolução do deslocamento vertical, observado na Figura 3.14, este mostra um movimento descendente que corresponde a um assentamento da estrutura, este movimento atingiu um máximo de 2,5 mm. Considerou-se que o valor deste deslocamento vertical máximo pode ter um erro associado uma vez que 36

57 Capítulo 3 Caso de Estudo após o seu registo ocorreu uma recuperação muito brusca do deslocamento, e este movimento não se justifica nesta fase da obra. O sentido dos movimentos medidos era expetável, uma vez que a cortina de estacas está a desempenhar uma função de contenção. O fato de os deslocamentos serem bastante pequenos demonstra que a cortina de estacas apresenta um bom desempenho enquanto estrutura de contenção de solos CÉLULAS DE CARGA Como definido em projeto foram instrumentadas quatro ancoragens, duas na secção 1 junto ao IST e outras duas na secção 3, que confronta com a Av. João Crisóstomo. Na secção 1 encontram-se as ancoragens C1 e C2, na primeira e segunda viga de distribuição, respetivamente. Analogamente à secção 1, na secção 3 encontram-se as ancoragens C3 e C4. No Quadro 3.2 pode observar-se a carga de blocagem instalada nas ancoragens. No gráfico da Figura 3.15, pode analisar-se a evolução da carga instalada nas ancoragens instrumentadas face à carga de blocagem. QUADRO 3.2- CARGA DE BLOCAGEM NAS ANCORAGENS INSTRUMENTADAS. Anc. C1 Anc. C2 Anc. C3 Anc. C4 Carga de Blocagem (P 0) 825 kn 800 kn 800 kn 760 kn FIGURA EVOLUÇÃO DA CARGA NAS ANCORAGENS INSTRUMENTADAS AO LONGO DO PROCESSO CONSTRUTIVO. As primeiras ancoragens a ser instrumentadas foram a C1 e a C3 e a C2 e C4 só foram instrumentadas após a execução da segunda viga de distribuição. Assim analisando a carga instalada nas ancoragens da secção 1, a ancoragem C1 à data da primeira leitura não mostra variação ao contrário da ancoragem C3 que apresenta uma perda de 1,25% de carga em relação ao seu P 0. No dia 3 de Fevereiro a ancoragem C1 apresenta uma perda de 0,6% da carga em relação à carga de blocagem, enquanto a C3 não apresenta variação. No dia 9 de Março ambas as ancoragens, C1 e C3, apresentam um ganho de carga de 3% e 1,3 %, 37

58 Capítulo 3 Caso de Estudo respetivamente. Nesta data são então pela primeira vez medidas as cargas nas ancoragens C2 e C4, que já se encontram instrumentadas. A ancoragem C2 mostra-se invariante, enquanto a C4 apresenta um ganho de 1,3% em relação a P 0. A última medição foi realizada a 2 de Abril 2012, onde C1 apresenta um ganho de 3% de carga, C2 mantem-se invariante, C3 apresenta uma perda da carga instalada de 2,5% e por fim C4 apresenta um ganho de 1,3% de carga. A variação da carga de pré-esforço é pequena ao longo do faseamento construtivo, característica das soluções bem dimensionadas (Guerra, 2003), pelo que se admite que as ancoragens apresentam uma resposta satisfatória. 3.5 MODELAÇÃO NUMÉRICA Como já foi referido em 2.1.4, foi utilizado o programa de cálculo automático de elementos finitos Plaxis 2D, versão 8.2, para a modelação da secção de referência cuja, instrumentação já foi analisada. Os resultados obtidos pelos programas de cálculo automático são uma boa aproximação da realidade se na definição do modelo for respeitada a geometria, quer da estrutura quer do cenário geológico, e a caraterização dos parâmetros mecânicos dos mesmos. Esta modelação tem como objetivo comparar os valores dos esforços e dos deslocamentos obtidos por um programa de cálculo numérico, com os deslocamentos registados em obra. Outro objetivo desta modelação consiste na calibração do modelo da secção de referência visando uma retroanálise, com a finalidade de estudar outras soluções construtivas potencialmente mais económicas. A modelação deste caso de estudo incidiu sobre a secção 1 da estrutura de contenção, que como já referido anteriormente foi a secção que mostrou um deslocamento horizontal mais condicionante (ver Quadro 3.1). Esta secção tem cerca de 13,5 m de altura de escavação, e duas estruturas de contenção, uma parede de Berlim no topo seguida de uma cortina de estacas moldadas. Neste tipo de estruturas, cortinas ancoradas, é usual recorrer-se a algumas simplificações. A consideração de um estado plano de deformação é uma delas, pois permite a utilização de um modelo bidimensional que torna a análise mais simples e computacionalmente mais rápida. Esta simplificação afasta o modelo um pouco da realidade, e embora os erros sejam pequenos é importante saber que estão presentes na análise (Raposo, 2007) GEOMETRIA DO MODELO DE CÁLCULO Como a secção 1 apresenta um desenvolvimento longitudinal significativo, cerca de 25 m, assumiu-se que no modelo podia ser assumido um estado plano de deformação. A utilização deste estado pressupõe que os campos de tensões e deformações não variam longitudinalmente. Toda a análise foi efetuada assumindo uma secção tipo perpendicular ao plano da estrutura, e as suas caraterísticas mecânicas são definidas por metro linear. Foi também definida a malha de elementos finitos, cuja geometria consistiu em elementos triangulares de 15 nós. 38

59 Capítulo 3 Caso de Estudo A criação do modelo iniciou-se pela determinação das dimensões da janela do mesmo. Considerou-se uma janela de 50 m de largura e 40 m de altura, para que a distância da estrutura de contenção às fronteiras fosse grande o suficiente para reproduzir melhor e com rigor as condições reais. O posicionamento da estrutura foi definido considerando que, para simular o interior da escavação, a distância da cortina de estacas à fronteira teria que ser maior ou igual à altura de escavação. Do lado da superfície não horizontal tentou-se reproduzir o mais fidedignamente a geometria da escadaria, que se conseguiu pela medição de cada lance de escadas e cada patamar desde o topo até à sua base. Em relação à distância entre a base da cortina de contenção e o limite inferior da janela considerou-se igual à altura da estrutura de contenção. As condições de fronteira do modelo foram aplicadas recorrendo ao comando Standart Fixities da janela de Input do software. Assim, consideraram-se apoios móveis lateralmente, que só permitem deslocamentos verticais. Já nas condições de fronteira da base do modelo, considerou-se um apoio fixo que impossibilita deslocamentos em qualquer direção. Uma vez definida a janela, a malha e as condições de fronteira do modelo passou-se então à definição do cenário geológico do caso de estudo. Recorrendo ao comando Geometry Line, foram definidos os três tipos de solos intervenientes e as respetivas espessuras das camadas. Considerou-se no modelo uma zona superior de camada de aterros de espessura variável. Esta foi definida com 13,5m de espessura sob as escadas de pedra do IST, atingindo os 4 m de espessura na zona da escavação. Imediatamente abaixo dos aterros considerou-se uma camada horizontal de argilas muito duras a rijas com 5,5 m de espessura. Por fim encontram-se as areias argilosas compactas a muito compactas cuja camada é horizontal e a espessura se estende até ao final da janela do modelo. Não se admitiu uma espessura desta ultima camada devido à informação dada na sondagem S2 já mencionada em Recorrendo ao comando Geometry Line foram definidas, através de linhas, as fases de escavação respeitando as cotas descritas no projeto. Consideraram-se 5 fases de escavação simuladas, a primeira é a escavação do terreno até à cota de execução da 1ª ancoragem na parede de Berlim. A segunda fase consiste na escavação até atingir a cota de projeto para a execução da cortina de estacas. A terceira e a quarta, são as escavações necessárias à execução das ancoragens dos dois níveis da cortina. Por fim, a última fase de escavação considerou-se necessária para atingir a cota final de projeto, a partir da qual se constroem as fundações da superestrutura. Como já foi referido no início deste capítulo, a escavação é de aproximadamente 13,5 metros, onde existem duas estruturas de contenção, a parede de Berlim e a cortina de estacas que se encontram sobrepostas 3,6 m. A parede de Berlim e a cortina de estacas tem 6 m e 14,1m de altura, respetivamente. Dos 14,1 m de altura da cortina de estacas 3 m correspondem ao encastramento da cortina na camada de solo com melhores caraterísticas geológicas. A materialização e caraterização, das estruturas de contenção no modelo, foram realizadas com o recurso à ferramenta Plate. Relativamente às condições de apoio das cortinas, ambas têm ancoragens como elemento de travamento. A parede de Berlim apresenta um nível de ancoragens e a cortina de estacas, com maior desenvolvimento em profundidade, apresenta dois níveis. A posição e geometria das ancoragens foram determinadas com 39

60 Capítulo 3 Caso de Estudo base nas peças desenhadas do projeto, onde estavam discriminados os valores dos comprimentos livre e de selagem, as suas inclinações e até a carga útil de pré-esforço. Para integrar as ancoragens no modelo recorreu-se à ferramenta Node-to-node anchor para a simulação do seu comprimento livre e para a simulação do bolbo de selagem recorreu-se à ferramenta Geogrid. Tanto os elementos Node-to-node anchor e Geogrid pressupõem a definição da sua caraterização mecânica. As sobrecargas consideradas na modelação foram de 5 kpa e 10 kpa, com recurso ao comando Distributed Load, para a materialização das escadas em calçada portuguesa e nos arruamentos, respetivamente. Ainda no âmbito da geometria do modelo, considerou-se que o nível freático se encontra sensivelmente coincidente com a base da escavação e portanto não influencia o cálculo do programa. Na Quadro 3.16 encontra-se representada a geometria do modelo de cálculo, que comtempla todos os elementos acima mencionados. FIGURA ILUSTRAÇÃO DA MODELAÇÃO NUMÉRICA NO PROGRAMA PLAXIS 2D CARATERIZAÇÃO DOS MATERIAIS Uma vez definida a geometria do modelo, resta caracterizar os diferentes materiais intervenientes. A resistência e rigidez dos materiais são caraterizadas por metro linear, uma vez que se considera uma análise bidimensional CARATERIZAÇÃO DO TERRENO A caraterização do terreno começa pela definição do modelo constitutivo do solo, sendo que neste caso foi adotado o Hardening Soil. 40

61 Capítulo 3 Caso de Estudo O Hardening Soil é um modelo avançado de simulação do comportamento de vários tipos de solos, entre eles as areias, argilas e siltes. Este modelo considera o endurecimento do solo, ao contrário do modelo de Mohr Coulomb que se é um modelo elástico perfeitamente plástico. Este modelo utiliza ainda três módulos de deformabilidade para a definição do solo (Plaxis Manual, s.d.). O Hardening Soil permite uma representação do comportamento do solo muito mais próxima da realidade, em especial no que respeita à simulação dos ciclos de descarga e recarga impostos pelas sucessivas fases de escavação e aplicação de pré-esforço nas ancoragens (Raposo, 2007). Quando um solo é sujeito a um carregamento deviatórico mostra um decréscimo na rigidez e simultaneamente desenvolve deformações plásticas irreversíveis. O modelo Hardening Soil consegue simular o aumento da rigidez dos estratos com o aumento da pressão, uma vez que na sua definição apresenta uma relação tensão-deformação não-linear do tipo hiperbólica. Este modelo tem como base o modelo hiperbólico e considera o endurecimento do solo. Este modelo considera ainda a dilatância do solo e uma superfície de cedência que não é fixa no espaço de tensões principais, podendo expandir, ocorrendo durante essa expansão deformações plásticas irreversíveis. (Raposo, 2007) Para a caraterização deste modelo é necessária a definição dos parâmetros presentes no Quadro 3.3. QUADRO 3.3- PARÂMETROS DO MODELO CONSTITUTIVO HARDENING SOIL (PLAXIS MANUAL, S.D.). Parâmetros de Resistência c Coesão efetiva kpa Φ Ângulo de resistência ao corte Ψ Ângulo de dilatância Parâmetros de Rigidez Módulo de deformabilidade secante em estado triaxial (correspondente a 50% da tensão de rotura) para uma tensão de referência p ref kpa Módulo de deformabilidade edométrico tangente para tensão vertical para uma tensão de referência kpa m Potência que expressa a dependência da rigidez em relação ao nível de tensão - Parâmetros Avançados Módulo de deformabilidade na descarga/recarga em estado triaxial, para uma tensão de referência ( ) kpa Coeficiente de Poisson na descarga/recarga (0,2) - Tensão de referência (100 kpa) kpa Coeficiente de impulso em repouso (1-sin Φ ) - Quociente de rotura que relaciona a tensão deviatórica na rotura com a assíntota da hipérbole que traduz a relação tensão-deformação (0,9) - 41

62 Capítulo 3 Caso de Estudo Segundo o Manual do programa, é aconselhável utilizar os valores dos parâmetros avançados presentes que se encontram entre parênteses no Quadro 3.3. Os valores admitidos por defeito pelo programa abrangem a maioria dos casos, assim sendo só se devem alterar os valores aconselhados quando se tratar de um estudo específico (Plaxis Manual, s.d.). No Manual do programa Plaxis 2D, versão 8.2, são sugeridas algumas aproximações ainda que com algum erro associado, uma vez que nem sempre se conseguem determinar todos os parâmetros nos ensaios ou através de correlações. É então aceitável considerar as seguintes aproximações: A presente modelação assumiu os valores admitidos por defeito e as aproximações imediatamente acima apresentadas. No Quadro 3.4 encontram-se os parâmetros geotécnicos dos diferentes solos que caracterizam o terreno suportado pela estrutura de contenção (Engiarte e Rodio, 2011). QUADRO 3.4- CARATERIZAÇÃO DO SOLO E INTERFACE. Parâmetros do modelo Hardening Soil ATERROS Cenário Geotécnico ARGILAS MUITO AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A DURAS A RIJAS MUITO COMPACTAS [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 0,5 0,5 0,5 [ ] Tipo de Material Drenado Não Drenado Drenado Fator de redução da Interface Rígida Dado que o nível freático nesta obra se encontrava abaixo do fundo da escavação, ou seja os solos não se encontravam saturados, a análise foi feita em tensões efetivas. 42

63 Capítulo 3 Caso de Estudo CARATERIZAÇÃO DA PAREDE DE BERLIM A parede de Berlim foi caraterizada mecanicamente considerando apenas os seus perfis metálicos, do tipo HEB140 que se encontram espaçados 3 m entre si. Apenas se considerou a contribuição dos perfis metálicos pois são estes elementos que resistem aos esforços de flexão provocados na estrutura pelo impulso do solo. Abaixo encontram-se os resultados dos cálculos da rigidez axial e de flexão por metro linear bem como do peso volúmico CARATERIZAÇÃO DA CORTINA DE ESTACAS A caraterização da cortina de estacas assenta essencialmente na caraterização do elemento estaca. As estacas são em betão armado e têm 500 mm de diâmetro e as suas caraterísticas encontram-se abaixo apresentadas. Nesta caraterização não se considerou a contribuição da viga de coroamento nem das vigas de distribuição uma vez que no plano da modelação a sua inércia não é significativa. Contudo estes elementos contribuem para a rigidez global da estrutura CARATERIZAÇÃO DAS ANCORAGENS As ancoragens, como já foi descrito na geometria são simuladas por dois elementos, no entanto a sua modelação é um problema algo complexo. Como se tratam de elementos lineares que exercem uma ação concentrada quer na cabeça da ancoragem, quer na selagem, envolvendo importantes efeitos tridimensionais, constituem uma dificuldade quando o modelo é bidimensional. O comprimento livre é simulado por um elemento to tipo barra, o node-to-node anchor, que não se liga com a malha de elementos finitos do solo. Já o bolbo de selagem é modelado recorrendo a um elemento linear do tipo geossintético, o Geogrid, que se liga à malha de elementos finitos do solo. Tanto o Geogrid como o Node-to-node anchor, são elementos cujo comportamento é linear e têm apenas rigidez axial de tração (Raposo, 2007). No Quadro 3.5 e Quadro 3.6 encontra-se reunida a geometria das ancoragens das duas estruturas de suporte, já descrita em

