RETROANÁLISE DE RUPTURA DE ESTRUTURA DE CONTENÇÃO EM RETANGULÕES EM BELO HORIZONTE/MG

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1 RETROANÁLISE DE RUPTURA DE ESTRUTURA DE CONTENÇÃO EM RETANGULÕES EM BELO HORIZONTE/MG Sandro Eduardo Lima Pinto Universidade FUMEC, Belo Horizonte/MG, Brasil, Lúcio Flávio de Souza Villar Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte/MG, Brasil, Gustavo Ferreira Simões Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte/MG, Brasil, Sérgio Maurício Pimenta Velloso Filho Universidade FUMEC, Belo Horizonte/MG, Brasil, RESUMO: Neste trabalho, será apresentada a retroanálise de um caso real de uma ruptura de contenção em retangulões a céu aberto ocorrida em 2003, em Belo Horizonte/MG. Foram empregadas hipóteses geotécnicas e ferramentas computacionais, visando o entendimento do ocorrido, detectando as causas que levaram ao colapso de tal estrutura. É descrita a técnica executiva dos retangulões à céu aberto, solução regional para realização de contenções em locais de topografia irregular e de difícil acesso de equipamentos. As análises foram realizadas utilizando parâmetros obtidos de ensaios de laboratório, com intuito de avaliar aqueles utilizados no projeto, que foram determinados por correlações com ensaios SPT. Também foi realizada a retroanálise dos elementos estruturais sinistrados, o que permitiu a determinação dos esforços no Estados Limite de Ruptura, além de simulações numéricas de equilíbrio-limite e de tensão-deformação, permitindo, assim, a reprodução do hipotético cenário responsável pela ruptura da estrutura de contenções. PALAVRAS-CHAVE: Retroanálise, ruptura, estabilidade de taludes, contenções, retangulões, simulações numéricas. 1 INTRODUÇÃO Com a escassez cada vez maior de áreas urbanas para implantação de obras e a consequente valorização do custo por metro quadrado dos terrenos, a necessidade de construção em zonas de topografia acidentada na região metropolitana de Belo Horizonte/MG é cada vez mais frequente. Desta forma, empreendimentos dos mais variados vultos tem previsão de lançamento em regiões de elevado potencial de risco geológico, sendo necessárias intervenções de engenharia que mitiguem a ocorrência de catástrofes, tão comuns principalmente nos períodos chuvosos. Neste trabalho, é apresentado o relato de ruptura de uma estrutura de contenção, que mesmo realizada a partir de parâmetros de resistência conservadores e em regimes executivos e de dimensionamento tecnicamente adequados, apresentou falência após elevados regimes pluviométricos. É apresentada a retroanálise deste caso empregando hipóteses geotécnicas e ferramentas computacionais, visando o entendimento do ocorrido, detectando as causas que levaram ao colapso. As análises foram realizadas utilizando parâmetros obtidos de ensaios de laboratório, com intuito de avaliar aqueles utilizados no projeto, que foram determinados por correlações com ensaios SPT. Também foi realizada a retroanálise dos elementos estruturais sinistrados, o que permitiu a determinação dos esforços no Estados Limite de Ruptura, além de simulações numéricas de equilíbrio-limite e de tensão-deformação.

2 2 CONTEXTUALIZAÇÃO: 2.1 Aspectos Geológicos Geotécnicos da Área de Estudo A geologia da região onde se situa o local de estudo é pertencente ao Grupo Piracicaba e é composto por filitos prateados e quartizitos ferruginosos da Formação Cercadinho. Em direção à Serra do Curral, cadeia montanhosa que é o limite sul da região metropolitana de Belo Horizonte, observam-se rochas de filitos dolomíticos e dolomitos da Formação Garandela, posicionados na base da Serra, e os itabiritos pertencentes à Formação Cauê, posicionados no topo desta. A Formação Cercadinho é uma das mais heterogêneas entre as unidades comentadas (Carvalho, 1999). Parizzi et al. (2007) acrescenta que os maciços dos grupos Sabará e Piracicaba apresentam os maiores problemas de instabilidade. Os blocos que escorregam pelas encostas formam depósitos de tálus que repousam na face dos taludes em situação de instabilidade. As principais ocorrências de sinistros geotécnicos envolvendo rupturas de taludes ou falência de sistema de contenções na capital mineira nos últimos anos ocorreram em regiões localizadas nestas formações. 