Análise de uma Estrutura de Solo Pregado a Partir de Protótipo Construído em Laboratório

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1 Análise de uma Estrutura de Solo Pregado a Partir de Protótipo Construído em Laboratório França, F.A.N.; Silva, D.P.; Bueno, B.S. Departamento de Geotecnia, Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, São Paulo RESUMO: O presente trabalho descreve e discute as premissas de uma pesquisa que envolve a técnica de solo pregado e encontra-se em sua fase inicial de realização. Embora a técnica de solo pregado esteja em plena expansão no cenário mundial são poucas as estruturas de solo pregado que foram instrumentadas para que seu desempenho pudesse ser avaliado e, consequentemente, fornecer subsidios para o aprimoramento e desenvolvimento desta técnica para fins de projeto. Neste sentido, será construido um protótipo de uma estrutura de solo pregado em laboratório. Este protótipo será devidamente instrumentado para a obtenção de um maior número de informações possíveis. O artigo apresenta o esquema de montagem do ensaio como também a disposição da instrumentação nos ensaios. De forma complementar, apresentam-se algumas análises de estabilidades realizadas para as situações encontradas durante a realização dos ensaios. PALAVRAS-CHAVE: Reforço de Solos, Solo Pregado, Instrumentação, Estabilidade de Taludes. 1 INTRODUÇÃO O emprego da técnica de reforço de solos para estabilização de taludes e escavações apresentase como uma alternativa técnico-econômica viável e em expansão em todo o mundo. Entre as técnicas de reforço in situ, a de solo pregado é a de maior apelo econômico. Pode-se definir o solo pregado como o resultado da introdução de reforços (pregos), geralmente barras de aço, em um maciço de solo natural (corte). Este processo é aliado normalmente a um revestimento da face (e.g., concreto projetado armado com tela de aço eletrossoldado ou fibras de aço). A partir deste sistema de contenção busca-se restringir os deslocamentos e minimizar o processo de descompressão do maciço de solo durante e após o processo de escavação, tornando o maçico reforçado estável e seguro. Apesar do sucesso técnico e econômico desta técnica de reforço de solos, poucas estruturas de solo pregado foram instrumentadas para que seu desempenho pudesse ser avaliado e, consequentemente, fornecer maiores informações para fins de projeto. Neste sentido, será construido um protótipo de uma estrutura de solo pregado em laboratório. Este protótipo será devidamente instrumentado para a obtenção de um maior número de informações possíveis. De forma complementar, após a obtenção dos dados, serão realizados ensaios de arrancamento em alguns reforços até que o maciço reforçado atinja a condição de ruptura. 2 REVISÃO DA BIBLIOGRAFIA Os princípios e as técnicas para reforçar os materiais geotécnicos in situ surgiram com a necessidade de promover a estabilização das escavações realizadas para a exploração de minérios, sendo, inicialmente, restrito à Engenharia de Minas. A partir de 1960, o New Austrian Tunneling Method (NATM) evoluiu como um sistema empregado em materiais rochosos que combinava um revestimento flexível de concreto projetado e ancoragens passivas (barras de aço) envolvidas por material ligante. Após as aplicações, observações e experiências desta técnica em materiais rochosos, o sistema foi adaptado com sucesso para ser aplicado em formações rochosas menos competentes e posteriormente em solos, com o nome de solo pregado. Ao analisar as literaturas nacional e internacional percebe-se que o conhecimento e o aprimoramento da técnica advêm principalmente da execução e do monitoramento das obras realizadas, o que

2 justifica a relevância desta pesquisa. Apresentam-se a seguir, em seqüência cronológica, alguns casos históricos nacionais e internacionais que foram instrumentados e contribuíram para o desenvolvimento desta técnica. Shen et al. (1981) construíram um protótipo de solo pregado no campus de Davis, na Universidade da Califórnia. O protótipo foi construído a partir de uma escavação de 9,2 m, realizada em cinco níveis de escavação sucessivas de aproximadamente 1,83 m, com 195 m 2 de área de face. O terreno era composto por camadas alternadas de areia siltosa e silte argiloso. O maciço foi perfurado manualmente e os reforços, com comprimento de 6,0 m e espaçamento de 1,8 m, foram inseridos com uma inclinação de 20 a partir da horizontal. Medidas de deslocamento vertical e horizontal foram realizadas a partir de inclinômetros antes e após o processo de escavação. A linha de reforço posicionada na região central do maciço reforçado foi instrumentada com quatro arranjos de strain gauges e as leituras foram realizadas após o processo de grouteamento