64 Capítulo 3 Caso de Estudo QUADRO 3.5-GEOMETRIA DAS ANCORAGENS DA PAREDE DE BERLIM. Inclinação ( ) Ancoragens da parede de Berlim Comprimento Livre (m) Bolbo de Selagem (m) 1º Nível 30 9,5 5,5 QUADRO 3.6- GEOMETRIA DAS ANCORAGENS DA CORTINA DE ESTACAS. Inclinação ( ) Ancoragens da cortina de estacas Comprimento Livre (m) Bolbo de Selagem (m) 1º Nível º Nível No Quadro 3.7 encontra-se a caraterização dos elementos ancoragens, considerados na modelação. QUADRO 3.7- CARATERIZAÇÃO DOS ELEMENTOS DAS ANCORAGENS. Ancoragens da Parede de Berlim ( ) Comprimento livre Bolbo de Selagem ( ) 117 Ancoragens da cortina de estacas ( ) Comprimento Livre Bolbo de Selagem 1º Nível 2º Nível 1º Nível 2º Nível ( ) 196 O bolbo de selagem foi modelado considerando uma calda de cimento de 25 GPa. Para o cálculo da sua área foi considerado o diâmetro 20% superior ao diâmetro do cabo, que neste caso era de 15 cm (Beijinha, 2009). A carga de pré-esforço das ancoragens, o P útil, foi determinado considerando a carga definida em projeto a dividir pela distância entre as ancoragens. No caso da parede de Berlim as ancoragens têm 3 m de afastamento e um P útil= 350 kn. Na cortina de estacas as ancoragens do 1º e 2º nível têm o mesmo afastamento, de 3.83m e um P útil =750 kn. As ancoragens têm caráter provisório, uma vez executada a superestrutura a sua função de apoio será garantida pelas lajes dos pisos, pelo que não se considerou no cálculo da carga de pré-esforço o efeito das perdas diferidas. 44

65 Capítulo 3 Caso de Estudo MALHA DE ELEMENTOS FINITOS E FASE DE CÁLCULOS Uma vez definidas as caraterísticas dos materiais, é necessário proceder à geração da malha de elementos finitos recorrendo ao comando Generate Mesh. Este procedimento consiste em dividir a geometria definida em elementos do tipo selecionado inicialmente, neste caso triângulos, compatíveis com os elementos estruturais. A geração de malha tem conta a posição dos pontos e linhas da geometria do modelo, de modo a que a posição exata das camadas, cargas e estruturas seja contabilizada na malha de elementos finitos. Uma vez gerada a malha de elementos finitos, segue-se a geração das tensões iniciais que compreendem as condições iniciais devido ao nível freático, a configuração da geometria e o estado inicial de tensões efetivas (Plaxis Manual, s.d.). As tensões iniciais não foram geradas através do procedimento do K0 uma vez que a superfície tardoz da escavação não é horizontal. Desta forma, para a geração das tensões iniciais, foi criada uma fase de cálculo denominada Gravity Loading. Como já foi referido, considerou-se que o nível freático se encontrava coincidente com a base da cortina, mantendo-se inalterado durante todo o processo construtivo, pelo que não foi considerado no modelo. Definidas as condições iniciais, passou-se então à fase de cálculos onde se consideraram as fases mais significativas do processo construtivo. Esta etapa, de cálculo do programa, permite além de uma simulação mais fidedigna, a monitorização dos esforços e deslocamentos em cada fase. Apresenta-se assim no Quadro 3.8 o faseamento construtivo modelado para o corte de referência C1. QUADRO FASEAMENTO CONSTRUTIVO DO CORTE DE REFERÊNCIA C1 ADOTADO NA MODELAÇÃO. Fase 0 Fase 1 Fase 2 Fase 3 Fase 4 Fase 5 Fase 6 Fase 7 Fase 8 Fase 9 Fase 10 Fase 11 Fase 12 Faseamento Construtivo do corte C1 Repouso Gravity Loading Fase inicial Instalação dos perfis metálicos verticais da parede de Berlim Escavação até a cota de projeto definida para a execução das ancoragens da parede de Berlim Execução e tensionamento das ancoragens Escavação até a cota definida no projeto para a execução das estacas da cortina Execução das estacas Escavação do 1º nível Execução e tensionamento do 1º nível de ancoragens Escavação do 2º nível Execução e tensionamento do 2º nível de ancoragens Escavação até à cota final definida no projeto A fase 0 corresponde à Initial Fase definida por defeito pelo programa, onde se dão todos os deslocamentos devido ao peso do solo, sobrecargas e às condições iniciais. A fase 1 corresponde à geração de tensões iniciais do solo, uma vez que estas não foram geradas na fase da definição da geometria pelo 45

66 Capítulo 3 Caso de Estudo método do K0. Assim cria-se uma fase, neste caso denominada por Gravity Loading, cujos parâmetros se configuram de acordo com as seleções a amarelo da Figura FIGURA CONFIGURAÇÃO DA FASE DE GERAÇÃO DAS TENSÕES INICIAIS DO MODELO. Na fase 2 ativaram-se as sobrecargas a tardoz da contenção. Ainda nesta fase, ativou-se o comando Reset displacements to zero, para zerar os deslocamentos provocados pelas fases iniciais. Desta forma a partir desta fase, todos os deslocamentos serão provocados pelas seguintes fases. Após a ativação do elemento plate correspondente aos perfis metálicos HEB140 da contenção de Berlim, na Fase 3, iniciaram-se as fases de escavação. As fases de escavação consistem em desativar as camadas de solo já delimitadas na fase da definição da geometria. Após a execução e tensionamento da ancoragem da parede de Berlim (Fase 5), realizou-se novamente a uma fase de escavação até à cota de execução das estacas da cortina (Fase 6). De seguida, na Fase 7, procedeu-se à ativação do elemento plate, caraterizado pelas estacas da cortina. Da Fase 8 à Fase 12 ocorrem as fases de escavação, intercaladas, com a execução e tensionamento das ancoragens dos dois níveis, até que na Fase 11 se simula a escavação final. Posto isto, reúnem-se todas as condições para o cálculo do modelo. Este cálculo é realizado recorrendo à função Calculate que permite obter os resultados dos esforços e dos deslocamentos em qualquer ponto da geometria e nas diferentes fases construtivas. 46

67 Capítulo 3 Caso de Estudo RESULTADOS DA MODELAÇÃO Neste subcapítulo reúnem-se os resultados da modelação, tanto a nível de deslocamentos no solo e na estrutura, como os esforços nesta última DESLOCAMENTOS Nas figuras seguintes, encontram-se representadas a configuração deformada da malha de elementos finitos, Figura 3.18, e as configurações dos deslocamentos horizontais e verticais, no final da escavação na Figura 3.19 e Figura FIGURA CONFIGURAÇÃO DEFORMADA DA MALHA DE ELEMENTOS FINITOS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO (AMPLIADA 100 VEZES). 47

68 Capítulo 3 Caso de Estudo FIGURA DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO (DESLOCAMENTO MÁXIMO 28,98 MM). De acordo com a Figura 3.19, pode verificar-se que os deslocamentos máximos ocorrem atrás da cortina de estacas, no que corresponde à fase de escavação para a execução do 2º nível. Este deslocamento horizontal é no sentido do interior da escavação e tem um valor máximo de, aproximadamente, 29 mm e ocorre entre os 4m e os 5m, a partir do topo da cortina de estacas. FIGURA DESLOCAMENTOS VERTICAIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO (DESLOCAMENTO MÁXIMO 18,56 MM). 48

69 Capítulo 3 Caso de Estudo Na Figura 3.20 pode observar-se que os deslocamentos verticais máximos ocorrem no topo da escadaria, correspondendo a assentamentos na ordem dos 19 mm. Na base da escavação, verifica-se que ocorreu um empolamento no terreno, com cerca de 10 mm, devido à retirada de todo o carregamento. Contudo, têmse vindo a verificar pela experiência que os empolamentos previstos pelo programa são consideravelmente mais elevados do que aqueles que acontecem na realidade (Oliveira, 2012). Comparando a importância dos deslocamentos verticais, os assentamentos no topo das escadas assumem maior relevância, por poderem interferir com o funcionamento das mesmas. Uma vez medidos os deslocamentos no solo, foram também aferidos os deslocamentos da cortina que se encontram reunidos na Figura Os deslocamentos medidos na cortina, têm em conta também os deslocamentos já existentes no solo, provocados pela execução da parede de Berlim, respetivas escavações e tensionamento de ancoragens. Assim, de acordo com a Figura 3.21 b), as deformações horizontais máximas na cortina são cerca de 29 mm e ocorrem a 5 m do topo. Já o deslocamento horizontal verificado no topo da cortina é cerca de 27 mm. Ambos ocorrem no sentido do interior da escavação e a diferença dos valores é relativamente pequena, provavelmente, devido ao solo onde se encontram. Ou seja, como o topo da cortina se encontra na zona dos aterros, e este terreno apresenta menor deformabilidade relativamente as argilas duras a muito rijas, onde se dá o deslocamento máximo é expetável que os deslocamentos ocorram como os resultados do programa indicam. Verificam-se duas zonas de decréscimo dos deslocamentos, que correspondem à fase de tensionamento das ancoragens do 1º e 2º nível. Relativamente aos deslocamentos verticais, estes têm sentido descendente, o que representa um assentamento da cortina. O deslocamento vertical máximo é de 1,92 mm e ocorre entre os 4 e os 5 m de profundidade, considerados a partir do topo da cortina de contenção, devido ao alívio da tensão vertical resultante da escavação. Deslocamento total Deslocamento horizontal Deslocamento vertical (máximo = 29,05 mm) (máximo = 28,99 mm) (máximo = 1,92 mm) a) b) c) FIGURA DESLOCAMENTOS DA CORTINA NA FASE FINAL DA ESCAVAÇÃO: A) DESLOCAMENTO TOTAL B) DESLOCAMENTO HORIZONTAL E C) DESLOCAMENTO VERTICAL. 49

70 Profundidade (m) Capítulo 3 Caso de Estudo Além da análise dos deslocamentos no solo e na estrutura, no final da escavação, a modelação do caso de estudo teve também como objetivo compreender e prever o comportamento da contenção durante o processo construtivo. Consideraram-se apenas os deslocamentos horizontais por serem os mais significativos e condicionantes, pois estão orientados no sentido do interior da escavação. A Figura 3.22 reúne os deslocamentos horizontais, da cortina em algumas fases do processo construtivo. É importante realçar que este gráfico apenas traduz os deslocamentos da cortina de estacas, porque quando esta foi executada, já tinha ocorrido uma escavação e o tensionamento de um nível de ancoragens da parede de Berlim. Deslocamento horizontal da cortina (mm) ª escavação 1ª ancoragem 2ª escavação 2ª ancoragem Final da escavação -16 FIGURA GRÁFICO DO DESLOCAMENTO HORIZONTAL DA CONTENÇÃO AO LONGO DAS VÁRIAS FASES CONSTRUTIVAS. No gráfico da Figura 3.22 podem observar-se os deslocamentos horizontais da cortina de estacas ao longo das fases construtivas da cortina de estacas. As linhas a cheio correspondem às fases de escavação, enquanto as linhas a tracejado correspondem à aplicação de pré-esforço. Por último encontra-se a linha mais grossa que corresponde ao deslocamento horizontal da cortina em profundidade no final da escavação. Quando se dá uma fase de escavação nota-se um acréscimo dos deslocamentos no sentido do interior da escavação, que são parcialmente recuperados após a aplicação do pré-esforço nas ancoragens. A recuperação desse deslocamento não é bastante significativa, contudo é mais notória na 1ª fase de escavação/1ª ancoragem do que na 2ª fase de escavação/2ª ancoragem. Ainda no mesmo gráfico pode observar-se a contribuição das fases de escavação para o deslocamento horizontal da cortina, das quais a 2ª fase é a que apresenta o movimento mais significativo. Relativamente 50

71 Profundidade (m) Capítulo 3 Caso de Estudo à contribuição do pré-esforço no deslocamento horizontal da cortina, a análise é muito sumária uma vez que só existem dois níveis de ancoragens. Pode constatar-se que a ação do pré-esforço perde importância à medida que a escavação aumenta. Como se pode verificar no gráfico, a recuperação do deslocamento horizontal é mais significativa na primeira fase de escavação do que na segunda fase. Verifica-se então, como referido em 2.1.3, que este comportamento é típico de uma cortina ancorada pois a função do pré-esforço, mais do que contribuir para a recuperação dos deslocamentos, é responsável pela alteração do estado de tensão como preparação para as seguintes fases da escavação (Guerra, 2007) ESFORÇOS Os gráficos seguintes representam a evolução dos esforços na cortina de contenção ao longo das fases de escavação. Uma vez já analisados os seus deslocamentos, a análise dos esforços vai completar o conhecimento do seu comportamento ao longo do processo construtivo. Apresentam-se o esforço axial e os momentos fletores por representarem mais diretamente o comportamento da cortina devido às fases de escavação e à execução das ancoragens. ESFORÇO AXIAL Esforço Axial (kn/m) Mov. Terreno -2-4 Pré-esforço -6 Mov. Terreno -8 Pré-esforço Ficha -16 FIGURA EVOLUÇÃO DO ESFORÇO AXIAL NA CORTINA DE ESTACAS EM PROFUNDIDADE. O gráfico da Figura 3.23 mostra a evolução do esforço axial na cortina em profundidade. Note-se que o zero indicado no eixo vertical do gráfico não corresponde à superfície do terreno, mas sim ao topo da cortina de estacas. Pela análise do gráfico pode observar-se a influência das ancoragens no aumento do esforço axial. Quando é executado o tensionamento de uma ancoragem constata-se a existência de um patamar no gráfico, e o esforço axial aumenta. Este facto deve-se ao tensionamento da ancoragem 51

72 Profundidade (m) Capítulo 3 Caso de Estudo representar uma força concentrada com uma componente vertical significativa. Note-se que os patamares referidos podem ser observados a 2,6 e 8,7 m, localização das ancoragens da cortina. O esforço axial máximo verificado é de compressão, com o valor de 625,69 kn/m. Verifica-se um decréscimo de esforço axial, após o valor máximo, localizado na zona de encastramento da cortina que pode ser explicado pelo atrito que se gera entre as estacas e o solo. MOMENTO FLETOR ª Escavação 1ª Ancoragem 2ª Escavação Momento Flector (knm/m) FIGURA MOMENTOS FLETORES NA CORTINA NAS VÁRIAS FASES CONSTRUTIVAS. O andamento em profundidade dos momentos fletores é muito variável, ocorrendo em algumas secções a mudança de sinal do momento. Na Figura 3.24 encontra-se um gráfico que reúne os momentos fletores relativos à cortina de estacas durante as fases de escavação. De acordo com o gráfico mencionado, pode verificar-se a predominância dos momentos positivos ao longo da cortina, que representam trações no lado que está direcionado para o interior da escavação. Contudo na 1ª fase de escavação tal não acontece, pois como se pode ver no gráfico, os momentos são negativos em toda a cortina. Este resultado pode ser explicado pelo facto de até à realização da primeira ancoragem, quando é realizada a 1ª escavação, a cortina tem um comportamento autoportante, funcionando como uma consola. Quando é tensionada a primeira ancoragem, nota-se um momento máximo negativo de 56,69 knm/m a 2,6 m do topo da cortina. Analisando a 2ª fase de escavação pode verificar-se que se atinge um momento máximo positivo que ocorre após a posição da 1ª ancoragem. Após a execução da 2ª ancoragem, realiza-se a escavação final, onde se verifica a mesma tendência, do momento máximo positivo abaixo da 2ª ancoragem. Observando a linha a roxo, que correspondente à escavação final, verifica-se que existem dois momentos negativos 52

73 Profundidade (m) Capítulo 3 Caso de Estudo principais, na parte superior da cortina, devido ao seu comportamento em consola e ainda abaixo do nível de escavação, o que é corroborado pela existência da ficha da cortina que traduz o seu encastramento no solo de fundação COMPARAÇÃO ENTRE OS RESULTADOS DA MODELAÇÃO E OS RESULTADOS REAIS A análise entre os resultados obtidos através da modelação e os resultados da instrumentação foi, essencialmente, feita recorrendo aos deslocamentos observados no inclinómetro I1 e ao alvo topográfico A30, ambos localizados na secção 1. Embora as posições dos vários aparelhos de instrumentação já tenham sido apresentadas na Figura 3.10, considerou-se importante relembrar para esta análise que, o inclinómetro I1 encontra-se entre a cortina de estacas e a parede de Berlim e alcança os 23 m em profundidade, e o alvo A30 encontra-se na viga de coroamento VC1, ou seja encontra-se exatamente no topo da estrutura de contenção. Foi também feita uma comparação entre os valores medidos nas células de carga das ancoragens da cortina, já designadas em , e os valores obtidos pela modelação desde o tensionamento das ancoragens até ao final da escavação. As réguas de nível, embora instaladas, não foram consideradas nesta análise porque os resultados obtidos afastavam-se bastante da realidade, além do que não eram corroborados pelos movimentos detetados nos alvos topográficos DESLOCAMENTOS DA CORTINA DE ESTACAS EM PROFUNDIDADE Utilizando então a informação da instrumentação, mais especificamente do inclinómetro I1, procedeu-se à comparação entre estes resultados e os resultados da modelação. A Figura 3.25 reúne a evolução dos deslocamentos ao longo do processo construtivo Deslocamento horizontal (mm) 1 escavação 1 escavação instrumentação 1 ancoragem 1 ancoragem instrumentação 2 escavação 2 escavação instrumentação 2 ancoragem 2 ancoragem instrumentação Final da escavação final da escavação instrumentação FIGURA 3.25-COMPARAÇÃO DA EVOLUÇÃO DOS DESLOCAMENTOS, DURANTE O PROCESSO CONSTRUTIVO, ENTRE DOS RESULTADOS DA MODELAÇÃO E OS RESULTADOS OBTIDOS PELA INSTRUMENTAÇÃO. 53