2.2 Aspectos Climáticos A condição climática local é caracterizada por período seco bem pronunciado, com duração média de 3 a 4 meses, de maio a agosto. O volume médio anual de precipitação pluviométrica (média pluviométrica anual: 1.450mm) é concentrada nos períodos de outubro a abril. Moreira (2002) apud Parizzi et al. (2004) conclui que as chuvas sobre Belo Horizonte e arredores possuem tendência a serem mais severas e freqüentes durante os meses de novembro, dezembro e janeiro, com os valores máximos de precipitação ocorrendo sobre regiões de topografia mais elevada, correspondente à faixa da Seqüência Metassedimentar. 2.3 Estrutura de contenção A cortina em retangulões é uma variação de cortinas de elementos em balanço. Ela consiste na execução de escavações retangulares, de metodologia semelhante à de tubulões a céu aberto, justificando assim sua denominação local: retagulões a céu aberto. Segundo Velloso Filho (2009), esta técnica surgiu em Belo Horizonte entre o fim da década de 1980 e início de 1990, de forma quase que intuitiva. Ela consiste na realização de escavação em formato retangular, de dimensões geralmente de 100x60cm e 110x50cm, realizada previamente ao movimento de terra que configurará a contenção. Tal metodologia sugere a execução do elemento até a profundidade determinada pelo dimensionamento, em disposição alternada, visando o menor distúrbio possível ao maciço. Sua escavação é conduzida por no mínimo dois operários. Essa técnica é comumente realizada pelas limitações topográficas que são impostas à alternativas similares (cortina de estacas), principalmente no que tange à impossibilidade de mobilização de equipamento mecânico para sua realização (bate-estacas, perfuratrizes a trado etc.). Sua execução é ainda favorecida pela presença de solo coesivo, característica dos perfis que compõem a região, possibilitando a realização de escavações à céu aberto em grandes profundidades, sem a necessidade de revestimento ou mecanismos sofisticados de estabilização. A estrutura de contenção em retangulões estudada neste trabalho está inserida geograficamente na região Centro-Sul da capital mineira, idealizada e executada no ano de 2002, para conter maciço de terra limítrofe ao Parque das Mangabeiras, espaço público municipal localizado na Serra do Curral. O projeto original previu a realização de 28 retangulões, dispostos ao longo das divisas do lote, podendo ser agrupados em três grupos. O primeiro grupo de elementos, aqui denominado Região 1, que continha os retangulões R1 a R12 estavam localizados à esquerda do alinhamento, e possuíam balanço de 6,50m e apresentavam berma de equilíbrio contida por muro de arrimo à flexão. O segundo grupo de elementos, aqui denominado Região 2 (ver a Figura 01), que

3 continha os retangulões R13 a R25, estava localizado à direita do alinhamento, com balanço de 6,50m; não existindo, porém, estrutura de contenções adicional à sua frente. A ruptura observada se deu nos elementos pertencentes a esta última região. Por fim, o terceiro grupo ou Região 3, composto pelos elementos R26 a R28, eram responsáveis pela contenção do trecho lateral direito, que apresentava extensão de aproximadamente 4,0m a serem estabilizados. O sistema estrutural previa ainda um talude a montante de 45º Os elementos de reação da cortina foram executados com seção de 110x50cm, tendo espaçamento entre as peças variando de 89,5cm a 95cm. Todos os elementos foram preenchidos com concreto de resistência característica de 15,0 MPa, usual na época de concepção e execução (ano de 2002). O perfil topográfico disponível indicou terrapleno ascendente de elevada extensão, com inclinação média de 30º em seu trecho mais crítico. Região R2 observada a concentração de posições de aço, longitudinais e transversais, nos intervalos de cotas +21,70m a +20,70m (ver Figura 2), o que colabora com a suposição de que no cálculo de dimensionamento inicial, os esforços aplicados naquela região seriam os mais significativos. Tabela 1: Posições de armações longitudinais dos retangulões da região 2 Posição: Compr. Área Nº de Seção das barras de aço barras: (mm): (m): (cm²): N1 5 Ø16 12,00 10,05 N2 2 Ø16 6,00 4,02 N3 2 Ø20 5,00 6,28 N4 2 Ø20 4,00 6,28 N5 3 Ø20 5,00 9,42 N6 5 Ø8 12,00 2,51 Tabela 2: Posições de armações transversais dos retangulões da região 2 Posição: Compr. Intervalos Seção das Espaçamento: de (mm): barras instalação: (m): N7 Ø6,3 3,10m 25cm Cota +27,7m a +22,7m e +20,7m a 16,7m N9 Ø8,0 3,10m 10cm Cota +22,7m a +20,7m O sistema de drenagem consistia na instalação