da barra de aço e após o término de cada fase de escavação. Os resultados de inclinometria possibilitaram verificar que: o deslocamento horizontal diminui com o aumento da profundidade; o deslocamento horizontal diminui com o aumento da distância do inclinômetro à face do corte vertical; o deslocamento horizontal aumenta com o aumento da profundidade da frente de escavação. A distribuição das forças axiais ao longo da horizontal, para os diferentes níveis de reforço, é aproximadamente triangular, com o valor máximo próximo da face e este valor decresce a zero na borda livre. Cartier e Gigan (1983) relataram um caso histórico do uso da técnica de solo pregado para estabilizar cortes, em uma auto-estrada na França, com altura máxima de 11,6 m. Uma estrutura experimental, instrumentada com inclinômetros e strain gauges, foi executada a 200 m do local da intervenção, com 5,6 m de altura e 27,5 m de extensão, tendo areia compacta e pedregulho como solos predominantes. As inclusões consistiam de cantoneiras metálicas (perfil L) de 50 x 50 x 5 mm e 5,5 m de comprimento, cravadas no solo com inclinação de 20º com a horizontal e 0,7 m de espaçamento. Foram realizados ensaios de arrancamento obtendo-se valores de 15 a 20 kn/m de resistência de interface, mobilizadas com pequenos deslocamentos (2 a 3 mm). Os deslocamentos da estrutura se aproximaram de 1% da altura de escavação e as forças de tração desenvolvidas ao longo do reforço variaram linearmente. A superfície potencial de ruptura, representada pela linha que une os pontos de tração máxima nos pregos, apresentou-se bi-linear. Os resultados obtidos foram essenciais para a aprovação da construção da estrutura principal em solo pregado. Clouterre (1991) apresentou um estudo realizado em um experimento em escala real de solo pregado, com o objetivo de verificar a distribuição dos esforços de tração ao longo dos reforços, os deslocamentos da face e do solo durante e após a execução das intervenções, além de desenvolver métodos de projeto e um manual prático. A estrutura de solo pregado foi executada num maciço de solo com 7,0 m de altura construído para esse fim. Realizou-se o processo de escavação de metro em metro para então inserir os reforços com espaçamento vertical e horizontal de 1,0 m e 1,15 m, respectivamente. O maciço de solo era composto por uma areia típica francesa (Fontainebleau) que apresenta parâmetros de resistência φ`= 38 e c`= 4 kpa. Os reforços grouteados foram instalados com inclinação de 10 em relação à horizontal e com comprimento variável entre 6,0 e 8,0 m. A partir de dados de instrumentação realizada, verificou-se que a superfície de ruptura apresentou-se próxima à face e apresenta forma circular, ligando o topo da estrutura, a uma distância horizontal de 0,3 H da face, até o pé do corte. O deslocamento horizontal foi da ordem de 3H/1000. Após obter os dados da instrumentação, o maciço que fora dimensionado com um baixo fator de segurança (1,1), foi levado à condição de ruptura. Atingiuse esta condição promovendo a infiltração de água a partir da superfície do solo, aumentando peso especifico do solo e reduzindo a parcela de coesão.

3 Ehrlich e Feijó (2005) monitoraram uma obra experimental de solo pregado realizada em solo residual não saturado (silte arenoso), típico da cidade do Rio de Janeiro. A obra consistiu de uma escavação de 6,0 metros de altura ao longo de 36,0 metros de extensão. Foi dividida em três seções de 12 metros em que se variou à inclinação dos reforços (5, 15 e 30 ). Os reforços consistiam de barras de aço com 25,4 mm de diâmetro e 3,0m de comprimento, inseridas em pré-furos de 75 mm, utilizando-se calda de cimento sem pressão (a/c = 0,6) como material de preenchimento do furo. Após cada etapa de escavação aplicou-se concreto projetado com 7,0 cm de espessura. Foram instrumentados 6 reforços com strain gauges e posicionados quatro inclinômetros em cada uma das seções. Os resultados de inclinometria registraram deslocamentos muito pequenos durante todas as fases de escavação. Os deslocamentos foram máximos junto ao topo do talude e mais próximo à face, diminuindo com a profundidade. A partir dos dados de instrumentação observou-se que a seção onde a inclinação das inclusões era de 15 sofreu maior movimentação e, consequentemente, os reforços foram mais solicitados. A seção com maior inclinação dos reforços (30 ) foi a que sofreu menor deslocamento. 