74 Capítulo 3 Caso de Estudo No gráfico da figura constam dois tipos de linhas onde as fases representadas a tracejado correspondem aos resultados da instrumentação e as fases a cheio aos resultados da modelação no Plaxis. Note-se ainda que os deslocamentos apresentados pela instrumentação foram medidos a 1 m de profundidade a partir do topo da cortina de estacas. Analisando o gráfico constata-se que os deslocamentos medidos são bastante inferiores aos previstos pelo modelo. Esta situação era expetável uma vez que o processo de modelação é mais conservativo. Note-se que o andamento das fases é semelhante e que os deslocamentos máximos não se dão exatamente à mesma cota mas diferem pouco. Segundo os resultados da instrumentação o deslocamento máximo horizontal é de 8,2 mm e ocorre aos 4 m de profundidade, já segundo os resultados da modelação, o deslocamento horizontal máximo é de 28,99 mm e ocorre aos 5 metros de profundidade. Ainda pelo gráfico da Figura 3.25 se pode observar que os deslocamentos estimados no fundo da cortina junto da base da escavação são muito pequenos, não chegando inclusive aos 5 mm, o que permite afirmar que a estrutura apresenta um bom funcionamento e o comprimento do encastramento de 3 m considerado é adequado. Uma vez que o deslocamento máximo estimado foi da ordem de grandeza de 0,22% da altura total da escavação realizada, considerou-se um deslocamento bastante satisfatório em relação ao funcionamento em serviço de uma estrutura de contenção ancorada DESLOCAMENTOS NO TOPO DA CORTINA DE ESTACAS No Quadro 3.9 encontram-se os deslocamentos horizontais medidos no topo da cortina de estacas, através do alvo topográfico A30. Optou-se por só considerar a contribuição do alvo A30 porque face ao A29, este mostra movimentos mais significativos e consequentemente mais condicionantes. Posto isto, encontram-se reunidas as condições para a comparação do alvo com os resultados obtidos pela modelação em Plaxis. Analisando os valores do Quadro 3.9 verifica-se que os deslocamentos previstos no modelo são significativamente superiores aos movimentos medidos em obra na cortina que permite afirmar que o movimento no topo da cortina foi muito reduzido. QUADRO 3.9- DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS MEDIDOS NO TOPO DA CORTINA DURANTE O PROCESSO CONSTRUTIVO. Deslocamento horizontal no topo da cortina de estacas (mm) PLAXIS ALVO TOPOGRÁFICO A30 1ª Escavação 7,9 1,7 1ª Ancoragem 12,8 2,9 2ª Escavação 12,9 4,4 2ª Ancoragem 12,9 6,2 Escavação Final 19,9 6, CARGA NAS ANCORAGENS No Quadro 3.10 encontram-se reunidos os valores das cargas medidas pelas células de carga colocadas nas ancoragens e os valores das cargas previstas na modelação em Plaxis. 54

75 Capítulo 3 Caso de Estudo QUADRO COMPARAÇÃO DA CARGA NAS ANCORAGENS PREVISTA PELA MODELAÇÃO FACE À MEDIDA NAS CÉLULAS DE CARGA DURANTE O PROCESSO CONSTRUTIVO. Carga de pré-esforço medida nas ancoragens da secção C1 na 1ª e 2ª viga de distribuição (kn) CÉLULA DE CARGA C1 (1ª VIGA) (P 0= 825KN) CÉLULA DE CARGA C2 (2ª VIGA) (P 0= 800KN) Plaxis Instrumentação Plaxis Instrumentação Escavação do 2º nível Tensionamento da ancoragem de 2º nível Escavação até à cota final A tendência observada, à medida que a escavação até à cota final avança, é que a ancoragem do 1º nível ganhou carga relativamente à sua carga de blocagem. Esta tendência verificou-se em obra e também já era prevista como se pode observar pelos valores obtidos no Plaxis. O resultado além de expetável é coerente com o funcionamento de uma cortina ancorada, uma vez que as ancoragens dos níveis superiores sofrem maiores variações devido às sucessivas retiradas do solo e consequentemente à descompressão por elas causada. No caso da ancoragem de 2º nível, segundo a modelação era previsto que esta ganhasse carga quando se procedesse à escavação da cota final da obra, contudo o que foi observado foi que esta não apresentou variação relativamente à sua carga de blocagem. Este resultado era de esperar pois como já foi previamente mencionado, as ancoragens dos níveis mais inferiores têm uma menor contribuição no travamento da cortina do que as ancoragens que se encontram mais acima. No geral podem tecer-se algumas considerações sobre os deslocamentos medidos pela instrumentação em relação aos deslocamentos obtidos pela modelação. Como seria de esperar os deslocamentos obtidos pela modelação são conservativos, daí apresentarem valores superiores aos observados em obra. Relativamente a este aspeto pode destacar-se que o facto de ao utilizar os valores da modelação no dimensionamento vai obter-se uma solução com alguma margem de segurança uma vez que os parâmetros geotécnicos têm sempre uma incerteza associada. Outro aspeto de extrema importância e interesse, ainda relacionado com o facto dos deslocamentos do modelo serem superiores aos medidos pela instrumentação, é a possibilidade de as caraterísticas mecânicas do solo serem superiores àquelas consideradas na modelação. Face à grande diferença entre os deslocamentos já mencionada, a hipótese descrita por último assume algum relevo nesta dissertação, pois recorrendo a uma análise paramétrica torna-se possível conhecer as caraterísticas dos solos de contenção e fundação com maior rigor e consequentemente a conceção e dimensionamento de soluções mais viáveis e económicas. No próximo subcapítulo 3.6, será então realizada uma retroanálise envolvendo um estudo paramétrico das caraterísticas mecânicas dos solos e ainda uma calibração do modelo. 55

76 Capítulo 3 Caso de Estudo Por fim considerou-se relevante referir que apesar da monitorização dos trabalhos geotécnicos ter terminado no dia 2 de Abril de 2012, os valores considerados como fase final da escavação são de 9 de Março de 2012 que correspondeu à data do término dos trabalhos de escavação. As leituras realizadas após o dia 9 de Março de 2012 já contemplam a execução da laje de fundo, cuja contribuição não foi considerada na modelação. 3.6 RETROANÁLISE A retroanálise é muito importante e útil para compreender o comportamento do terreno presente no caso de estudo, contudo a sua extrapolação para outras situações requer algum cuidado, pois não pode ser nem direta nem linear. Este tipo de análise pressupõe uma amostra significativa de casos, uma vez que foram consideradas simplificações quer na modelação numérica quer nas leituras da instrumentação que podem alterar o resultado da análise. Pretende-se então com este capítulo contribuir para o número de estudos já realizados. Para a realização deste estudo foi realizada numa análise paramétrica dos solos intervenientes, que permitiu definir uma nova caraterização do modelo de cálculo no software Plaxis 2D e posteriormente comparar os resultados obtidos com a os da instrumentação. A retroanálise assume grande importância no que diz respeito ao conhecimento e comportamento da formação Miocénica M1, uma vez que os resultados previstos são significativamente superiores aos resultados provenientes da instrumentação. Pode inclusive verificar-se no gráfico da Figura 3.25 que o andamento em profundidade é muito semelhante, com a diferença de uma translação de aproximadamente 20 mm, em relação ao deslocamento máximo medido pelo inclinómetro. Considerou-se então plausível colocar a hipótese de que os solos a conter apresentarem uma resistência superior à considerada na modelação. Esta análise incidiu apenas sobre os parâmetros do solo devido à grande incerteza associada às suas caraterísticas de rigidez e resistência ESTUDO PARAMÉTRICO A análise paramétrica foi realizada para cada camada de solo, usando novamente como secção de referência a secção 1. Foram comparados os valores medidos pela instrumentação colocada na secção 1 e os valores estimados para a mesma, no capítulo da modelação numérica. Consideraram-se então os valores registados pelo inclinómetro I1, presentes no Quadro 3.11, e do alvo topográfico A30, no Quadro Estas leituras correspondem à mesma fase temporal que fiz respeito ao final da escavação. 56

77 Capítulo 3 Caso de Estudo QUADRO DESLOCAMENTO MÁXIMO HORIZONTAL MEDIDO PELO INCLINÓMETRO I1 E ESTIMADO NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. QUADRO DESLOCAMENTO DO ALVO NO TOPO DA CORTINA TOPOGRÁFICO A30 E ESTIMADO NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. Inclinómetro deslocamento medido no solo atrás da cortina de estacas DESLOCAMENTO HORIZONTAL UX (mm) Inclinómetro I1 8,2 Plaxis Modelação Inicial 28,98 Alvo Topográfico- deslocamento medido topo da cortina de estacas DESLOCAMENTO HORIZONTAL UX (mm) Alvo 30 6,7 Plaxis Modelação Inicial 19,98 Uma vez que se vai proceder a um melhoramento das caraterísticas dos solos interveniente convém perceber em que camadas de solo ocorrem os deslocamentos apresentados nos quadros acima apresentados. Assim relativamente ao deslocamento do topo da cortina, medido pelo alvo A30, este encontra-se na camada superficial de aterros. Já o deslocamento máximo da cortina ocorreu na camada de solo correspondente às argilas muito duras a rijas PARÂMETROS ESCOLHIDOS E RESULTADOS Ao realizar-se uma análise paramétrica aos solos considerados no modelo de cálculo, foi necessário decidir que parâmetros seriam alterados. Assim, antes de chegar aos valores que serão apresentados adiante, foram feitas várias iterações, primeiro alterando cada um dos parâmetros de cada solo individualmente, para ver a sua influência, depois considerando alterações simultâneas de vários parâmetros nos vários solos. Contudo, como já era esperado com base nos deslocamentos medidos pela instrumentação, que a alteração do módulo de elasticidade foi a mais eficaz. Como os deslocamentos da cortina e do solo foram tão pequenos, assumiu-se que a resposta dos solos às movimentações de terra e tensionamento de ancoragens se dava em regime elástico. Desta forma um dos parâmetros alterados foi o módulo de deformabilidade do solo. O outro parâmetro que se considerou alterar foi o ângulo de resistência ao corte, com base na informação do estado de tensão do maciço, obtido na Figura 3.26, através do software Plaxis. Como se pode observar pela Figura 3.26, na camada de aterros existe uma vasta zona onde ocorreu o endurecimento por corte, pontos verdes descritos na legenda como Hardening Points. Na camada de argilas também existe uma pequena zona onde o endurecimento se deu por corte (pontos verde). Contudo a área correspondente ao endurecimento por acréscimo de tensão normal e endurecimento por corte tem mais expressão e está representada na Figura 3.26, pelos pontos azuis-claros designados por Cap&Hardening Points na legenda. Assim, considerou-se também incrementar o ângulo de resistência ao corte das argilas. Na camada de areias argilosas compactas a muito compactas apenas se alterou o módulo de deformabilidade por não se considerar muito realista um ângulo de resistência ao corte superior a 36. Note-se que as zonas plastificadas apenas correspondem à localização dos pontos encarnados (Mohr-Coulomb point), as restantes zonas do maciço apresentam endurecimento, significando que ainda têm alguma reserva até à 57

78 Capítulo 3 Caso de Estudo plastificação. Por último encontram-se ainda os pontos a negro (Tension cut-off point), no topo dp maciço, que representam as zonas do maciço onde ocorreram trações no solo. FIGURA ILUSTRAÇÃO DA PLASTIFICAÇÃO DO SOLO NA MODELAÇÃO NUMÉRICA INICIAL. De seguida apresentam-se os resultados obtidos face aos parâmetros alterados, para cada camada de solo. A primeira análise é relativa à resposta da camada superficial de aterros, a segunda à resposta das argilas muito duras a rijas e a terceira à análise das areias argilosas compactas a muito compactas. Considerou-se relevante mostrar novamente os parâmetros considerados para a caraterização do terreno inicialmente, como se pode ver no Quadro

79 Capítulo 3 Caso de Estudo QUADRO CARATERIZAÇÃO DO TERRENO CONSIDERADA INICIALMENTE. Parâmetros do modelo Hardening Soil ATERROS Cenário Geotécnico ARGILAS MUITO AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A MUITO DURAS A RIJAS COMPACTAS [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 0,5 0,5 0,5 [ ] Tipo de material Drenado Não Drenado Drenado De seguida apresentam-se os parâmetros alterados na camada superficial de aterros, como já foi referido o módulo de elasticidade e o ângulo de atrito interno. Além da justificação dada acima com base nos pontos plásticos da Figura 3.26, considerou-se que a camada de aterro se encontrava bastante compactada devido às ações quotidianas ao longo dos anos, como a passagem de veículos por exemplo. Estima-se que a camada de aterros tenha sido construída aquando a construção do campus da Alameda em 1934, ver Figura FIGURA IMAGEM DAS TRASEIRAS DO IST EM CONSTRUÇÃO EM 1934 (JOSÉ LEITE, S.D.). No Quadro 3.14 encontra-se a caraterização do terreno, considerada na modelação onde os parâmetros alterados se encontram realçados a negrito. 59

80 Capítulo 3 Caso de Estudo QUADRO CARATERIZAÇÃO DO TERRENO - OTIMIZAÇÃO DA CAMADA DE ATERROS. Parâmetros do modelo Hardening Soil ATERROS Cenário Geotécnico ARGILAS MUITO DURAS AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A A RIJAS MUITO COMPACTAS [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 0,5 0,5 0,5 [ ] Tipo de Material Drenado Não Drenado Drenado Procedendo novamente à modelação numérica no Plaxis 2D e exatamente segundo o mesmo procedimento do que na modelação inicial em 3.5, obtiveram-se os resultados presentes no Quadro 3.15 e no Quadro 3.16, para o inclinómetro I1 e Alvo topográfico A30, respetivamente. QUADRO DESLOCAMENTO MÁXIMO HORIZONTAL MEDIDO PELO INCLINÓMETRO I1 E ESTIMADO NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. QUADRO DESLOCAMENTO HORIZONTAL NO TOPO DA CORTINA DO ALVO TOPOGRÁFICO A30 E ESTIMADO NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. Inclinómetro DESLOCAMENTO HORIZONTAL MÁXIMO UX (mm) Inclinómetro I1 8,2 Plaxis Modelação Inicial 28,98 Plaxis - Otimização da camada de aterros 17,45 Alvo Topográfico DESLOCAMENTO HORIZONTAL UX (mm) Alvo 30 6,7 Plaxis - Modelação Inicial 19,98 Plaxis - Otimização da camada de aterros 10,92 Comparando os resultados obtidos entre a instrumentação e a otimização feita, constata-se que houve uma melhoria, ainda que pequena, face à modelação inicial. Proporcionalmente os resultados foram mais satisfatórios na aproximação dos deslocamentos do alvo topográfico, como seria de esperar dado que é a zona geotécnica onde este se localiza. De seguida foi considerada a alteração das camadas de argilas muito duras a rijas. Assim no Quadro 3.17 encontra-se a alteração feita às caraterísticas da camada de argilas que incidiu no módulo de elasticidade e no ângulo de resistência ao corte. 60

81 Capítulo 3 Caso de Estudo QUADRO CARATERIZAÇÃO DO TERRENO - OTIMIZAÇÃO DA CAMADA DE ARGILAS MUITO DURAS A RIJAS. Parâmetros do modelo Hardening Soil ATERROS Cenário Geotécnico ARGILAS MUITO DURAS AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A A RIJAS MUITO COMPACTAS [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 0,5 0,5 0,5 [ ] Tipo de Material Drenado Não Drenado Drenado A modelação numérica, à semelhança do que aconteceu com o melhoramento dos aterros, foi análoga à modelação feita inicialmente. Apresentam-se abaixo no Quadro 3.18 e no Quadro 3.19 os resultados obtidos quando se procedeu ao melhoramento das caraterísticas das argilas. QUADRO DESLOCAMENTO MÁXIMO HORIZONTAL MEDIDO PELO INCLINÓMETRO I1 E ESTIMADO NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. QUADRO DESLOCAMENTO HORIZONTAL NO TOPO DA CORTINA DO ALVO TOPOGRÁFICO A30 E ESTIMADO NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. Inclinómetro DESLOCAMENTO HORIZONTAL MÁXIMO UX (mm) Inclinómetro I1 8,2 Plaxis - Modelação inicial 28,98 Plaxis - Otimização da camada de 10,46 argilas Alvo Topográfico DESLOCAMENTO HORIZONTAL UX (mm) Alvo 30 6,7 Plaxis - Modelação inicial 19,98 Plaxis - Otimização da camada de argilas 7,20 Comparando com os resultados da modelação inicial, pode verificar-se uma aproximação com os resultados medidos pela instrumentação. Pode ainda comparar-se com o melhoramento da camada de aterros onde os resultados apesar de terem sido próximos, nesta análise conseguiram-se aproximar ainda mais. De forma a perceber a contribuição de cada camada de solo para a deformada final da cortina, procedeuse então à análise dos parâmetros das areias compactas a muito compactas, alterando o seu módulo de elasticidade. 61