de barbacãs. Os extravasores eram tubos plásticos de PVC de ø75mm revestidos com malha de nylon para funcionar como filtro. Figura 1: Representação gráfica da contenção rompida. Notar canaleta de crista existente no projeto. No trecho de interesse (região 2 ), todos os tubulões foram armados com vergalhões metálicos industrializados de resistência característica de 500 MPa, nas disposições de barras indicadas na Figura 2 e na Tabela 1. É importante salientar que as posições das armaduras principais foram dispostas no elemento de reação em cotas diferentes, estrategicamente localizadas em relação às maiores magnitudes de esforços fletores. As armaduras transversais da peça têm suas posições apresentadas na Tabela 2. Pode ser 2.4 O colapso A ruptura da contenção ocorreu na tarde do dia 07 de janeiro de 2003, após forte precipitação, em período chuvoso bem determinado, mas de magnitude pluviométrica anormal (Prudente e Reis, 2008). Segundo Parizzi et al. (2004), na data de ocorrência do sinistro, verificou-se precipitação diária de 97,5mm, com taxa de precipitação acumulada em 04 dias de 168,7mm, conforme medições realizadas pelas estações pluviométricas da Infraero, CPRM e 5º distrito. Em relação à média anual histórica de 1450mm, disponibilizada pela Prefeitura Municipal de Belo Horizonte, a precipitação

4 ocorrida em 07/01/2003 representou aproximadamente 7% de toda chuva esperada para o ano de 2003 e se comparada à taxa acumulada em 04 dias, mais de 11%. ruptura não foi suficiente para que os esforços fossem absorvidos pelas barras. As demais posições N4 e N5, componentes da armadura principal, não foram mencionadas, por estarem posicionadas abaixo do plano de ruptura dos retangulões. Figura 3 - Trecho de contenção rompido com destaque da posição da canaleta de crista Figura 2 Seção transversal dos elementos de contenção A Figura 3 mostra uma vista de jusante para montante do local rompido, destacando a posição da canaleta de drenagem de crista. As vistorias no local indicaram ruptura de todos os elementos de contenção na região de transição (região 02 na Figura 1) entre os comprimentos de balanço e ficha, em cota aproximada +21,70m (ver Figura 2). As superfícies periciadas na ocasião indicaram que as posições de armação N1 (5 barras de açoø16,00mm) e N2 (2 barras de açoø16,00mm) apresentavam estricção e alongamento, induzindo à hipótese de que estas barras se romperam por escoamento. A posição N3 (2 barras de açoø20,00mm) não apresentou nenhum alongamento, levando a crer que o comprimento de ancoragem de 100cm em relação à cota da As vistorias no local também indicaram existência de galeria de drenagem pluvial do Parque das Mangabeiras posicionada a aproximadamente 10m a montante do alinhamento da contenção, que posteriormente se mostrou também responsável pela coleta pluvial de parte do bairro Mangabeiras, limítrofe ao empreendimento (ver Figura 03). Foi verificado que ela encontrava-se obstruída por vegetação e solo acumulado. E a região de maior obstrução encontrava-se posicionada justamente a frente da região 2. 3 PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA UTILIZADOS 3.1 Obtidos das Sondagens à percussão Para o dimensionamento das estruturas de fundações e contenções, foi realizada campanha de sondagens de simples reconhecimento com SPT. A referida campanha de prospecção foi executada no terreno ainda virgem, anteriormente à terraplenagem. A campanha completa incluiu nove furos de sondagem, sendo destacados, porém, somente os dois mais próximos à região 2. Nos dois, foi observada uma camada argilo-arenosa com detritos vegetais de coloração marrom escura e

5 consistência mole a rija, variando de 0,25m a 0,50m de profundidade. Logo após, observou-se camada silto-arenosa, micácea, de coloração rosa e amarelo escuro e compacidade média a elevada de 3,55 a 4,30 m de profundidade ( N SPT = 44 - média do número de golpes, com energia não corrigida, no furo SP-02 e N SPT 50 no furo SP-03, camada onde, para este furo, se encerrou a sondagem). Finalmente, observou-se camada silto-arenosa de coloração rosa amarelada, muito compacta até o limite da prospecção ( N SPT 50 no furo SP-02). A cota de fundo do furo SP-02 foi 18,47m (quase dois metros acima da base da ficha prevista para os retangulões) e no caso do furo SP-03, foi 20,99m (em torno de quatro metros acima da cota de assentamento dos retangulões), justificando