3 MATERIAIS E MÉTODOS 3.1 Solo Utilizado O solo utilizado nesta pesquisa foi coletado no Campus II da USP/São Carlos. Kakuda (2005) apresentou a caracterização completa deste material, que será comparada com os resultados de laboratório a serem executados. De acordo com o Sistema Unificado de Classificação dos Solos (SUCS), trata-se de uma areia argilosa (SC). Os resultados obtidos por Kakuda (2005) são apresentados na Tabela Caixa de Ensaio O protótipo de solo pregado será construído em uma caixa metálica composta por peças rígidas, pilares, paredes e tampa com dimensões e rigidez suficientes para garantir um estado de deformação plana. A caixa metálica apresenta área plana de 1,80 m x 1,40 mm (B x L) e altura (H) de 1,80 m. Para simular as etapas de escavação e o processo de inserção dos reforços no solo a face frontal é composta por segmentos retangulares móveis de madeira. Cada segmento apresenta altura correspondente a uma fase de escavação (25 cm). Desta forma, após o processo de compactação do solo, as faces serão retiradas em etapas sucessivas e descendentes para a inserção das correspondentes linhas de reforços. Tabela 1. Propriedades do solo utilizado na pesquisa (KAKUDA, 2005). Propriedade Resultado ρ s (g/cm 3 ) 2,71 LL (%) 33,0 LP (%) 22,0 ρ d máx (g/cm 3 ) 1,78 w ót (%) 15,9 φ (º) 34,6 c (kpa) 30,0 GC (%) 96,0 % de Areia 63,0 % de Silte 10,5 % de Argila 26,5 O protótipo será realizado com altura de 1,70 m e será dimensionado para representar um muro de solo pregado de 6,80 m de altura. Para tal, a profundidade de escavação, as dimensões dos reforços e dos furos, os espaçamentos (horizontal e vertical) e a extensão dos reforços serão dimensionados em escala reduzida, respeitando uma relação entre as dimensões simuladas e as do protótipo igual a 4,0. As dimensões tomadas como referência, baseiamse nas recomendações de projeto de Bruce e Jewell (1987) e Clouterre (1991). Mediante o exposto, apresenta-se na Tabela 2 as dimensões que serão adotadas para a realização do protótipo. A distribuição dos reforços é mostrada na Figura 1. A seção central (C 4 ) será tomada como representativa do comportamento da obra ao longo da execução, com o propósito de

4 evitar qualquer influência das paredes laterais da caixa de ensaio. Tabela 2. Comparações entre as dimensões do protótipo e as recomendações existentes na literatura. Bruce e Protótipo/ Clouterre Propriedade Jewell Real (1991) (1987) Espaçamentos (S h =S v ) 0,25 / 1,0 m 0,7 a 2,2 M 1m 2 S v.s h 6m 2 L/H 0,80 0,50 a 0,80 0,80 a 1,20 Diâmetro do furo Diâmetro da barra de aço Inclinação do reforço 25 mm / 100 mm 6,3 mm / 25 mm 49 a 127 mm 16 a 57,2 mm 49 a 127 mm a 15 5 a 20 - uma bolsa de ar situada na parte superior da caixa de ensaio (Figura 1). A etapa seguinte refere-se à instalação dos reforços. Cada nível de escavação é simulado com a retirada de uma parte da face segmentada seguida da perfuração a trado do maciço de solo e posterior instalação das barras de aço. Cada barra é dotada de centralizadores. Os furos são então preenchidos com calda de cimento, por gravidade e com relação água/cimento (a/c) igual a 0,5. Aditivos aceleradores de pega serão adicionados à calda de cimento. A fase seguinte de escavação é executada após o tempo de cura da calda de cimento. Serão executadas leituras de deformação das inclusões ao final de cada fase de escavação. Ao final da execução da linha de reforços mais baixa (L 6 ) dá-se início ao arrancamento de alguns dos reforços, o que eventualmente pode levar à ruptura. A partir destes ensaios de arrancamento, a redistribuição das tensões e as deformações do sistema poderão ser mais bem compreendidas. Depois de concluído o arrancamento das inclusões, levando o protótipo à ruptura, o solo será retirado e descartado. Procede-se então a repetição de todas as fases descritas neste item. O procedimento completo será repetido três vezes, com variação do grau de compactação do solo (85, 90 e 95%). 3.4 Instrumentação e Monitoramento Figura 1. Vista frontal da caixa de ensaio com indicação da região das inclusões que serão instrumentadas (dimensões em metros). 3.3 Montagem do ensaio A primeira fase do ensaio é a montagem da caixa metálica. Esta consiste na compactação do solo em camadas de cerca de 0,20 m, até uma altura de 1,70 m, realizando um rígido controle de compactação por camada. Após a compactação do solo será aplicado um acréscimo de tensão vertical (50 kpa) na superfície do maciço compactado através de A instrumentação dos ensaios consiste na instalação de células de tensão total no interior do maciço de solo e de strain gauges nas barras de aço das colunas C 3, C 4 e C 5. A Figura 2 apresenta a localização destes equipamentos no interior da caixa (Corte AA). Cada inclusão das colunas C 3, C 4 e C 5 será instrumentada com duas células de tensão total, posicionadas a 50 mm acima da linha do chumbador (Figura 2), strain gauges e medidores de deslocamento posicionados na cabeça do grampo. Os strain gauges serão posicionados diametralmente opostos para permitir a quantificação dos esforços de flexão nos reforços.