82 Capítulo 3 Caso de Estudo QUADRO CARATERIZAÇÃO DO TERRENO - OTIMIZAÇÃO DA CAMADA DE AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A MUITO COMPACTAS. Parâmetros do modelo Hardening Soil ATERROS Cenário Geotécnico ARGILAS MUITO DURAS AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A A RIJAS MUITO COMPACTAS [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 0,5 0,5 0,5 [ ] Tipo de Material Drenado Não Drenado Drenado A modelação numérica, à semelhança do que aconteceu com o melhoramento dos aterros, foi análoga à modelação feita inicialmente. Apresentam-se abaixo no Quadro 3.21 e no Quadro 3.22 os resultados obtidos quando se procedeu ao melhoramento das caraterísticas das areias argilosas compactas a muito compactas. QUADRO DESLOCAMENTO MÁXIMO HORIZONTAL MEDIDO PELO INCLINÓMETRO I1 E ESTIMADOS NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. QUADRO DESLOCAMENTO HORIZONTAL NO TOPO DA CORTINA DO ALVO TOPOGRÁFICO A30 E ESTIMADOS NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. Inclinómetro DESLOCAMENTO HORIZONTAL MÁXIMO UX (mm) Inclinómetro I1 8,2 Plaxis - Modelação inicial 28,98 Plaxis - Otimização da camada de 19,24 areias Alvo Topográfico DESLOCAMENTO HORIZONTAL UX (mm) Alvo 30 6,7 Plaxis - Modelação inicial 19,98 Plaxis - Otimização da camada de areias 12,36 Analisando os resultados obtidos pela otimização das areias argilosas compactas a muito compactas, constata-se que os resultados obtidos são mais significativos ao nível da deformação da cortina em profundidade do que no topo, como já era expetável. Na Figura 3.28 encontram-se os gráficos que reproduzem o andamento em profundidade dos deslocamentos horizontais da cortina de estacas para o melhoramento das três camadas de solo. Cada 62

83 Profundidade (m) Profundidade (m) Profundidade (m) Capítulo 3 Caso de Estudo otimização (linha a cinzento) é comparada com os valores obtidos pela instrumentação (linha a preto) e com os da modelação inicial (linha a tracejado). Deslocamento (mm) Deslocamento (mm) Deslocamento (mm) Instrumentação 1ª Modelação Otimização Aterros -16 Instrumentação 1ª Modelação Otimização Argilas -16 Instrumentação 1ª Modelação Otimização Areias A) B) C) FIGURA COMPARAÇÃO DA EVOLUÇÃO DOS DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS EM PROFUNDIDADE ENTRE A INSTRUMENTAÇÃO A MODELAÇÃO INICIAL E A) OTIMIZAÇÃO DA CAMADA DE ATERROS, B) OTIMIZAÇÃO DA CAMADA DE ARGILAS, C) OTIMIZAÇÃO DA CAMADA DE AREIAS. Uma vez que se observaram bons resultados na análise de cada uma das camadas, considerou-se a sobreposição de efeitos, melhorando simultaneamente a camada de aterros, argilas e areias. No Quadro 3.23 reúnem-se todos os parâmetros alterados visando uma melhoria das caraterísticas do terreno a conter. Estes encontram-se destacados a negrito. 63

84 Capítulo 3 Caso de Estudo QUADRO CARATERIZAÇÃO DO TERRENO - OTIMIZAÇÃO DAS CAMADAS DE ATERROS, ARGILAS MUITO DURAS A RIJAS E AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A MUITO COMPACTAS. Parâmetros do Cenário Geotécnico modelo Hardening Soil ATERROS ARGILAS MUITO DURAS A RIJAS AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A MUITO COMPACTAS [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 0,5 0,5 0,5 [ ] Tipo de Material Drenado Não Drenado Drenado A modelação numérica manteve-se como se procedeu anteriormente, e os resultados obtidos encontramse no Quadro 3.24 e no Quadro Designou-se esta análise paramétrica por otimização total uma vez que reunia a otimização dos três solos em conjunto. QUADRO DESLOCAMENTO MÁXIMO HORIZONTAL MEDIDO PELO INCLINÓMETRO I1 E ESTIMADOS NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. QUADRO DESLOCAMENTO HORIZONTAL NO TOPO DA CORTINA DO ALVO TOPOGRÁFICO A30 E ESTIMADOS NO PLAXIS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. Inclinómetro DESLOCAMENTO HORIZONTAL MÁXIMO UX (mm) Inclinómetro I1 8,2 Plaxis Modelação inicial 28,98 Plaxis - Otimização total 9,7 Alvo Topográfico DESLOCAMENTO HORIZONTAL UX (mm) Alvo 30 6,7 Plaxis Modelação inicial 19,98 Plaxis - Otimização total 6,23 Analisando os resultados dos deslocamentos horizontais do Quadro 3.24 e no Quadro 3.25, pode verificarse que os valores desta análise foram bastante satisfatórios uma vez que se aproximaram bastante dos valores medidos pela instrumentação. No inclinómetro conseguiu-se um deslocamento horizontal com a diferença de 1,5 mm o que face à diferença de 20,8 mm para a modelação inicial é um resultado bastante positivo. Em relação ao alvo topográfico A30, obteve-se uma diferença de 0,47 mm entre os deslocamentos obtidos na otimização e os medidos pela instrumentação. Mais uma vez se considerou este resultado muito satisfatório uma vez que os resultados previstos pela modelação estão muito próximos dos reais. 64

85 Capítulo 3 Caso de Estudo Não obstante aos resultados obtidos pela otimização total, considerou-se outra otimização considerando apenas o melhoramento dos parâmetros da camada de aterros e de argilas, não incluindo as areias. Como a análise paramétrica individual das areias não mostrou uma contribuição significativa, tentou perceberse se a sua contribuição no conjunto seria relevante. Esta hipótese foi considerada, pois como foi mencionado no início deste capítulo, denominado por retroanálise, estas alterações são extrapolações pelo que caso não seja relevante a contribuição da alteração de algum parâmetro, é aconselhável manter o seu valor inicial. QUADRO CARATERIZAÇÃO DO TERRENO - OTIMIZAÇÃO DAS CAMADAS DE ATERROS, ARGILAS MUITO DURAS A RIJAS E AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A MUITO COMPACTAS. Parâmetros do modelo Hardening Soil Cenário Geotécnico AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A ATERROS ARGILAS MUITO DURAS A RIJAS MUITO COMPACTAS [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 0,5 0,5 0,5 [ ] Tipo de Material Drenado Não Drenado Drenado A modelação numérica manteve-se como se procedeu anteriormente, e os resultados obtidos encontramse no Quadro 3.27 e no Quadro QUADRO DESLOCAMENTOS MÁXIMOS HORIZONTAIS MEDIDOS E ESTIMADOS NO SOLO. QUADRO DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS MEDIDOS E ESTIMADOS NO TOPO DA CORTINA NO FINAL DA ESCAVAÇÃO. Inclinómetro DESLOCAMENTO HORIZONTAL MÁXIMO UX (mm) Inclinómetro I1 8,2 Plaxis Modelação inicial 28,98 Plaxis - Otimização Aterros e Argilas 9,17 Alvo Topográfico DESLOCAMENTO HORIZONTAL UX (mm) Alvo 30 6,7 Plaxis Modelação inicial 19,98 Plaxis - Otimização Aterros e Argilas 8,65 Os deslocamentos obtidos por esta modelação são muito próximos dos medidos pela instrumentação, quer no inclinómetro, quer no alvo topográfico instalado no topo da cortina. A diferença entre os 65

86 Profundidade (m) Profundidade (m) Capítulo 3 Caso de Estudo movimentos previstos para os medidos é de 0,97 mm no caso do inclinómetro e de 1,95 mm no caso do alvo topográfico. Observando os resultados obtidos pela sobreposição de efeitos da análise paramétrica dos aterros com a das argilas nota-se pelos resultados que não foram tão aproximados como o estudo anterior, referente às três camadas de solo. Embora a contribuição, individual, do melhoramento da camada de areias argilosas não se mostrar muito significativa na aproximação aos parâmetros do solo, este solo ainda tem uma espessura significativa na escavação, daí justificar-se a sua contribuição nesta retroanálise. Na Figura 3.29 encontra-se a evolução dos deslocamentos horizontais em profundidade na cortina, considerando as sobreposições de efeitos mencionadas. Deslocamento (mm) Deslocamento (mm) Instrumentação 1ª Modelação Otimização Aterros Argilas e Areias -16 Instrumentação 1ª Modelação Otimização Aterros e Argilas A) B) FIGURA EVOLUÇÃO DOS DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS NA CORTINA CONSIDERANDO A SOBREPOSIÇÃO DE EFEITOS DAS ANÁLISES PARAMÉTRICAS A) OTIMIZAÇÃO ATERROS ARGILAS E AREIAS, B) ATERROS E ARGILAS. Analisando os gráficos bem como os valores presentes nos quadros correspondente a essas análises paramétricas, constata-se que o estudo feito à sobreposição de efeitos dos três solos é mais significativo nas zonas, onde os deslocamentos horizontais da cortina são mais críticos. Desta forma, na modelação e conceção das soluções alternativas, considerar-se-á a sobreposição de efeitos dos aterros, argilas e areias argilosas. 66

87 4 SOLUÇÕES ALTERNATIVAS Este capítulo apresenta duas soluções alternativas à solução das cortinas de estacas moldadas, inicialmente considerada. Na verdade a primeira solução alternativa é uma otimização da solução inicial, consistindo também num conjunto de cortinas de estacas ancoradas, onde variam o afastamento entre estacas e o número de níveis de ancoragens. A segunda solução alternativa, esta sim, consiste num conjunto de paredes de CSM em todo o recinto, recorrendo a dois ou a três níveis de ancoragens. Em ambas as soluções o cenário geotécnico considerado correspondeu à otimização feita em 3.6, para a camada de aterros, argilas muito duras a rijas e areias argilosas compactas a muito compactas. De forma a poder comparar a viabilidade económica das soluções propostas, elaborou-se uma breve análise económica. Por fim, e de forma a estudar estas soluções alternativas não só do ponto de vista do seu desempenho estrutural e viabilidade económica, considerou-se pertinente realizar uma pequena análise de risco de danos nas estruturas vizinhas para perceber a dimensão e importância dos impactos que uma escavação com aproximadamente 14m de profundidade possa provocar nas estruturas adjacentes ao seu recinto. 4.1 OTIMIZAÇÃO DA SOLUÇÃO DE CORTINA DE ESTACAS MOLDADAS CORTINA DE ESTACAS COM AS ESTACAS ESPAÇADAS 1,5M DESCRIÇÃO Como já foi mencionado, esta solução trata-se de uma otimização da solução inicial onde os elementos estruturais são os mesmos, variando apenas o afastamento das estacas. As estacas mantêm um diâmetro de 500 mm com um comprimento de aproximadamente 14 m e o encastramento da cortina continua a ser 3m. Em relação ao afastamento entre os elementos estaca, considerou-se um afastamento de 1,5 m como se pode ver no esquema da Figura 4.1. Uma vez que o afastamento entre estacas foi alterado, o afastamento entre as ancoragens da cortina de estacas passa de 3,83 m para 4,5 m. 67

88 Capítulo 4 Soluções Alternativas FIGURA 4.1- ILUSTRAÇÃO DA PLANTA DA CORTINA DE CONTENÇÃO, COM O NOVO AFASTAMENTO ENTRE ESTACAS (MEDIDAS EM METROS) MODELAÇÃO NUMÉRICA À semelhança do procedimento realizado no capítulo 3.5, recorreu-se ao programa de cálculo automático Plaxis 2D para a modelação da solução. Foi novamente considerada a secção 1, que confronta com a escadaria do IST. A geometria do modelo manteve-se, alteraram-se apenas as caraterísticas do elemento plate que representa a estrutura de suporte, uma vez que o espaçamento das estacas aumentou a rigidez da cortina de estacas diminuiu. Devido ao novo espaçamento entre estacas, o espaçamento entre ancoragens também foi alterado. Relativamente à caraterização do cenário geotécnico, foram considerados os parâmetros obtidos no estudo paramétrico no capítulo 3.6 correspondente à retroanálise. Relativamente aos parâmetros do solo considerados nesta análise, utilizaram-se os valores obtidos no capítulo da retroanálise, na otimização dos aterros, argilas e areias CARATERIZAÇÃO DO TERRENO Os parâmetros que caracterizam o solo no modelo constitutivo Hardening Soil encontram-se reunidos no Quadro

89 Capítulo 4 Soluções Alternativas QUADRO 4.1- CARATERIZAÇÃO DO TERRENO. Parâmetros do Cenário Geotécnico modelo Hardening Soil ATERROS ARGILAS MUITO DURAS A RIJAS AREIAS ARGILOSAS COMPACTAS A MUITO COMPACTAS [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 0,5 0,5 0,5 [ ] CARATERIZAÇÃO DA PAREDE DE BERLIM E DA CORTINA DE ESTACAS A caraterização da parede de Berlim mantém-se inalterada àquela que se encontra presente em Já a caraterização da cortina de estacas sofreu algumas alterações, e encontra-se abaixo representada CARATERIZAÇÃO DAS ANCORAGENS A geometria e caraterização das ancoragens permaneceram iguais àquela que foi considerada em , apenas foi alterado o P útil uma vez que o afastamento entre ancoragens aumentou de 3,83m para 4,5m. Desta forma no quadro abaixo encontra-se a alteração feita. QUADRO CARATERIZAÇÃO DOS ELEMENTOS QUE CONSTITUEM AS ANCORAGENS. Ancoragens da cortina de estacas Comprimento Livre Bolbo de Selagem 1º Nível 2º Nível 1º Nível 2º Nível ( ) ( )

90 Capítulo 4 Soluções Alternativas RESULTADOS DA MODELAÇÃO O faseamento construtivo foi idêntico ao considerado na solução inicial, presente Quadro 3.8. Foi obtida a configuração da deformada da cortina correspondente ao final da escavação. FIGURA 4.2- CONFIGURAÇÃO DA MALHA DE ELEMENTOS FINITOS DEFORMADA NO FINAL DO PROCESSO CONSTRUTIVO (DEFORMADA AMPLIADA 200X). FIGURA 4.3- DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS NO SOLO (DESLOCAMENTO MÁXIMO 18,13 MM) FIGURA 4.4- DESLOCAMENTOS VERTICAIS NO SOLO (DESLOCAMENTO MÁXIMO 10,61 MM) 70

91 Capítulo 4 Soluções Alternativas Deslocamento total Deslocamento horizontal Deslocamento vertical (máximo = 18,94 mm) (máximo = 17,14 mm) (máximo = 1,06 mm) a) b) c) FIGURA 4.5- DESLOCAMENTOS DA CORTINA NA FASE FINAL DA ESCAVAÇÃO A) DESLOCAMENTO TOTAL, B) DESLOCAMENTO HORIZONTAL E C) DESLOCAMENTO VERTICAL DIMENSIONAMENTO E VERIFICAÇÃO DE SEGURANÇA Diagrama de momentos fletores Diagrama de esforço axial Diagrama de esforço transverso (máximo= 92,24 knm/m) (máximo= 606,87 kn/m) (máximo= 130,56 kn/m) a) b) c) FIGURA 4.6- DIAGRAMAS DE ESFORÇOS NA CORTINA APÓS A FASE FINAL DE ESCAVAÇÃO A) MOMENTO FLETOR B)ESFORÇO AXIAL E C)ESFORÇO TRANSVERSO 71