a necessidade de emprego de martelos demolidores para sua escavação, como consta nos registros disponibilizados, para atingir as cotas de fundo. Em ambos os casos não foi observado nível freático, destacando que a o período de execução dos furos coincidiu com o fim da temprada de chuvas. Apesar de não ter sido comentado nos boletins de sondagem analisados, o material de paralisação das prospecções era solo residual jovem de filito. A partir destes resultados, foi realizada, na época, uma estimativa de parâmetros de resistência ao cisalhamento para desenvolvimento do projeto de contenções e dimensionamento das peças estruturais. Esta estimativa foi feita com base nas correlações com o N SPT propostas por Teixeira e Godoy (1998), e Teixeira (1996), e seus valores foram ponderados e norteados a partir da experiência dos projetistas em outras obras semelhantes executadas na região: γ = 20 kn/m³; ø = 30º; c = 20 kpa. Os parâmetros foram considerados como sendo em termos de tensões totais, pois assim era de praxe, no escritório que realizou o projeto, para perfis susceptíveis a saturação, onde a ruptura poderia se dar por solicitações não drenadas. 3.2 Ensaios de laboratório Os ensaios de cisalhamento direto e triaxiais adensados isotropicamente, não drenados (CIU), relatados a seguir, foram realizados posteriormente a ocorrência do evento de ruptura da cortina, no intuito de confirmar os parâmetros utilizados no projeto. Blocos indeformados foram coletados em local imediatamente contiguo à zona de ruptura, e são identificados na Tabela 3. Para melhor localização da posição das amostras em relação ao projeto da cortina, veja a Figura 2. Tabela 3: Identificação da coleta de amostra através de blocos indeformados Amostra Cota de Ensaio Prof.: nº: extração: realizado: 1,00 a 29,0 a Cisalhamento 01 1,30m 28,7m direto 1,00 a 29,0 a 02 Triaxial CIU 1,30m 28,7m 3,00 a 27,0 a Cisalhamento 03 3,30m 26,7m direto 3,00 a 27,0 a 04 Triaxial CIU 3,30m 26,7m 5,50 a 24,5 a Cisalhamento 05 6,00m 24,0m direto 5,50 a 24,5 a 06 Triaxial CIU 6,00m 24,0m Ensaio de Cisalhamento Direto As curvas tensão por deslocamento horizontal resultantes do ensaio de cisalhamento direto apresentaram-se como típicas de material dúctil ou apenas revelando picos pouco proeminentes em alguns casos. A grande maioria das amostras apresentou ruptura com deslocamentos em torno de 2 a 3 mm, excetuando a amostra 03 (ver Tabela 3), que não apresentou pico e estabilizou o estado de tensão na ruptura após deslocamentos em torno de 5,5 a 8 mm. Por isso, as envoltórias de resistência foram definidas para duas condições: a imediatamente após atingir a tensão máxima (considerado como o momento de ruptura) e para a condição de máximo deslocamento atingido pelo ensaio (em que o estado de tensão já estava bem estabilizado, ou seja, equivalente a condição residual deslocamentos em torno de pelo menos 10mm). Os parâmetros de resistência para estes dois casos são apresentados na Tabela 04. Note que eles estão

6 sendo considerados como sendo em termos de tensões totais. Por decisão dos consultores na época, o ensaio foi feito com uma velocidade elevada. Como não se tinha informação sobre valores do coeficiente de permeabilidade do solo, além do fato de que o estágio de adensamento do ensaio não ter sido adequadamente interpretado, não houve condição de verificar se a ruptura se deu realmente em condições drenadas. Tabela 4: Parâmetros de resistência em termos de tensões totais a partir dos ensaios de cisalhamento direto realizados Amostra nº: Ø (º): c (kpa): Condição Considerada Ruptura Residual Ruptura Residual Ruptura Residual Ensaio Triaxial CIU Os parâmetros de resistência ø e c em termos de tensões totais para condições de pico e residuais, obtidos via ensaios triaxiais, estão apresentados na Tabela 5. São apresentados somente os valores em termos de tensões totais já que o intuito era fazer a comparação com os valores fornecidos pelo ensaio de cisalhamento direto, considerado como feito de maneira não drenada ou parcialmenete drenado, e com aqueles assumidos no início do projeto, vindo das correlações com o N SPT. É importante ressaltar que todas as curvas tensão x deformação axial dos ensaios triaxiais CIU indicaram um pico muito bem pronunciado, seguido de grande colapso após pouca deformação do corpo, algo em torno de 1 a 2,5% em todos os casos, estabilizando em seguida. 