92 Capítulo 4 Soluções Alternativas O dimensionamento desta solução teve como base os esforços condicionantes obtidos na modelação desta solução. Uma vez obtidos estes valores pode proceder-se à verificação de segurança aos Estados Limites Últimos de acordo com a EN (Eurocódigo 2, 2004). Foi aplicado um coeficiente de segurança de 1,5 aos esforços obtidos na modelação, dado que se admite que a estrutura é projetada para o estado limite último. No Quadro 4.3 encontram-se os esforços por área de influência de cada estaca. QUADRO 4.3-VALORES DE CÁLCULO DOS ESFORÇOS NA CORTINA DE ESTACAS. Msd Nsd Vsd [knm/m] [kn/m] [kn/m] 138,36 910,31 195, ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO Neste cálculo desprezaram-se os efeitos de primeira e segunda ordem, que num elemento sujeito a esforço axial seriam consideráveis. Como neste caso se trata de uma cortina de estacas e não de um elemento isolado, o esfoço normal não vai diretamente para esse elemento isolado, mas acaba por se distribuir por todas as estacas da cortina. Assim considerando que a tensão máxima de compressão de um elemento de betão é de 20 MPa tem-se que, ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA À FLEXÃO As estacas estão submetidas a flexão composta com compressão, onde o peso próprio da cortina e a componente vertical da força das ancoragens são responsáveis pelas cargas axiais. No entanto é necessário perceber se a contribuição do esfoço normal é favorável ou desfavorável no que diz respeito à determinação da armadura de flexão. Consultando o gráfico de interação momento fletor - esforço normal, constata-se que a partir de um esforço normal reduzido de 0,4 que a percentagem mecânica de armadura decresce o que leva à determinação de armaduras inferiores (ver expressão do As,tot). Como se pode constatar pela expressão abaixo o esforço axial reduzido é inferior a 0,4, pelo que a sua consideração na determinação de ω iria levar ao cálculo de uma taxa de armadura inferior, do que se considerasse apenas a flexão simples. Desta forma o dimensionamento das armaduras longitudinais das estacas foi realizado considerando apenas a contribuição do momento fletor, desprezando a interação M-N. 72

93 Capítulo 4 Soluções Alternativas Segundo a EN a verificação de segurança ao Estado Limite Último de flexão simples é dado pela condição imediatamente abaixo descrita. Onde M Ed representa o momento fletor atuante e M Rd o valor de cálculo da resistência máxima do elemento estrutural. O valor de cálculo da resistência máxima do elemento é dada pela expressão abaixo representada. Simplificadamente pode considerar-se, para uma secção circular, que equivalente da secção da estaca. onde d e é a altura útil Assim, para o cálculo da área de armadura de flexão é necessário determinar o momento fletor reduzido (µ) e a percentagem mecânica de armadura (ω). O momento fletor reduzido foi calculado com base nas equações definidas pela EN , já a percentagem mecânica de armadura foi determinada com base nos ábacos de flexão comporta para secções circulares em betão armado, considerando ν=0. O valor do momento fletor reduzido não deve ser superior a 0,2 por forma a garantir a ductilidade da secção não ocorrendo rotura frágil. Assim, Uma vez determinada a percentagem mecânica de armadura, pode então proceder-se ao cálculo da área de armadura. Assim, Em função da área de armadura obtida, optou-se por uma armadura longitudinal de 6Ø20, equivalente a uma área de cm 2. Tal como na solução inicial, poderiam considerar-se dispensas de armadura em profundidade de forma a tornar a solução mais económica. Contudo, não é imperativo ter as dispensas em consideração uma vez que o objetivo principal é a análise comparativa entre soluções alternativas. Procedendo à verificação de segurança ao Estado Limite Último de flexão simples, 73

94 Capítulo 4 Soluções Alternativas ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA AO ESFORÇO TRANSVERSO Relativamente à verificação da segurança ao esforço transverso, segundo a EN , esta é garantida através da condição seguinte. Onde V Ed representa o valor de cálculo do esforço transverso atuante e V Rd o valor de cálculo da resistência máxima do elemento estrutural. Na verificação ao esforço transverso é necessário transformar a secção circular numa secção retangular equivalente. Este cálculo é conseguido através das expressões da largura e altura útil equivalentes, e respetivamente. ( ) Onde é a altura útil e Ø o diâmetro, ambos da estaca. Uma vez determinadas as dimensões equivalentes da secção circular é possível determinar a área de armadura transversal necessária para resistir ao esforço transverso. ( ) ( ) Onde, A sw Área da armadura de esforço transverso s- espaçamento da armadura de esforço transverso De acordo com o que consta na EN a armadura de esforço transverso necessária de forma a garantir os requisitos mínimos de segurança tem que ser superior ou pelo menos igual à armadura mínima de esforço transverso regulamentada. Assim abaixo encontra-se a expressão que define a armadura mínima de esforço transverso. ( ) Onde, ρ w - Taxa de armadura de esforço transverso (não deve ser inferior a ρ w,min); b w - Numa secção retangular, seria a largura da alma. Como se a secção é circular considera-se o valor da altura útil da secção retangular, d e, que já foi determinado. 74

95 Capítulo 4 Soluções Alternativas α Ângulo formado pelas armaduras de esforço transverso e o eixo longitudinal. Uma vez calculado o valor da taxa de armadura mínima de esforço transverso, pode proceder-se ao cálculo da armadura de esforço transverso. ( ) Como a armadura de esforço transverso acima calculada é superior à armadura de esforço transverso mínima fica garantida a questão de que ao dar-se a fendilhação, a quantidade de armadura existente é suficiente para garantir a ductilidade da secção. Desta forma, considerando que a área de armadura de esforço transverso necessária são 4,13 cm 2 /m por estribo, adotaram-se 10//17,5 cm, equivalentes a uma área transversal de 4,49 cm 2 /m. De forma a tornar a solução mais económica, à semelhança do que se propôs relativamente à armadura longitudinal, poderia fazer-se uma dispensa de armadura em profundidade, ou seja aumentando o espaçamento entre cintas. ( ) Assim procedendo à verificação de segurança ao esforço transverso, A verificação das bielas comprimidas do betão é conseguida pela seguinte expressão, ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ESTADO LIMITE DE SERVIÇO - DEFORMAÇÃO Uma vez verificados os Estados Limites Últimos de resistência, resta verificar os estados limites de serviço, através do controle da deformação da cortina. Segundo a EN , a deformação deve estar limitada a um valor de L/500, sendo L o comprimento total da cortina de estacas, que neste caso são 14m. Assim o valor limite da deformação são 28 mm. Na modelação desta solução o deslocamento máximo horizontal medido na cortina de estacas foi de 17,14 mm, que é inferior aos 28 mm admissíveis. 75

96 Capítulo 4 Soluções Alternativas CORTINA DE ESTACAS COM 1 NÍVEL DE ANCORAGENS DESCRIÇÃO A outra hipótese considerada na otimização da solução inicial foi a retirada do segundo nível de ancoragens da cortina de estacas, uma vez que os deslocamentos horizontais máximos, ou seja os deslocamentos que se davam no início da escavação ocorriam aos 5 m de profundidade. As ancoragens da 2ª viga de distribuição encontram-se a aproximadamente 9 m de profundidade, onde os deslocamentos já são significativamente inferiores àqueles que se dão até aos 5m, como de pode ver na Figura FIGURA 4.7- NOVA GEOMETRIA, EM PERFIL, DA SOLUÇÃO CONSTRUTIVA PROPOSTA. Como se pode verificar na Figura 4.7 a nova geometria, que foi definida no Plaxis, foi obtida ao retirar o último nível de ancoragens. Já as dimensões e afastamentos das estacas permaneceram iguais aos definidos na solução executada MODELAÇÃO NUMÉRICA À semelhança do que foi descrito no subcapítulo referente à primeira otimização da solução da cortina de estacas, o programa utilizado foi o Plaxis 2D e a secção de referência manteve-se. Neste caso os aspetos que diferem dizem respeito à geometria do modelo, uma vez que se excluiu o último nível de ancoragens, e consequentemente a alteração do faseamento construtivo. 76

97 Capítulo 4 Soluções Alternativas CARATERIZAÇÃO DO TERRENO O cenário geológico utilizado foi o mesmo que foi apresentado no Quadro 4.1, pelo que se considerou desnecessário a inclusão do mesmo quadro CARATERIZAÇÃO DA PAREDE DE BERLIM E DA CORTINA DE ESTACAS A caraterização da parede de Berlim e da cortina de estacas mantém-se tal como foi descrita para a solução executada CARATERIZAÇÃO DAS ANCORAGENS A geometria e caraterização das ancoragens permaneceram iguais àquela que foi considerada em , apenas foi retirado o último nível. Desta forma no quadro abaixo encontra-se a alteração feita. QUADRO 4.4-CARATERIZAÇÃO DOS ELEMENTOS CONSTITUINTES DAS ANCORAGENS. Ancoragens da cortina de estacas Comprimento Livre Bolbo de Selagem 1º Nível 1º Nível ( ) ( ) RESULTADOS DA MODELAÇÃO Uma vez que a geometria do modelo foi alterada pela retirada do último nível de ancoragens, o faseamento construtivo sofreu também uma pequena alteração. No Quadro 4.5 encontra-se o faseamento construtivo alterado, atendendo à retirada do último nível de ancoragens. QUADRO 4.5- FASEAMENTO CONSTRUTIVO DO CORTE C1 ALTERADO. Fase 0 Fase 1 Fase 2 Fase 3 Fase 4 Fase 5 Fase 6 Fase 7 Fase 8 Fase 9 Fase 10 Faseamento Construtivo do corte C1 Repouso Gravity Loading Fase inicial Instalação dos perfis metálicos verticais de parede de Berlim Escavação até a cota de projeto definida para a execução das ancoragens da parede de Berlim Execução e tensionamento das ancoragens Escavação até a cota definida no projeto para a execução das estacas da cortina Execução das estacas Escavação do 1º nível Execução e tensionamento do 1º nível de ancoragens Escavação até à cota final definida no projeto 77

98 Capítulo 4 Soluções Alternativas Uma vez definido o faseamento construtivo procedeu-se ao cálculo do modelo e obtiveram-se os resultados apresentados abaixo. FIGURA 4.8- CONFIGURAÇÃO DEFORMADA DA MALHA DE ELEMENTOS FINITOS, APÓS O FIM DA ESCAVAÇÃO (MALHA AMPLIADA 100X). FIGURA 4.9- DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS NO SOLO (DESLOCAMENTO MÁXIMO 25,89 MM). FIGURA DESLOCAMENTOS VERTICAIS NO SOLO (DESLOCAMENTO MÁXIMO 14,40 MM). 78

99 Capítulo 4 Soluções Alternativas Deslocamento total Deslocamento horizontal Deslocamento vertical (máximo = 25,49 mm) (máximo = 25,46 mm) (máximo = 1,16 mm) a) b) c) FIGURA DESLOCAMENTOS DA CORTINA NA FASE FINAL DA ESCAVAÇÃO A) DESLOCAMENTO TOTAL B) DESLOCAMENTO HORIZONTAL C) DESLOCAMENTOS VERTICAL DIMENSIONAMENTO E VERIFICAÇÃO DE SEGURANÇA À semelhança do que foi feito em , reúnem-se neste subcapítulo os esforços obtidos pela modelação. Diagrama de momentos fletores Diagrama de esforço axial Diagrama de esforço transverso (máximo= 185,58 knm/m) (máximo= 594,75 kn/m) (máximo= 172,35 kn/m) a) b) c) FIGURA DIAGRAMAS DE ESFORÇOS NA CORTINA APÓS A FASE FINAL DE ESCAVAÇÃO A) MOMENTO FLETOR B) ESFORÇO AXIAL C) ESFORÇO TRANSVERSO 79

100 Capítulo 4 Soluções Alternativas À semelhança do subcapítulo , o dimensionamento desta solução teve como base os esforços mais condicionantes obtidos na modelação em Plaxis. Uma vez obtidos estes valores pode proceder-se à verificação de segurança aos Estados Limites Últimos de acordo com a EN (Eurocódigo 2, 2004). Foi aplicado um coeficiente de segurança de 1,5 aos esforços obtidos na modelação, dado que a estrutura é projetada para a fase definitiva. No Quadro 4.3 encontram-se os esforços por área de influência de cada estaca. QUADRO 4.6- VALORES DE CÁLCULO DOS ESFORÇOS OBTIDOS NA CORTINA DE ESTACAS. Msd Nsd Vsd [knm] [kn] [kn] 278,37 892,13 258, ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO À semelhança do que foi exposto na verificação ao Estado Limite Último de resistência à compressão da solução anterior, não serão contabilizados os efeitos de primeira e segunda ordem. Assim considerando que a tensão máxima de compressão de um elemento de betão é de 20 MPa tem-se que, ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA À FLEXÃO De seguida procede-se ao cálculo do valor do esforço normal reduzido de forma a verificar se a contribuição do esforço axial é favorável ou não, no cálculo da armadura de flexão das estacas. Uma vez que o esfoço axial é inferior a 0,4, não se considera a interação M-N, uma vez que esta levaria ao cálculo de taxas de armadura inferiores, caso o dimensionamento fosse feito para a flexão simples. Desta forma, considera-se que o dimensionamento das estacas é feito apenas para a flexão simples. Segundo a EN a verificação de segurança ao Estado Limite Último de flexão simples é dado pela condição imediatamente abaixo descrita. O valor de cálculo da resistência máxima do elemento é dada pela expressão abaixo representada. 80

101 Capítulo 4 Soluções Alternativas Simplificadamente pode considerar-se, para uma secção circular, que. Para o cálculo da área de armadura de flexão é necessário determinar o momento fletor reduzido e a percentagem mecânica de armadura. Mais uma vez considerou-se o cálculo do momento fletor reduzido com base nas equações definidas pela EN , e da percentagem mecânica de armadura com base nos ábacos de flexão comporta para secções circulares em betão armado, considerando ν=0. O valor do momento fletor reduzido não deve ser superior a 0,2 por forma a garantir a ductilidade da secção não ocorrendo rotura frágil. Uma vez determinada a percentagem mecânica de armadura, pode então proceder-se ao cálculo da área de armadura. Em função da área de armadura obtida, optou-se por uma armadura longitudinal de 11Ø20, equivalente a uma área de 34,56 cm 2. Tal como na solução inicial, poderiam considerar-se dispensas de armadura em profundidade de forma a tornar a solução mais económica. Assim procedendo à verificação de segurança ao Estado Limite Último de flexão simples, ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA AO ESFORÇO TRANSVERSO Relativamente à verificação da segurança ao esforço transverso, segundo a EN , esta é garantida através da condição abaixo descrita. À semelhança do procedimento já adotado para a verificação ao esforço transverso é necessário transformar a secção circular numa secção retangular equivalente. Assim, ( ) 81

102 Capítulo 4 Soluções Alternativas Segue-se a determinação da área de armadura transversal necessária para resistir ao esforço transverso. ( ) ( ) A armadura de esforço transverso necessária de forma a garantir os requisitos mínimos de segurança tem que ser superior ou pelo menos igual à armadura mínima de esforço transverso regulamentada. Como já foi previamente determinada, abaixo encontra-se a expressão do cálculo do valor da taxa de armadura mínima de esforço transverso. ( ) Verifica-se que a armadura calculada para resistir ao esforço transverso é superior à armadura de esforço transverso mínima, fica assim garantida a ductilidade da secção quando ocorrer a fendilhação. Considerando que a área de armadura de esforço transverso necessária são 5,45 cm 2 /m por estribo, adotaram-se 10//12,5 cm, equivalentes a uma área transversal de 6,28 cm 2 /m. ( ) Verificação de segurança ao esforço transverso, A verificação das bielas comprimidas do betão é conseguida pela seguinte expressão, ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ESTADO LIMITE DE SERVIÇO - DEFORMAÇÃO Uma vez verificados os Estados Limites Últimos de resistência, resta verificar os estados limites de serviço, através do controle da deformação da cortina. Segundo a EN , a deformação deve estar limitada a um valor de L/500, sendo L o comprimento total da cortina de estacas, que neste caso são 25,46m. Assim o valor limite da deformação são 28 mm. Na modelação desta solução o deslocamento máximo horizontal medido na cortina de estacas foi de 25,46 mm, que é inferior aos 28 mm admissíveis. 82

103 Capítulo 4 Soluções Alternativas 4.2 PAREDE MOLDADA EM SOLO-CIMENTO ARMADA COM PERFIS METÁLICOS PAREDE DE CSM COM TRÊS NÍVEIS DE ANCORAGENS DESCRIÇÃO Esta solução alternativa, consiste numa parede de painéis retangulares de solo-cimento, reforçados com perfis metálicos no seu interior. O processo construtivo e os equipamentos utilizados para a execução desta solução já foram descritos no início deste trabalho, mais especificamente no capítulo 2, mais especificamente em Desta forma, neste capítulo vão apenas referir-se os materiais utilizados bem como a sua disposição e dimensões. De forma a ilustrar mais explicitamente a solução construtiva pensada, recorreu-se a duas imagens, uma em planta e outra em perfil da solução, Figura 4.13 e Figura 4.14, respetivamente. FIGURA PLANTA ILUSTRATIVA DE UMA SECÇÃO DA PAREDE DE CSM PROPOSTA REFORÇADA COM PERFIS METÁLICOS (MEDIDAS EM METROS). Relativamente às dimensões dos elementos, foram considerados painéis de solo-cimento com 2,4 m x 0,5 m de comprimento e largura, respetivamente. Cada painel encontra-se reforçado por dois perfis metálicos do tipo IPE 270 e a sobreposição entre painéis é de 0,20 m, como se pode ver na Figura Considerouse ainda uma camada de betão projetado com cerca de 8 cm MODELAÇÃO NUMÉRICA Tal como nas outras soluções alternativas já apresentadas acima, recorreu-se ao programa de cálculo automático Plaxis 2D para a modelação da solução. De forma a poder comparar posteriormente todas as soluções, adotou-se a secção de referência C1 como secção de estudo. Relativamente à geometria do modelo, mantiveram-se as dimensões da janela e a geometria das escadas. Contudo, nesta solução deixou de existir a parede de Berlim como suporte das escadas, e sim uma parede de painéis de CSM em todo o desenvolvimento da escavação. Foram considerados três níveis de 83

104 Capítulo 4 Soluções Alternativas ancoragens ao longo da cortina com comprimentos livres e de selagem variáveis, que serão posteriormente descriminados. Relativamente à caraterização do cenário geotécnico, foram considerados os parâmetros obtidos no estudo paramétrico no capítulo 3.6 correspondente à retroanálise, que também já foram considerados nas outras soluções alternativas. À caraterização do terreno acrescentou-se a caraterização dos painéis de elemento de CSM, cuja contribuição será considerada no cálculo da solução. Na Figura 4.14 encontra-se, em perfil, a ilustração da solução construtiva em painéis de CSM. FIGURA ILUSTRAÇÃO DA GEOMETRIA DA SOLUÇÃO CONSTRUTIVA EM CSM NO PROGRAMA DE CÁLCULO AUTOMÁTICO PLAXIS 2D E PORMENOR DA PAREDE CARATERIZAÇÃO DO TERRENO Como foi mencionado na descrição da modelação numérica desta solução os parâmetros do solo bem como o modelo constitutivo considerados, são os que figuram no Quadro 4.1. Os painéis de CSM foram modelados considerando o modelo de Mohr Coulomb, pois assumiu-se que estes elementos apresentam uma resposta do tipo elástico perfeitamente plástico que este modelo poderia representar. A caraterização do solo-cimento encontra-se no Quadro

105 Capítulo 4 Soluções Alternativas QUADRO 4.7- CARATERIZAÇÃO DOS PAINÉIS DE CSM. Parâmetros do modelo Mohr Coulomb CSM [ ] 21 [ ] ,3 [ ] 600 [ ] CARATERIZAÇÃO DA PAREDE DE CSM Considera-se que no interior dos painéis de CSM são introduzidos dois perfis metálicos do tipo IPE270, espaçados de 1,10 m. São estes perfis metálicos que vão desempenhar a função resistente da parede de CSM, e por este motivo na caraterização do elemento plate apenas se considerou a resistência destes. À semelhança da solução da cortina de estacas, nesta solução também não foi considerada a contribuição das vigas de distribuição, que apesar de no plano da modelação a sua inércia não ser representativa, contribuem para a rigidez global da estrutura CARATERIZAÇÃO DAS ANCORAGENS QUADRO 4.8- CARATERIZAÇÃO DA GEOMETRIA DAS ANCORAGENS DA PAREDE DE CSM. Inclinação ( ) Ancoragens da parede de CSM Comprimento Livre (m) Bolbo de Selagem (m) 1º Nível º Nível º Nível

106 Capítulo 4 Soluções Alternativas QUADRO 4.9- CARATERIZAÇÃO DOS ELEMENTOS CONSTITUINTES DAS ANCORAGENS. Ancoragens da cortina de estacas Comprimento Livre Bolbo de Selagem 1º Nível 2º Nível 3º Nível 1º Nível 2º Nível 3º Nível ( ) ( ) 227 À semelhança dos elementos das outras ancoragens, a caraterização do bolbo de selagem foi feita considerando um betão de fraca resistência de 25 GPa. Para o cálculo da sua área foi considerado o diâmetro 20% superior ao diâmetro do cabo, que neste caso era de 15 cm (Beijinha, 2009). A carga de pré-esforço das ancoragens, o P útil, foi determinada considerando a carga definida em projeto dividindo pela distância entre as ancoragens. Nesta solução admite-se que as ancoragens se encontram espaçadas de 3,30 m e que P útil= 750 kn. As ancoragens têm caráter provisório, uma vez executada a superestrutura, a sua função de apoio será garantida pelas lajes dos pisos RESULTADOS DA MODELAÇÃO Uma vez definidos todos os elementos estruturais, a sua caraterização e geometria, procede-se então à simulação do processo construtivo conseguido através dos passos descritos no Quadro QUADRO FASEAMENTO CONSTRUTIVO DO CORTE DA SECÇÃO C1. Fase 0 Fase 1 Fase 2 Fase 3 Fase 4 Fase 5 Fase 6 Fase 7 Fase 8 Fase 9 Fase 10 Fase 11 Faseamento Construtivo do corte C1 Repouso Gravity Loading Fase inicial Execução dos painéis CSM Inserção dos perfis metálicos antes do cimento ganhar presa Escavação até a cota definida no projeto para a execução do 1ª nível de ancoragens Execução e tensionamento do 1º nível de ancoragens Escavação do 2º nível Execução e tensionamento do 2º nível de ancoragens Escavação do 3º nível Execução e tensionamento do 3º nível de ancoragens Escavação até à cota final definida no projeto 86

107 Capítulo 4 Soluções Alternativas Uma vez passada a fase de cálculo do modelo apresenta-se, abaixo na Figura 4.15, a malha de elementos finitos deformada, após o final da escavação. FIGURA CONFIGURAÇÃO DEFORMADA DA MALHA DE ELEMENTOS FINITOS NO FINAL DA ESCAVAÇÃO (DEFORMADA AUMENTADA 500X). Na Figura 4.16 e Figura 4.17 encontram-se dos deslocamentos horizontais e verticais do solo, respetivamente, provocados pela escavação. FIGURA DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS NO SOLO (DESLOCAMENTO MÁXIMO 6,74 MM). FIGURA DESLOCAMENTOS VERTICAIS NO SOLO (DESLOCAMENTO MÁXIMO 5,96 MM). 87

108 Capítulo 4 Soluções Alternativas Deslocamento total Deslocamento horizontal Deslocamento vertical (máximo = 6,72 mm) (máximo = 6,20 mm) (máximo = 3,77 mm) a) b) c) FIGURA DESLOCAMENTOS NA PAREDE NO FINAL DA ESCAVAÇÃO A) DESLOCAMENTO TOTAL B) DESLOCAMENTO HORIZONTAL E C) DESLOCAMENTO VERTICAL DIMENSIONAMENTO E VERIFICAÇÃO DE SEGURANÇA Diagrama de momentos fletores Diagrama de esforço axial Diagrama de esforço transverso (máximo= 46,55 knm/m) (máximo= 289,90 kn/m) (máximo= 85,54 kn/m) a) b) c) FIGURA DIAGRAMA DE MOMENTOS NA PAREDE DE CSM NO FINAL DA ESCAVAÇÃO A) DIAGRAMA DE MOMENTO FLETOR B) DIAGRAMA DE ESFORÇO AXIAL E C) DIAGRAMA DE ESFORÇO TRANSVERSO. 88

109 Capítulo 4 Soluções Alternativas Tal como se procedeu anteriormente, nas outras soluções alternativas, os esforços máximos obtidos na parede recorrendo ao Plaxis 2D, serão majorados por 1,5, e assim proceder ao dimensionamento e verificação de segurança. QUADRO VALORES DE CÁLCULO DOS ESFORÇOS NA PAREDE DE CSM. Msd Nsd Vsd [knm/m] [kn/m] [kn/m] 69,83 434,85 128,31 Os valores dos esforços presentes no Quadro 4.11, são por metro linear da parede de CSM. Considerando os valores dos esforços reunidos no Quadro 4.11, procedeu-se à verificação de segurança em estado limite último da resistência à compressão, da resistência à flexão e ao esforço transverso, dos painéis de CSM. As verificações de segurança realizadas foram, mais uma vez, com base no que consta no Eurocódigo 2 e no Eurocódigo 3, (Eurocódigo 2, 2004) e (Eurocódigo 3, 2005) ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO PAINÉIS DE CSM Admitindo que a tensão máxima de compressão admissível para um elemento de CSM é de 2 MPa tem-se a seguinte verificação, ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA À FLEXÃO PERFIS IPE 270 Para a resistência da parede ao momento fletor desprezou-se a existência do elemento de CSM, uma vez que a sua contribuição face à contribuição dos perfis metálicos era muito pequena. Assim, conservativamente assumiu-se que apenas os perfis metálicos IPE 270, que reforçam o painel de CSM, é que resistem à flexão. Do Quadro 4.11 tem-se o valor do momento fletor de cálculo atuante na parede, logo a verificação de segurança encontra-se abaixo, 89

110 Capítulo 4 Soluções Alternativas ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA AO ESFORÇO TRANSVERSO PERFIS IPE 270 De acordo com os esforços de cálculo determinados no Quadro 4.11, o esforço transverso atuante é inferior ao esforço transverso resistente. Abaixo encontra-se a verificação de segurança, PAREDE DE CSM COM DOIS NÍVEIS DE ANCORAGENS DESCRIÇÃO Analogamente às soluções alternativas das cortinas de estacas, esta solução consiste numa otimização da solução proposta em Nesta solução assume-se a mesma geometria, ou seja, as mesmas dimensões dos painéis de CSM, o mesmo tipo de perfis metálicos, bem como o número de perfis por painel com exceção dos três níveis de ancoragens, como se pode ver na Figura Uma vez que os deslocamentos obtidos em foram muito próximos dos medidos pela instrumentação, considerou-se que a retirada do último nível de ancoragens poderia ser economicamente proveitosa MODELAÇÃO NUMÉRICA Mais uma vez refere-se que o programa utilizado para o estudo desta solução foi o Plaxis 2D, e foi feita uma alteração na geometria do modelo utilizado para a parede de CSM, pois retirou-se o último nível de ancoragens. Uma vez que se alterou a geometria também se interferiu com o faseamento construtivo, onde se suprimiram duas fases. FIGURA ILUSTRAÇÃO DA NOVA GEOMETRIA DA PAREDE DE CSM, COM DOIS NÍVEIS DE ANCORAGENS. 90

111 Capítulo 4 Soluções Alternativas CARATERIZAÇÃO DO TERRENO A caraterização dos solos manteve-se, sendo a análise paramétrica que resultou da retroanálise, tal como nas outras soluções alternativas. Em relação à caraterização do elemento de CSM, foi a mesma que consta em , e por este motivo considerou-se redundante incluí-la novamente neste subcapítulo CARATERIZAÇÃO DA PAREDE DE CSM Tal como foi descrito no início desta solução alternativa, a geometria e elementos da parede mantêm-se, pelo que a sua caraterização encontra-se em CARATERIZAÇÃO DAS ANCORAGENS Na caraterização das ancoragens, houve uma alteração no que diz respeito ao número de níveis considerados. Apesar de se manter a geometria e caraterização dos primeiros níveis, considerou-se relevante a presença do Quadro 4.12 e do Quadro QUADRO CARATERIZAÇÃO DA GEOMETRIA DAS ANCORAGENS DA PAREDE DE CSM. Inclinação ( ) Ancoragens da parede de CSM Comprimento Livre (m) Bolbo de Selagem (m) 1º Nível º Nível QUADRO CARATERIZAÇÃO DOS ELEMENTOS CONSTITUINTES DAS ANCORAGENS. Ancoragens da cortina de estacas ( ) Comprimento Livre Bolbo de Selagem 1º Nível 2º Nível 1º Nível 2º Nível ( ) 227 A caraterização do bolbo de selagem das ancoragens foi calculada considerando o mesmo procedimento utilizado nas outras soluções alternativas, bem como na modelação da solução executada. A carga de pré-esforço das ancoragens, o P útil, foi determinada procedendo de forma análoga à solução alternativa anterior. 91

112 Capítulo 4 Soluções Alternativas RESULTADOS DA MODELAÇÃO Como já foi mencionado acima, o faseamento construtivo sofreu alterações uma vez que se suprimiu o último nível de ancoragens. Assim, abaixo no Quadro 4.14 encontra-se o faseamento construtivo considerado. QUADRO FASEAMENTO DA SIMULAÇÃO DA CONSTRUÇÃO DO CORTE DA SECÇÃO C1. Fase 0 Fase 1 Fase 2 Fase 3 Fase 4 Fase 5 Fase 6 Fase 7 Fase 8 Fase 9 Faseamento Construtivo do corte C1 Repouso Gravity Loading Fase inicial Execução dos painéis CSM Inserção dos perfis metálicos antes do cimento ganhar presa Escavação até a cota definida no projeto para a execução do 1ª nível de ancoragens Execução e tensionamento do 1º nível de ancoragens Escavação do 2º nível Execução e tensionamento do 2º nível de ancoragens Escavação até à cota final definida no projeto Após a fase de cálculo obteve-se então a malha de elementos finitos com a configuração deformada da parede, como se pode ver na Figura FIGURA MALHA DE ELEMENTOS FINITOS DEFORMADA APÓS O FINAL DA ESCAVAÇÃO (DEFORMADA AMPLIADA 200 X). 92

113 Capítulo 4 Soluções Alternativas FIGURA DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS NO SOLO (DESLOCAMENTO MÁXIMO=16,18 MM). FIGURA DESLOCAMENTOS VERTICAIS NO SOLO (DESLOCAMENTO MÁXIMO=7,95 MM). Deslocamento total Deslocamento horizontal Deslocamento vertical (máximo = 16,41 mm) (máximo = 16,08 mm) (máximo = 5,21 mm) a) b) c) FIGURA DESLOCAMENTOS NA PAREDE DE NO FINAL DA ESCAVAÇÃO A) DESLOCAMENTO TOTAL, B) DESLOCAMENTO HORIZONTAL E C) DESLOCAMENTO VERTICAL. 93

114 Capítulo 4 Soluções Alternativas DIMENSIONAMENTO E VERIFICAÇÃO DE SEGURANÇA Diagrama de momentos fletores Diagrama de esforço axial Diagrama de esforço transverso (máximo= 52,17 knm/m) (máximo= 430,28 kn/m) (máximo= 76,88 kn/m) a) b) c) FIGURA DIAGRAMA DE MOMENTOS NA PAREDE DE CSM NO FINAL DA ESCAVAÇÃO A) DIAGRAMA DE MOMENTO FLETOR B) DIAGRAMA DE ESFORÇO AXIAL E C) DIAGRAMA DE ESFORÇO TRANSVERSO. Os esforços obtidos na parede de CSM, serão majorados por 1,5, para assim se proceder ao dimensionamento e verificação de segurança. Assim no Quadro 4.15 encontram-se reunidos os esforços já majorados. QUADRO VALORES DE CÁLCULO DOS ESFORÇOS NA PAREDE DE CSM. Msd Nsd Vsd [knm/m] [kn/m] [kn/m] 78,26 645,42 115,32 Os valores dos esforços presentes no Quadro 4.15 são por metro linear da parede de CSM. Considerando os valores dos esforços reunidos no Quadro 4.15, procedeu-se à verificação de segurança em estado limite último da resistência à compressão, da resistência à flexão e ao esforço transverso, dos painéis de CSM. As verificações de segurança realizadas foram, mais uma vez, com base nas regas que constam no Eurocódigo 2 e no Eurocódigo 3, (Eurocódigo 2, 2004) e (Eurocódigo 3, 2005), respetivamente. 94

115 Capítulo 4 Soluções Alternativas ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO PAINÉIS DE CSM Admitindo que a tensão máxima de compressão admissível para um elemento de CSM é de 2MPa tem-se a seguinte verificação, ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA À FLEXÃO PERFIS IPE 270 Para a resistência da parede ao momento fletor desprezou-se a existência do elemento de CSM, uma vez que a sua contribuição face à contribuição dos perfis metálicos era muito pequena. Assim, conservativamente, assumiu-se que apenas os perfis metálicos IPE 270 que reforçam o painel de CSM, é que resistem à flexão. Do Quadro 4.11 tem-se o valor do momento fletor de cálculo atuante na parede, logo a verificação de segurança encontra-se abaixo, ESTADO LIMITE ÚLTIMO DE RESISTÊNCIA AO ESFORÇO TRANSVERSO PERFIS IPE 270 De acordo com os esforços de cálculo determinados no Quadro 4.11, o esforço transverso atuante é inferior ao esforço transverso resistente. Abaixo encontra-se a verificação de segurança, 4.3 ANÁLISE COMPARATIVA DAS SOLUÇÕES ANÁLISE COMPARATIVA ENTRE SOLUÇÕES Uma vez estudadas as soluções alternativas pode então proceder-se a uma comparação entre estas com a solução inicial e a solução inicial com os parâmetros do solo melhorados (capítulo da retroanálise). Todas as soluções propostas como alternativas à solução executada mostram ser viáveis do ponto de vista construtivo, embora umas mais vantajosas que outras no que diz respeito aos deslocamentos do solo no sentido do interior da escavação. 95