4 ANÁLISES DE ESTABILIDADE Foram realizadas análises de estabilidade de taludes com o programa computacional Slope/W do pacote GeoStudio 2007, versão O objetivo foi, a partir do conhecimento da real superfície de ruptura, fazer uma retroanálise para determinar o que realmente causou o evento. Tabela 5: Parâmetros de resistência em termos de tensões totais a partir dos ensaios triaxiais realizados Amostra Ø (º): c (kpa): Condição: nº: 02 23,8 61,2 Pico 02 21,3 21,5 Residual 04 15,5 79,9 Pico 04 15,5 29,1 Residual 06 40,5 93,4 Pico 06 26,4 21,2 Residual Foi utilizada uma seção típica transversal ao alinhamento da cortina de retangulões passando pelo elemento R23, como ilustrado na Figura 4. Esta seção foi selecionada por apresentar maior espaçamento entre os elementos de reação da conteção na região 2. O referido retangulão foi assim representado no programa: - Reforço: Pile - Cotas: +16,70m a +28,20m - Espaçamento: 2,05m - Esforço cisalhante resistente: 335,3 kn O esfroço cisalhante resistente foi retirado da análise estrutural do elemento. Figura 4 Seção transversal com a superfície de ruptura retroanalisada As análises foram conduzidas de duas maneiras. Em uma, denominada de cunha livre, não foi estabelecido o formato da superfície de ruptura, permitindo ao programa a livre pesquisa da geometria crítica. A segunda maneira foi denominada cunha especificada,

7 quando, então, foi fixada a superfície de ruptura em geometria coincidente à observada no campo. Foram utilizados os métodos de Bishop, Janbu e Morgenstern-Price para determinação do F.S., para feito de comparação das respostas por eles fornecidas. (para maiores detalhes sobre os métodos, ver Gerschovich, 2012). 4.1 Retroanálises Considerando os Parâmetros e Hipóteses Iniciais de Projeto Neste caso, não foi considerada a presença da linha freática, já que a mesma não encontrada durante as sondagens realizadas ou mesmo durante as escavações dos retangulões. Também não houve nenhum relato de surgência freática ao longo de todo levantamento de dados, mesmo considerando as elevadas precipitações registradas no período. Na Tabela 6 são apresentados os valores de fatores de segurança obtidos. Tabela 6: Valores de FS para parâmetros de projeto Cunha livre Cunha especificada Bishop 1,452 6,128 Janbu 1,282 - Morgenstern-Price 1,332 - Observa-se a não convergência dos valores de fatores de segurança relativos aos métodos de Janbu e Morgenstern-Price para o critério de cunha especificada, Pelos valores de F.S. obtidos, percebe-se claramente que as suposições iniciais de projeto não englobaram as causas da ruptura. A cunha livre obtida nestas análises foi bastante diferente da real, sendo muito mais profundas. 4.2 Retroanálises Considerando os Parâmetros Obtidos via Ensaio de Cisalhamento Direto Parâmetros do momento de rutura Para este caso, também não foi considerada a ocorrência de fluxo no maciço. Na tabela 7 são apresentados os fatores de segurança obtidos. Nota-se, pelos resultados, que o uso de parâmetros advindos do ensaio aumentou o fator de segurança, revelando que o uso de correlações tendeu para uma análise mais conservadora. Tabela 7: Valores de FS para parâmetros obtidos via ensaio de cisalhamento direto no momento da ruptura Cunha livre Cunha especificada Bishop 1,961 9,908 Janbu 1,765 - Morgenstern-Price 1, Condição residual Na Tabela 8 são apresentados os fatores de segurança obtidos nas retroanálises utilizando os parâmetros obtidos nos ensaios de cisalhamento direto na condição residual, também sem considerar a ocorrência de fluxo. Observa-se a ocorrência de ruptura do sistema de contenções (FS = 0,958) para o de Jambu, mas não para a superfície real. É importante relembrar que as superfícies de ruptura obtidas para o critério de cunha livre foram extremamente extensas e profundas, ou seja, muito diferente da cunha de ruptura real observada nos levantamentos de campo. Tabela 8: Valores de fatores de segurança para parâmetros de cisalhamento direto na condição residual Cunha livre Cunha especificada Bishop 1,156 6,253 Janbu 0,958 - Morgenstern-Price 1, Parâmetros do Triaxial CIU Condição de Pico Na tabela 9 são apresentados os fatores de segurança obtidos das retroanálises utilizando os parâmetros totais obtidos nos ensaios triaxiais CIU na condição de pico, sem considerar fluxo. Neste caso, também percebese que as hipóteses aqui adotadas não representam a condição real analisada.