116 Profundidade (mm) Profundidade (m) Profundidade (m) Profundidade (m) Capítulo 4 Soluções Alternativas De forma a perceber-se melhor a otimização conseguida relativamente à solução inicial com as soluções propostas, elaboraram-se quatro gráficos para que cada solução pudesse ser analisada individualmente. Assim na Figura 4.26 encontram-se as soluções alternativas que visam a otimização da solução executada em cortina de estacas (linhas a cinzento). Já na Figura 4.27 encontram-se as soluções alternativas referentes à tecnologia do CSM, a primeira com três níveis de ancoragens e a segunda apenas com dois. Deslocamento horizontal (mm) Deslocamento horizontal (mm) Cortina com estacas espaçadas de 1,5 m Solução Inicial Solução Inicial - retroanálise Cortina de estacas sem o último nível de ancoragens Solução Inicial Solução Inicial - retoanálise FIGURA COMPARAÇÃO DOS DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS ENTRE A SOLUÇÃO INICIAL, A RETROANÁLISE E AS SOLUÇÕES ALTERNATIVAS REFERENTES À OTIMIZAÇÃO DA CORTINA DE ESTACAS. Deslocamento horizontal (mm) Deslocamento horizontal (mm) Parede de CSM com 3 níveis de ancoragens Solução Inicial Solução Inicial - retroanálise Parede de CSM com 2 níveis de ancoragens Solução Inicial Solução Inicial - retroanálise FIGURA COMPARAÇÃO DOS DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS ENTRE A SOLUÇÃO INICIAL, A RETROANÁLISE E AS SOLUÇÕES ALTERNATIVAS REFERENTES À PAREDE DE CSM. 96

117 Capítulo 4 Soluções Alternativas Comparando as soluções alternativas, pode dizer-se que como seria de esperar as soluções que envolvem a tecnologia construtiva de cortina de estacas com trado contínuo mostram uma deformada muito semelhante à da solução inicial e que o deslocamento máximo na cortina se encontra sensivelmente à mesma cota. Ainda que o andamento da cortina seja muito semelhante, quando à cortina de estacas se retira o último nível de ancoragens o deslocamento máximo, neste caso, dá-se um pouco mais abaixo do que no caso da cortina com três níveis. Comparando o deslocamento horizontal da parede de CSM com a cortina de estacas, a deformada das estruturas de contenção é bastante diferente. Enquanto a cortina de estacas exibe deslocamentos significativos no topo, que diminuem em profundidade, a parede de CSM no geral mostra que os deslocamentos no topo da cortina são muito reduzidos e aumentam em profundidade. Pode também constatar-se pelos gráficos da Figura 4.27 que no geral os deslocamentos no sentido do interior da escavação são inferiores na parede de CSM e que o seu deslocamento máximo acontece aproximadamente entre os 10 e os 12 m de profundidade. Pode então concluir-se que a parede de CSM, com dois ou três níveis de ancoragens, é mais rígida do que ambas as soluções que contemplam a tecnologia de cortina de estacas moldadas. Outro aspeto que se considerou importante considerar, foi que observando os valores dos momentos fletores na parede de CSM, são significativamente inferiores aos momentos fletores na cortina de estacas. Pode justificar-se este facto, pela existência do tratamento do terreno no caso da parede de CSM. A mistura solo-cimento promoveu melhores caraterísticas geotécnicas no terreno que implicou uma redução dos esforços na estrutura de contenção ANÁLISE ECONÓMICA Neste subcapítulo efetuou-se uma pequena análise económica entre as soluções alternativas, dado que além de perceber como é o seu desempenho estrutural, é importante perceber a sua viabilidade económica. Foram assim consideradas as quatro soluções acima estudadas que se encontram abreviadas abaixo no Quadro QUADRO DESCRIÇÃO DAS SOLUÇÕES ALTERNATIVAS QUE SERÃO ESTUDADAS ECONOMICAMENTE. SA1- Primeira Solução Alternativa SA2- Segunda Solução Alternativa SA3- Terceira Solução Alternativa SA4- Quarta Solução Alternativa Cortina de estacas moldadas, espaçadas de 1,5 m, com dois níveis de ancoragens Cortina de estacas moldadas, espaçadas de 1,0 m, com um nível de ancoragens Parede de CSM com três níveis de ancoragens Parede de CSM com dois níveis de ancoragens Foram então apenas consideradas as operações que distinguiam as soluções, as operações comuns como por exemplo a execução das vigas de coroamento e os trabalhos de escavação, entre outros, não se 97

118 Capítulo 4 Soluções Alternativas encontram contabilizados. Apesar de existirem ancoragens em todas as soluções, a quantidade varia, logo considerou-se pertinente a inclusão do custo deste elemento nesta análise de custos. Relativamente à execução das cortinas de estacas consideraram-se as quantidades e os custos inerentes à furação e betonagem das estacas, à quantidade de aço utilizado na armadura, o betão projetado com fibras metálicas e as ancoragens provisórias. Para a parede de CSM consideraram-se a execução dos painéis de CSM, os perfis metálicos de reforço e as ancoragens provisórias. É de referir que os custos apresentados para a execução dos painéis de CSM bem como a furação das estacas já contemplam os custos de mão-de-obra associados a estas operações de construção. As dimensões dos elementos bem como o custo total foram calculados por metro linear de parede de contenção (mlp) e posteriormente foram convertidos para metro quadrado considerando uma altura média de cortina de 13,5m. QUADRO QUANTIDADES E CUSTOS ESTIMADOS PARA A SOLUÇÃO EXECUTADA. Elemento Custo Unitário Dimensões Custo total Barrotes de madeira para a parede de Berlim 80 /m 2 4,0 m 2 /mlp 320,0 /mlp Perfis HEB 180 para a parede de Berlim 1 /kg 204,8 kg/mlp 204,8 /mlp Furação das estacas (trado contínuo) 15 /ml 13,5 ml/mlp 202,5 /mlp Betão para as estacas 80 /m 3 2,7 m 3 /mlp 216,0 /mlp Armadura para as estacas 1 /kg 300,9 kg/mlp 300,9 /mlp 3 Níveis de ancoragens provisórias 65 /ml 12,0 ml/ mlp 780,0 /mlp Betão projetado com fibras metálicas 150 /m 3 0,9 m 3 /mlp 132,0 /mlp Total 2156 /mlp ou 160 /m 2 QUADRO QUANTIDADES E CUSTOS ESTIMADOS PARA A PRIMEIRA SOLUÇÃO ALTERNATIVA. Elemento Custo Unitário Dimensões Custo total Barrotes de madeira para a parede de Berlim 80 /m 2 4,0 m 2 /mlp 320,0 /mlp Perfis HEB 180 para a parede de Berlim 1 /kg 204,8 kg/mlp 204,8 /mlp Furação das estacas (trado contínuo) 15 /ml 9,0 ml/mlp 135,0 /mlp Betão para as estacas 80 /m 3 1,8 m 3 /mlp 144,0 /mlp Armadura para as estacas 1 /kg 177,7 kg/mlp 177,7 /mlp 3 Níveis de ancoragens provisórias 65 /ml 12,0 ml/ mlp 780,0 /mlp Betão projetado com fibras metálicas 150 /m 3 0,9 m 3 /mlp 132,0 /mlp Total 1894 /mlp ou 140 /m 2 98

119 Capítulo 4 Soluções Alternativas QUADRO QUANTIDADES E CUSTOS ESTIMADOS PARA A SEGUNDA SOLUÇÃO ALTERNATIVA. Elemento Custo Unitário Dimensões Custo total Barrotes de madeira para a parede de Berlim 80 /m 2 4,0 m 2 /mlp 320,0 /mlp Perfis HEB 180 para a parede de Berlim 1 /kg 204,8 kg/mlp 204,8 /mlp Furação das estacas (trado contínuo) 15 /ml 13,5 ml/mlp 202,5 /mlp Betão para as estacas 80 /m 3 2,7 m 3 /mlp 216,0 /mlp Armadura para as estacas 1 /kg 463,0 kg/mlp 463,0 /mlp 2 Níveis de ancoragens provisórias 65 /ml 9,4 ml/mlp 611,0 /mlp Betão projetado com fibras metálicas 150 /m 3 0,9 m 3 /mlp 132,0 /mlp Total 2149 /mlp ou 159 /m 2 QUADRO QUANTIDADES E CUSTOS ESTIMADOS PARA A TERCEIRA SOLUÇÃO ALTERNATIVA. Elemento Custo Unitário Dimensões Custo total Painéis de CSM 125 /m 3 8,5 m 3 /mlp 1062,5 /mlp Perfis IPE270 1 /kg 449,5 kg/mlp 449,5 /mlp 3 Níveis de ancoragens provisórias 65 /ml 15,5 ml/mlp 1004,9 /mlp Betão projetado com fibras metálicas 150 /m 3 0,9 m 3 /mlp 132,0 /mlp Total 2649 /mlp ou 196 /m 2 QUADRO QUANTIDADES E CUSTOS ESTIMADOS PARA QUARTA SOLUÇÃO ALTERNATIVA. Elemento Custo Unitário Dimensões Custo total Painéis de CSM 125 /m 3 8,5 m 3 /mlp 1062,5 /mlp Perfis IPE270 1 /kg 449,45 kg/mlp 449,45 /mlp 2 Níveis de ancoragens provisórias 65 /ml 10,31 ml/mlp 670,15 /mlp Betão projetado com fibras metálicas 150 /m 3 0,9 m 3 /mlp 132,0 /mlp Total 2314 /mlp ou 171 /m 2 De acordo com os valores obtidos pela análise de custos das soluções alternativas, não existe grande discrepância de valores, contudo a primeira solução é a mais económica ANÁLISE DE RISCO DE DANOS Segundo Boscardin M. e Walker M. (1998), as deformações das escavações transmitidas aos edifícios adjacentes fazem com que estes tenham movimentos de rotação, translação, distorção e possivelmente que sofram danos, assim que se esgota a capacidade de deformação. Os pequenos deslocamentos horizontais e verticais, e rotações de corpo rígido geralmente não afetam a segurança das estruturas, afetando mais o seu funcionamento em serviço devido aos danos que surgem. As distorções são 99

120 Capítulo 4 Soluções Alternativas provocadas por deslocamentos diferenciais de diferentes partes da estrutura. Os deslocamentos horizontais diferenciais dão origem a compressões ou extensões de distorção, enquanto os verticais originam distorções de flexão ou corte. Quando são feitas avaliações da resposta de edifícios a deformações do terreno devem ser separadas as parcelas associadas a movimentos de corpo rígido e às distorções, caso contrário é frequente serem feitas considerações demasiado conservativas, principalmente quando os edifícios analisados têm fundações que conseguem absorver esses tipos de deslocamentos (Oliveira, 2012). Ainda segundo os mesmos autores citados em Oliveira (2012) um dos critérios utilizados para estimar a resposta dos edifícios aos movimentos do terreno é o da distorção angular (β), também conhecida por rotação relativa, e que corresponde à rotação devido a assentamento, de uma linha entre dois pontos de referência na estrutura, menos a inclinação devido ao movimento de corpo rígido. Para estimar a influência de movimentos de escavações nas construções existentes pode ser usado o esquema da Figura 4.28 em que é estabelecida uma relação entre a deformação horizontal e o nível de danos provocados na estrutura, em termos de fissuras (Quadro 4.22). Este método pode ser útil para uma avaliação inicial da resposta do edifício, tendo por base valores médios de movimentos do terreno, extensões e inclinações sofridas pelo mesmo para o método construtivo e as caraterísticas do solo interessado pela escavação. FIGURA RELAÇÃO ENTRE O NÍVEL DE DANOS COM A DISTORÇÃO ANGULAR E A DEFORMAÇÃO HORIZONTAL (OLIVEIRA, 2012). Considerando, e Onde e correspondem aos deslocamentos máximos medidos no solo, após a o final da escavação, e L é o comprimento, no sentido do interior da escavação, da estrutura de referência para a análise de danos. 100

121 Capítulo 4 Soluções Alternativas QUADRO CLASSIFICAÇÃO DE DANOS VISÍVEIS, ADAPTADO DE (OLIVEIRA, 2012). Com base na informação acima descrita, previu-se uma breve análise de risco ao caso de estudo considerando novamente a secção 1 como referência para o estudo. Uma vez que esta secção confronta com a escadaria do Instituto Superior Técnico, esta foi tomada como estrutura de referência para a análise de danos. A escadaria apresenta uma extensão de 32 m para o exterior da escavação. Apesar deste estudo estar direcionado para edifícios de alvenaria, considerou-se que poderia ser considerado nas escadas uma vez que estas são em calçada portuguesa. De forma a perceber a influência dos deslocamentos que estão inerentes à escavação de cada uma das soluções alternativas, considerou-se que a referência para o nível de danos admissíveis, em situação de projeto, consiste nos danos ligeiros. Torna-se importante reforçar a ideia que esta hipótese é admitida com base no facto das escadas serem em calçada portuguesa e consequentemente acomodam bastante bem as deformações. Assim tendo como referência os valores das deformações acima descritos, pode proceder-se à conceção e dimensionamento das soluções alternativas com mais rigor e segurança. QUADRO DETERMINAÇÃO DA DEFORMAÇÃO LATERAL E DISTORÇÃO ANGULAR, PROVOCADAS PELA ESCAVAÇÃO DE CADA UMA DAS SOLUÇÕES ALTERNATIVAS. Primeira Solução Alternativa (SA1) Segunda Solução Alternativa (SA2) 101

122 Capítulo 4 Soluções Alternativas Terceira Solução Alternativa (SA3) Quarta Solução Alternativa (SA4) Utilizando os valores para a deformação horizontal e para a distorção angular, calculados no Quadro 4.23, representaram-se as soluções alternativas no gráfico da Figura Na Figura 4.29 encontram-se representadas as soluções alternativas através dos pontos coloridos. O ponto a laranja corresponde à primeira solução alternativa, o ponto a azul corresponde à segunda, o ponto a verde à terceira e por último o ponto roxo corresponde à quarta solução alternativa. Relembrando que a estrutura de referência para a análise de danos se tratava da escadaria, em calçada portuguesa do IST, maioria das soluções mostraram viabilidade construtiva. Isto, não só pelos deslocamentos na parede de contenção mas também porque a estimativa dos danos causados nas estruturas vizinhas, constatada no gráfico da Figura 4.29, é desprezável na maioria dos casos e muito ligeira apenas para a segunda solução alternativa. Contrapondo os resultados obtidos com as descrições do Quadro 4.22, na pior das hipóteses ou seja considerando a solução alternativa mais económica, os danos encontram-se classificados, entre outros, como Fendas finas facilmente reparáveis.. Como já foi referido as escadas, por serem constituídas por um conjunto de blocos de pedra calcária, têm grande facilidade de acomodar as deformações e fendas com cerca de 1 mm, como se encontram caracterizadas para danos muito ligeiros no Quadro 4.22, não seriam representativas na estrutura. Pormenor A Pormenor A FIGURA REPRESENTAÇÃO DAS SOLUÇÕES ALTERNATIVAS ATRAVÉS DOS PONTOS COLORIDOS ANÁLISE GERAL Uma vez estudada a viabilidade económica das soluções alternativas, bem como o seu comportamento em serviço e os possíveis danos nas estruturas vizinhas é possível realçar as suas vantagens e desvantagens mas também a sua aplicabilidade. Ou seja, embora uma solução seja economicamente mais desfavorável face a outra, numa situação onde os deslocamentos admissíveis da parede ou mesmo dos possíveis danos em estruturas vizinhas podem ser o fator condicionante. 102

123 Capítulo 4 Soluções Alternativas QUADRO ELEMENTOS COMPARATIVOS ENTRE SOLUÇÕES ALTERNATIVAS. Deslocamento horizontal máximo Custo da solução (mm) ( /m 2 ) Danos em edifícios vizinhos Solução executada 8,2 160 SA1 17, Desprezáveis SA2 25, Muito Ligeiros SA3 6, Desprezáveis SA4 16, Desprezáveis Considerando os dados presentes no Quadro 4.24, pode verificar-se que a SA1 é a solução economicamente mais vantajosa, e apresenta possíveis danos em estruturas vizinhas caracterizados como Desprezáveis. Contudo é não é a solução que apresenta menores deslocamentos horizontais na cortina de contenção. A solução SA2 é única cuja análise de risco previu os danos nas imediações como Muito Ligeiros, ao invés de Desprezáveis. Contudo os parâmetros que caracterizam os danos Muito Ligeiros, ainda assim, são muito pequenos e podem considerar-se pouco significativos num tipo de estrutura como são as escadas em calçada portuguesa. Relativamente aos deslocamentos exibidos pela cortina é a solução que apresenta maiores deslocamentos. Apesar de não ser a mais dispendiosa esta solução comparativamente com a SA1 não se mostra em nada competitiva. Em relação à solução SA4, a SA2 só apresentaria maior viabilidade caso não existissem estruturas vizinhas nem que os deslocamentos da cortina não fossem de todo condicionantes. Isto porque a diferença de preço é 12 /m 2 de parede. Esta solução não seria de todo viável para zonas densamente urbanas, em relação às outras alternativas apresentadas no Quadro A solução SA3 é muito competitiva do ponto de vista dos deslocamentos que a cortina exibe. No entanto trata-se da solução mais dispendiosa por metro linear de parede. Relativamente aos danos possíveis em edifícios vizinhos, esta solução à semelhança da SA1 apresenta uma classificação dos danos em edifícios vizinhos como Desprezáveis, não sendo assim este fator uma mais-valia neste caso. À semelhança da SA3, existe a SA4 que se trata de uma otimização desta última. Contudo a retirada de um nível de ancoragens promove um incremento dos deslocamentos da estrutura, mais do dobro da SA3, poupando cerca de 25/m 2 de parede. Relativamente aos possíveis danos em estruturas vizinhas estes são considerados desprezáveis, não sendo este um fato decisivo na escolha entre soluções. Numa situação onde os deslocamentos não sejam uma condicionante esta solução pode promover uma economia significativa na solução. Assim das duas soluções estudadas, a cortina de estacas e a parede de CSM bem como as suas variantes/otimizações, considera-se pertinente afirmar que no geral a solução de contenção que recorre a cortina de estacas moldadas é mais económica. Em contrapartida, a solução que envolve uma parede em 103

124 Capítulo 4 Soluções Alternativas CSM é mais direcionada para obras cuja estrutura de contenção integra a solução final, uma vez que os seus deslocamentos são muito pequenos. Neste caso de estudo a opção pela solução SA1 seria bastante pertinente, uma vez que analisando os deslocamentos desta solução face à solução executada (ver Figura 4.26) ainda se consegue ganhar alguma vantagem sobre esta. Relativamente aos custos, é economicamente mais vantajosa pois só difere na geometria, pelas estacas se encontrarem mais espaçadas. Já em relação aos danos, como se verificou a estrutura em análise foi a escadaria em calçada portuguesa, que para a abertura de fendas caracterizada pelos danos Desprezáveis é perfeitamente acomodada pelos blocos cúbicos de calcário que a constituem. 104

125 5 CONCLUSÕES 5.1 CONSIDERAÇÕES FINAIS Neste último capítulo pretende-se fazer um apanhado geral, considerando os objetivos propostos e descritos inicialmente. Pode então constatar-se que no geral os estudos e análises propostas nos objetivos foram realizados e os seus resultados muito satisfatórios. O primeiro objetivo descrito foi contribuir para o conhecimento do funcionamento das estruturas de contenção flexíveis em meio urbano, cuja ferramenta de estudo principal foi um programa de cálculo automático que utiliza o método de elementos finitos, o Plaxis 2D. Ainda no âmbito de compreender o funcionamento deste tipo de estruturas de contenção destaca-se o fato da possibilidade que foi poder acompanhar a obra em todos os processos construtivos e de escavação. Este acompanhamento permitiu constatar que a técnica utilizada, as cortinas de estacas moldadas ancoradas, foi de execução célere e prática. A implementação de um plano de instrumentação e observação foi muito relevante, uma vez que foram os resultados por ele obtidos que permitiram toda a validação da modelação numérica, a retroanálise e a elaboração de soluções alternativas. O plano de instrumentação revelou-se um grande investimento, pois permitiu uma gestão muito eficiente do faseamento construtivo bem como da segurança na obra. Uma vez que a instrumentação instalada permite conhecer os movimentos da estrutura em todas as fases do processo construtivo é possível realizar um controlo e gestão do risco, dado que as obras geotécnicas têm uma grande incerteza associada. Ainda mencionando as vantagens do plano de instrumentação e observação, uma vez que foram instalados alvos topográficos nos edifícios adjacentes, foi possível perceber e controlar os efeitos provocados pela escavação nestes. No entanto, de acordo com os movimentos medidos nos alvos pode dizer-se que a solução executada foi muito competente na contenção dos solos, uma vez que não se manifestaram danos relevantes nem visíveis nas imediações. Em relação à execução da cortina de estacas, esta solução construtiva apresentou um comportamento muito satisfatório e deslocamentos horizontais muito inferiores aos previstos no projeto. Esta estrutura mostrou um bom desempenho quer ao longo do processo construtivo, quer no final da escavação onde o deslocamento máximo medido foi de cerca de 8 mm que representa 0,06% da altura total da escavação. Este valor é muito satisfatório para este tipo de estrutura de contenção, que não é definitiva e, respeita os estados limites de serviço. É de realçar também a utilização do programa de cálculo numérico que utiliza o método dos elementos finitos, o Plaxis 2D que foi crucial neste trabalho. Este programa permitiu realizar a modelação da solução executada, a modelação da análise paramétrica do solo, designada por retroanálise, e por último todo o estudo das soluções alternativas. Foi através dos resultados dos deslocamentos obtidos do programa que 105

126 Capítulo 5 - Conclusões se procedeu à comparação dos movimentos previstos com os movimentos reais, medidos pelos instrumentos instalados na obra. Foi então através dessa análise comparativa que se constatou que os movimentos previstos eram significativamente superiores aos movimentos reais da cortina de contenção, contudo a deformada prevista para a estrutura de contenção mostrou ser corroborada pela deformada real, pois os deslocamentos máximos medidos ocorriam sensivelmente à mesma cota. Com base nesta análise comparativa entre os movimentos obtidos pelo programa, face aos medidos pela instrumentação, constatou-se que os parâmetros do solo adotados inicialmente foram bastante conservativos. Assim, com base na informação fornecida pelo programa, relativamente à plastificação dos vários solos intervenientes foi possível perceber que parâmetros poderiam ser otimizados de forma a aproximar ao máximo os resultados da modelação numérica com os resultados reais. Foram então alterados os módulos de deformabilidade dos três solos intervenientes e o ângulo de resistência ao corte de apenas dois deles. Com estas alterações foi possível chegar a resultados muito próximos dos reais, medidos em obra, principalmente em relação aos deslocamentos máximos, os quais foram aferidos considerando o valor máximo medido pelo inclinómetro e por um dos alvos topográficos, o mais condicionante, instalado no topo da cortina. Pode afirmar-se que neste caso de estudo a utilização deste programa de cálculo foi muito útil uma vez que os resultados por ele obtidos são coerentes com os movimentos reais, embora com ordens de grandeza diferentes. A este aspeto atribui-se também o facto do faseamento construtivo ter sido respeitado rigorosa e criteriosamente. Por fim apresentaram-se algumas soluções alternativas, sendo que as duas primeiras podem ser consideradas uma otimização à solução executada e as duas últimas consistem em paredes de painéis de solo-cimento executadas através da tecnologia de CSM e armados com perfis metálicos no seu interior. Apesar da metodologia construtiva ser bastante distinta nas duas soluções, já para não mencionar o rígido controlo de qualidade dos painéis de CSM, esta solução foi a que se apresentou mais competitiva relativamente à rapidez de execução, custos de construção e desempenho estrutural. A parede de painéis de CSM reforçados com perfis metálicos apresenta deslocamentos inferiores à cortina de estacas e uma deformada ligeiramente diferente, contudo são ambas estruturas de contenção flexíveis com uma rigidez adequada para o efeito pretendido. Constatou-se que a solução que considera a execução de cortinas de estacas espaçadas de 1,5 m é mais económica, face às paredes de perfis de CSM. As soluções em CSM são aproximadamente 20% a 25% mais dispendiosas do que a cortina de estacas espaçadas 1,5 m, e apesar de ser uma diferença ainda razoável, esperava-se obter uma solução em CSM economicamente mais vantajosa. Verificou-se que a solução utilizada poderia ter sido otimizada, espaçando as estacas de 1,5 m em vez de 1m, e que os deslocamentos previstos ainda assim seriam inferiores aos admitidos na fase de projeto. De notar que a localização do deslocamento máximo da SA1 ocorre sensivelmente à mesma cota do deslocamento máximo observado. Embora a tecnologia do Cutter Soil Mixing não seja uma técnica muito conhecida em Portugal, já começa a ter alguma expressão, facto que se constatou aquando a pesquisa bibliográfica sobre o tema, pois foram 106

127 Capítulo 5 - Conclusões encontrados vários trabalhos sobre obras onde esta técnica foi empregue com sucesso. Esta solução mostrou grandes vantagens do ponto de vista dos deslocamentos, por ser uma estrutura de contenção mais rígida, exibiu deformações menores do que as deformações previstas para as soluções de cortina de estacas. Dispõe ainda da vantagem de permitir conter o solo de uma forma homogénea e contínua, ao contrário da solução de cortina de estacas em particular quando o afastamento entre estacas é incrementado para 1,5m. 5.2 DESENVOLVIMENTOS FUTUROS Por último, neste capítulo, constam os desenvolvimentos futuros no âmbito deste trabalho que pretendem contribuir para o estudo e realização de projetos de estruturas de contenção flexíveis em meio urbano, mas também para o melhor conhecimento dos solos a conter e/ou de fundação. Para o estudo das estruturas de contenção flexíveis em meio urbano sugere-se uma análise de risco de danos nas estruturas próximas do recinto de escavação mais rigorosa e precisa, bem como a consideração destas estruturas em programas de cálculo que sejam adequados para o efeito. Considerando também que existem programas cálculo de elementos finitos em 3D, seria interessante a modelação deste caso de estudo, considerando o recinto de escavação e não apenas uma secção tipo em estado plano de deformação. Neste trabalho não foi realizada uma análise sísmica das estruturas envolvidas uma vez que se tratava de uma solução provisória. No entanto sendo Lisboa uma zona de risco sísmico, considerou-se esta análise bastante pertinente para estudos futuros. Relativamente ao conhecimento do cenário geotécnico deste tipo de obras, que envolvem estruturas de contenção, é muito importante que a caraterização de todos os parâmetros do solo seja o mais rigorosa possível. Assim sugere-se a realização de uma retroanálise mais exaustiva, em que além de se variarem os parâmetros geotécnicos, também se considerassem outros modelos constitutivos que possam eventualmente reproduzir o comportamento da estrutura de contenção e do solo, mais fidedignamente. Esta análise seria muito interessante porque os solos miocénicos de Lisboa, embora sejam formações muito importante, escasseiam os estudos sobre os seus parâmetros geotécnicos. Ainda neste âmbito salienta-se o investimento de um plano de prospeção geológica-geotécnica que comtemple mais sondagens e também ensaios laboratoriais. Apesar de ter sido implementado um plano de instrumentação e observação, acrescenta-se inda a inclusão dos aparelhos que medem a distorção nos edifícios, os clinómetros. Estes permitem conhecer com maior precisão os movimentos, neste caso as rotações, nos edifícios vizinhos devido aos trabalhos de escavação e contenção periférica. 107

128 Capítulo 5 - Conclusões 108

129 BIBLIOGRAFIA (s.d.). Obtido em 25 de Março de 2013, de Deep Soil Mixing: Bauer Equipment UK. (s.d.). Obtido em 5 de Março de 2013, de Beijinha, A. M. (2009). Estruturas de Contenção Ancoradas Sujeitas a Acção Sísmica - Análise do Comportamento. Lisboa: Instituto Superior Técnico. Boscardin, M., & Walker, M. (1998). Ground Movement, Building Response and Protective Measures. American Society of Civil Engineers. Brasfond - Fundações Especiais. (s.d.). Obtido em 5 de Março de 2013, de Brito, J. d. (2002). Cortinas de Estacas Moldadas. Lisboa. Contente, R. P. (2012). Aplicação da tecnologia de Cutter Soil Mixing em estruturas de contenção. Lisboa. Cravinho, A., Brito, J., Branco, F., Vaz Paulo, P., & Correia, J. (s.d.). Muros de Berlim e Muros de Munique - slides da disciplina de tencologias de construção de edificios. Engiarte, E., & Rodio. (2011). Escavação e Contenção Periférica Provisória por Cortina de Estacas Descontínuas. Google. (s.d.). Google Maps. Obtido em 29 de Agosto de 2012, de Google. (s.d.). Google Maps. (Google) Obtido em 17 de Janeiro de 2013, de Google: Guerra, N. M. (2003). Estruturas de Suporte para o Mestrado em Engenharia Civil. Guerra, N. M. (2007). Estruturas de Contenção Flexíveis- Cortinas Multi-Ancoradas. Lisboa. Guerra, N. M. (2008). Pressões de Terras: os diagramas aparentes. In N. M. Guerra, Estruturas de Contenção Flexíveis: Cortinas Multi-Escoradas. Lisboa. Henrique, T. A. (2012). Análise do Comportamento de uma Cortina de Estacas. Lisboa. José Leite. (s.d.). Obtido em 5 de Abril de 2013, de Restos de Colecção: Laranjo, M. (2011). Caracterização Geotecnica das Argilas Miocenicas de Lisboa. Mascarenhas, J. (2006). Sistemas de Construção I. Lisboa: Livros Horizonte. 109

130 Bibliografia Matos Fernandes, M. A. (1983). Estruturas flexíveis para suporte de terras : novos métodos de dimensionamento. FEUP. Meireles, A. B., & Martins, J. G. (2005). Fundações e Contenção Lateral de Solos - Execução de Cortinas de Estacas. Meireles, A. B., & Martins, J. G. (2006). Execução de Cortinas de Estacas. Normalização, C. E. (2004). Eurocódigo 2: Projecto de estruturas de betão- Parte 1-1: Regras gerais e regras para edifícios. Normalização, C. E. (2005). Eurocódigo 3: Projecto de estruturas metálicas- Parte 1-1: Regras gerais e regras para edifícios. Oliveira, I. (2012). Escavações e Contenções Periféricas em Meio Urbano. Caso de Estudo- Palácio dos Conde de Murça. Lisboa. Patrício, A., & Teixeira, R. (2006). Dimensionamento e Execução de Cortinas do Tipo Berlim. (s.d.). Plaxis Version 8 - Manual. Raposo, N. P. (2007). Método dos Elementos Finitos e Modelos Constitutivos. In N. P. Raposo, Prédimensionamento de Estruturas de Contenção Ancoradas. Rodio. (2011). Projecto de Contenção. Lisboa. Rodio. (2012). Relatório de Instrumentação nº 11 - Parque de Estacionamento Alves Redol. Lisboa. Topografia, G. (2012). Resultados de Época de Observação nº22. Zienkiewicz, O. C. (1977). The Finite Element Method. London: McGraw-Hill. 110

131 ANEXOS

132 Anexos

133 Anexos ANEXO I PLANTA DO RECINTO DE ESCAVAÇÃO COM AS MEDIDAS EM METROS

134 Anexos

135 Anexos ANEXO II DIÁRIO DE OBRA Semana de 20 de Outubro de 2011 a 4 de Novembro de 2011 Execução das estacas dos cantos da obra e início da execução da rampa R2. Conclusão da construção da parede de Berlim. Zeragem e leitura dos alvos topográficos instalados nos edifícios vizinhos. Zeragem das leituras dos inclinómetros devido à intrusão de material para o seu interior comprometendo as leituras anteriores. Semana de 4 de Novembro de 2011 a 11 de Novembro de 2011 Execução das estacas do alçado norte e desencabeçamento das estacas dos vértices. Escavação parcial do recinto até à cota 85,3 m.

136 Anexos Semana de 11 de Novembro de 2011 a 25 de Novembro de 2011 Conclusão da execução das estacas da rampa R2. Destruição do inclinómetro I4. Escavação até à cota 85 m. Semana de 3 de Dezembro de 2011 a 9 de Dezembro de 2011 Escavação até à cota 82,7 m. Demolição das estacas para a execução da viga de coroamento.

137 Anexos Semana de 9 de Dezembro de 2011 a 16 de Dezembro de 2011 Continuação dos trabalhos de escavação até à cota 87,2 m e execução da viga de coroamento. Inicio dos trabalhos de projeção de betão de betão entre estacas. Semana de 16 de Dezembro de 2011 a 30 de Dezembro de 2011 Conclusão da viga de distribuição do 1º nível de ancoragens concluída. Tensionamento das ancoragens do 1º nível em curso.

138 Anexos Semana de 6 de Janeiro de 2012 a 13 de Janeiro de 2012 Conclusão da execução da viga de coroamento e tensionamento das respetivas ancoragens. Escavação parcial até à cota 76,6 m. Semana de 20 de Janeiro de 2012 a 3 de Fevereiro de 2012 Execução da viga de distribuição do 2º nível e respetivas ancoragens em curso. Continuação da escavação até à cota 76,6m.

139 Anexos Semana de 2 de Março de 2012 e 9 de Março de 2012 Escavação geral do recinto executada até à cota de fundo prevista exceto na zona da rampa R2. Início dos trabalhos de execução da laje de fundo. Semana de 16 de Março de 2012 a 2 de Abril de 2012 Trabalhos de execução da laje de fundo.