8 Tabela 9: Valores de fatores de segurança para parâmetros de ensaios triaxiais CIU na condição de pico Cunha livre Cunha especificada Bishop 2,827 12,27 Janbu 2,499 - Morgenstern-Price 2, Condição residual Na Tabela 10, são apresentados os fatores de segurança obtidos nas retroanálises conduzidas utilizando os parâmetros totais obtidos via ensaios triaxiais CIU na condição de resistência residual. Novamente, a condição real não foi bem representada, mas percebe-se que a condição residual conduz para valores mais próximos do que se esperaria. Tabela 10: Valores de fatores de segurança para parâmetros de ensaios triaxiais CIU na condição residual Cunha livre Cunha especificada Bishop 1,292 5,362 Janbu 1,140 - Morgenstern -Price 1, Retroanálises Incluindo Novas Hipóteses Uma vez que as análises utilizando a geometria da superfície de ruptura levantada no campo juntamente com os parâmetros determinados em laboratório não indicavam possibilidade de ruptura, uma pesquisa foi feita para encontrar qual par de parâmetros de resistência o faria. Os valores encontrados foram muito diferentes dos resultados dos ensaios. Optou-se, então, por considerar os dados dos ensaios como reperesentativos e incluir novas hipóteses ao problema. Uma delas foi considerar a possibilidade de que o levantamento topográfico da superfície de ruptura poderia ter sido mal realizado ou, até mesmo, que houve alguma alteração desta geometria devido a novos escorregamentos na encosta ou acúmulo de material trazido pelas chuvas, visto que fortes precipitações ocorreram na ocasião do colapso, antes das medições topográficas. Para isso, foi permitido que outras de superfíceis de ruptura fossem pesquisadas, pelo software, deixando que zonas próximas ao local indicado pelo levantamento topográfico fossem testadas. A busca de uma nova superfície de ruptura, que fosse próxima a levantada no campo, foi conduzida permitindo que ela pudesse iniciar no intervalo entre o trecho imediatamente à montante da contenção e a região de lançamento da canaleta de drenagem da crista, mas com profundidades diferentes da registrada no campo. Também foi considerada a abertura de trinca de tração na crista e que a mesma estivesse cheia de água proveniente da chuva. Além disso, foi considerada a ocorrência de fluxo, sendo, para isto, inseridos valores de parâmetros de poropressão r u nas seguintes disposições de camadas: - Camada superficial de solo : r u = 0,20; - Camada intermediária de solo: r u = 0,10; - Camada final de solo: r u = 0,05; Além das hipóteses adicionais mencionadas anteriormente, foi considerada, também, a ocorrência de um fluxo superficial, que provocou o acumulo de água e detritos atrás de um muro existente na crista da cortina (ver a Figura 5), ou seja, foi considerado que houve a obstrução na canaleta de drenagem existente à montante da região 2, onde o colapso fora verificado, e estabeleceu-se que o volume transbordado poderia ter atingido o topo da contenção. Para representar essa situação, considerando um volume represado equivalente a 1,00m de coluna de água, o que equivale à sobrecarga de 10 kn/m² à montante da divisa. Finalmente, foi acrescentada ainda a resultante estimada referente ao peso próprio deste muro, no valor de 5,6 kn/m, a partir da consideração de que esta estrutura foi executada em alvenaria de blocos de concreto, possuindo altura aproximada de 2,00m e com espessura da parede de 0,20m. Para esta análise hipotética, considerou-se que o solo rompeu na sua condição de tensão residual, uma vez que as curvas tensão versus deformação obtidas do ensaio indicaram ruptura após pouca deformação. Foram usados os parâmetros residuais obtidos nos ensaios triaxiais CIU. Na Tabela 11, são apresentados os fatores de segurança obtidos.

9 Os valores encontrados, ainda que não configurassem formalmente a ruptura, se mostraram muito inferiores aos inicialmente encontrados para a cunha pesquisada, sugerindo que as hipóteses de sobrecarga devido ao acúmulo pluvial ou de detritos a montante da estrutura, a possibilidade de fluxo paralelo à superfície e a nova configuração de superfície de ruptura (próxima à geometria inicial) empregada mostram-se pertinentes. A Figura 5 mostra uma comparação da superfície medida e da gerada pela análise. Também pode ser vista na figura, uma supefície gerada pelo programa XSTABLE, obtida pelo método de Janbu, com um empuxo equivalente a 130,43kN/m. Tabela 11: Valores de fatores de segurança considerando cenário hipotético Cunha flexibilizada Bishop 1,239 Janbu 1,060 Morgenstern-Price 1,245 Figura 5 - Comparação entre superfícies de ruptura 4.5 Retroanálise Incorporando o comportamento Estrutural e a relação tensão - deformação Foi desenvolvido um estudo a partir da informação de que houve escoamento da armação representada pelas posições N1 (5 barras de aço ø16,0mm) e N2 (2 barras de aço ø16,0mm), não havendo indícios de danos nas demais posições N3, N4 e N5 (ver a Figura 2). Estas informações foram obtidas de relatórios técnicos e periciais da seção na zona de ruptura. Desta forma, foram realizadas retroanálises visando estimar os esforços fletores máximos atuantes no momento do colapso, a partir da consideração de absorção de tração somente pelas barras representadas pelas posições N1 e N2, juntamente com as seguintes condições de análise: - Resistência característica do concreto (fck) = 1,5 kn/cm²; - Resistência característica ao escoamento do aço (fyk) = 50 kn/cm²; - Largura da seção (b w ) = 110cm; - Distância da armação até o bordo comprimido (d) = 45,4cm; - Área de aço solicitada (As) = 14,07 cm². Os valores dos momentos foram calculados com base nas resistências características dos materiais envolvidos. Considerando que os elementos de reação (retangulões R13 a R25) assumiam na região 2, um valor de influência de 2,05m, foi calculado um valor de esforço fletor último de 173,7kN m por metro e esforço horizontal máximo de 163,56kN por metro, atuantes no sistema de contenções no ato da ruptura. Tais valores foram utilizados quando da modelagem numérica do sistema de contenções para comparação aos valores de momentos fletores atuantes, considerando uma análise de tensão-deformação. Para realização destas análises, foi utilizado o programa computacional Sigma/W do pacote GeoStudio 2007, versão 7.10, que utiliza o método dos elementos finitos (MEF), realizando análises planas e axissimétricas de tensão-deformação em estruturas de solo, sendo possível também, modelar elementos estruturais. Para realização das análises de tensão e deformação, foram realizadas estimativas de parâmetros de elasticidade a partir dos ensaios triaxiais CIU disponíveis, sendo utilizado modelo constitutivo linearelástico para caracterizar o comportamento dos materiais. O modelo que talvez melhor se adequasse à situação real seria algum modelo elasto-plástico, de difícil reprodução pela impossibilidade de se obter mais parâmetros para realização desta análise, visto a indisponibilidade de ensaios de carregamentos

10 drenados. No entanto, tendo em vista a definição do limite estrutural do elemento de reação, deseja-se estabelecer uma relação entre os valores a serem alcançados com a análise numérica e os carregamentos máximos suportados pelo sistema de contenção, podendo ser extrapolado, desta forma, o comportamento da estrutura sinistrada. A análise de problemas de tensãodeformação a partir do modelo linear-elástico requer basicamente a inserção de parâmetros de deformabilidade como módulo de elasticidade (E), coeficiente de Poisson (ν), além do peso específico do material (γ) na condição da análise. Todos eles foram derivados dos ensaios disponíveis, excetuando o coeficiente de Poisson, que teve seus valores variados, para avaliação de sua inflência no comportamento da estrutura de contenções. Foi possível observar uma tendência de menor deslocamento para valores menores de coeficiente de Poisson. Ainda assim, foi estimado um deslocamento do topo da cortina em pelo menos 4cm em relação à posição originalmente projetada. Salienta-se ainda que, mesmo considerando os menores valores de deslocamento verificados para ν = 0,25; a contenção já apresentaria mobilização de estados plásticos ativos, visto que a relação entre o deslocamento de topo e altura da contenção já suplantaria o valor de 0,4% sugerido por Ranzini e Negro Jr. (1998). Os resultados obtidos nas análises realizadas em relação à previsão de esforços cisalhantes aplicados na contenção indicaram carregamentos de magnitude variando de 100kN para modelo com ν = 0,25 até 230 kn para modelo com ν = 0,45. É importante frisar que os maiores esforços, independente dos modelos adotados, tem cota de aplicação próxima à zona de ruptura verificada (cota aproximada à +21,70m), sugerindo a validade da análise. Em relação à magnitude deste, é salientado que as retroanálises estruturais realizadas para a seção resistente do elemento de contenção na zona de ruptura apresentam limite estrutural de 163,56 kn para a peça quanto à esforços cisalhantes, valor este que é suplantado pela previsão de comportamento quando se utilizou valores de ν = 0,40 e ν = 0,45. Finalmente, com relação aos valores referentes às análises de momentos fletores atuantes no retangulão, a partir dos modelos mencionados, foi observada a tendência à proporcionalidade entre magnitude de esforços e valores de coeficientes de Poisson, salientando ainda mais a relação entre este último e os coeficientes de empuxos. É interessante ressaltar que, como verificado anteriormente, valores de coeficientes de Poisson superiores à 0,35 apresentam magnitude de esforços que superam a capacidade última da contenção, de acordo com a retroanálise estrutural realizada. Nesta verificação, observam-se valores de momentos fletores em magnitude superior aos 173,7 kn x m suportados pela peça para ν = 0,40 e ν = 0,45; se analisado intervalo próximo à zona de ruptura verificada. 5 CONCLUSÃO A partir das análises realizadas, foi possível chegar às seguintes conclusões: -Dos resultados de ensaios, pode ser percebido o comportamento do solo residual de filito presente na encosta estudada, que apresentou abrupta queda de resistência com baixa deformação (1 a 2%). Portanto, os parâmetros derivados de ensaios na condição residual, em comparação aos mesmos parâmetros obtidos na condição de pico decreveram melhor a situação. Isto mostra a importância dos ensaios de laboratório para a realização de projetos como esse. -Todas as modelagens numéricas realizadas a partir de parâmetros de deformabilidade conservadores, derivados dos ensaios triaxiais CIU, indicaram deformações da cortina de retangulões em valores suficientes para ativar o estado plástico ativo, sendo reproduzido o cenário satisfatório à manifestação de estados de resistência residual do maciço; -Todas as retroanálises conduzidas considerando a superfície de ruptura obtida a partir de levantamentos topográficos realizados na ocasião da ruptura indicaram fatores de segurança elevados (5,362 F.S. 27,882), sugerindo a não de ocorrência de colapso se considerado apenas os mecanismos de instabilidade usuais ou sugerindo que a cunha

11 poderia ter geometria distinta em relação ao que foi levantado. -As análises realizadas considerando os parâmetros mais desfavoráveis (ensaios triaxiais CIU para a condição residual), a possível existência de sobrecarga à montante da estrutura de contenção, devida ao acúmulo de água na parte anterior do muro divisório existente, derivada da canaleta de drenagem que não funcionou adequadamente e acumulada, forneceram fatores de segurança reduzidos, com valores próximos à iminência da ruptura (F.S.=1,060) em geometria da cunha com superfície similar à verificada em campo; -A análise estrutural das seções dos elementos de reação sinistrados indicou aplicação de esforços em cota distinta à previsão do projeto, que devido ao limitado comprimento de ancoragem de algumas posições de armação, tornou a peça estrutural inapta a suportar os carregamentos gerados pelo maciço sobrecarregado pelo acúmulo de água à montante da contenção; -A partir da análise dos resultados fornecidos pela modelagem numérica em relação à previsão de esforços cisalhantes e momentos fletores na contenção, observam-se magnitude destes que suplantam a resistência da peça estrutural no estado limite último, considerando à seção de ruptura, para modelos que utilizam coeficientes de Poisson superiores à 0,40; Garcia; GALVÃO, Terezinha Cássia de Brito; ELMIRO, Marcos Antônio Timbó (2004), Chuvas e escorregamentos de taludes em Belo Horizonte/MG, Simpósio Brasileiro de Desastres Naturais, GEDN/UFSC, Florianópolis, p: PARIZZI, Maria Giovana; SOBREIRA, Frederido Garcia; GALVÃO, Terezinha Cássia de Brito; ELMIRO, Marcos Antônio Timbó; BEIRIGO, Elder Antônio (2007) Mecanismos de ruptura de taludes rochosos de Belo Horizonte/MG, Conferência Brasileira de Estabilidade de Encostas, ABMS, São Paulo, p: PRUDENTE, Cristiane Nobre; REIS, Ruibran Januário dos (2008), Banco de Dados de Desastres Naturais em Belo Horizonte 1979 a Disponível em xp=0&idconteudo=17486&chplc=17486, Belo Horizonte, 11p. RANZINI, Stelvio, M. T.; NEGRO JR., Arsênio (1998) Obras de contenção: tipos, métodos construtivos, dificuldades executivas, Fundações: Teoria e Prática, 2. ed. São Paulo: Editora Pini, ABMS / ABEF, cap. 13, p VELLOSO FILHO, Sérgio M. Pimenta (2009) Metodologia para execução de obras de contenções e fundações com foco no uso de retangulões Dissertação de Mestrado, Universidade FUMEC, 292p. AGRADECIMENTOS Agradeço à Sérgio M. P. Velloso Engenheiros Consultores e à Tecno Construções pela gentil autorização para utilização dos dados. Agradeço adicionalmente à Universidade Federal de Minas Gerais e a CAPES pela possibilidade de utilização dos softwares GEO SLOPE e SIGMA. REFERÊNCIAS CARVALHO, Edézio Teixeira de (1996) Geologia Urbana para Todos: Uma Visão de Belo Horizonte, 2. ed. Belo Horizonte: Edézio Teixeira de Carvalho, 176p. MOREIRA, J. L. B. (2002) Estudo da Distribuição Espacial das Chuvas em Belo Horizonte e em seu Entorno. Dissertação de Mestrado, Universidade Federal de Minas Gerais, 107p. PARIZZI, Maria Giovana; SOBREIRA, Frederico