5 4 ANÁLISE DA ESTABILIDADE DO PROTÓTIPO Após a definição da geometria do solo pregado foram realizadas algumas análises de estabilidade. Para tal, utilizou-se o programa de computador Slope/W, que analisa simultaneamente os métodos de Ordinary, Bishop, Janbu. pelo solo compactado. As propriedades dos solos considerados nestas análises estão apresentadas na Tabela 3. A Tabela 4 mostra as características principais dos chumbadores a serem empregados na pesquisa. Tabela 3. Propriedades dos solos considerados nas análises de estabilidade. Solo γ c' φ' (kn/m 3 ) (kpa) ( ) Areia Argilosa 20,0 30,0 34,6 Solo de Fundação 20,0 100,0 34,6 Obs.: γ = peso específico natural, c' = coesão efetiva, φ' = ângulo de atrito Tabela 4. Características e parâmetros empregados nos chumbadores. Característica / Parâmetro Valor adotado Diâmetro do furo (m) 0,025 Fator de segurança ao arrancamento 2,0 Atrito superficial unitário - q s (kpa) 80 Espaçamento dos reforços (m) 0,25 Capacidade elástica da barra de aço CA-50 (kn) 15,58 Fator de Segurança da Barra de aço 1,15 Figura 2. Corte AA - Localização das células de tensão total e dos satrin gauges no interior da caixa de ensaio (dimensões em metros). Para realizar as análises foram consideradas as seguntes condições: estabilidade do maciço após o processo de compactação; estabilidade após a aplicação de uma sobrecarga de 50 kpa e após a instalação das linhas de reforço. As análises foram realizadas considerando superfícies potenciais de ruptura cilíndricas. O fator de segurança mínimo recomendado para as análises de estabilidade é de 1,50. Para as análises de estabilidade considerouse dois solos: o solo compactado e um solo de fundação. Os parâmetros de resistência do solo compactado foram determinados por Kakuda (2005) por meio de ensaios de cisalhamento direto. O solo de fundação é teórico e foi considerado com elevada resistência para induzir a passagem da superfície de ruptura Resistência ao cisalhamento da barra zero de aço* Obs.: * Considerou-se que os reforços resistem somente aos esforços de tração. Apresenta-se na Figura 3 o resultado da análise de estabilidade da seção transversal central do maciço de solo reforçado, com o seu respectivo fator de segurança. A Figura 4 apresenta o resultado da análise de estabilidade da seção transversal central do maciço de solo reforçado, com o seu respectivo fator de segurança, considerando o método de Rankine. Na Tabela 5 são apresentados os fatores de segurança obtidos para as situações consideradas. Os fatores de segurança apresentados, referem-se ao método de Bishop. Apesar de apresentar fatores de segurança maiores que 1,0 quando da aplicação da sobrecarga, o maciço mostra uma condição de

6 segurança não desejável em projetos de estabilidade de taludes (FS < 1,5). Este fato justifica a aplicação da técnica de solo pregado. ruptura de Rankine) Obs.: * Sem aplicação de sobrecarga. 4 CONCLUSÕES Apresenta-se neste trabalho as considerações e propostas de uma pesquisa que encontra-se em sua fase inicial de realização. Os resultados a serem obtidos a partir da instrumentação e dos ensaios de arrancamento irão contribuir para aprimorar e melhorar o entendimento da técnica de solo pregado. AGRADECIMENTOS Figura 3. Análise de estabilidade da seção central com os reforços e com a sobrecarga (FS= 2,409) (curvas de isovalores de FS a cada 0,2) Figura 4. Análise de estabilidade da seção central com os reforços e com a sobrecarga considerando o método de Rankine (FS= 2,542). Tabela 5. Fatores de Segurança para a estabilização obtidos pelo programa Slope-W. Fator de Situação Segurança (FS) Maciço após compactação* 3,283 2 Maciço compactado com sobrecarga de 50 kpa Solo pregado com sobrecraga de 50 kpa (superfície de ruptura circular) Solo pregado com sobrecraga de 50 kpa (superfície de 2 1 1,290 2,409 2,542 Os autores gostariam de registrar os seus agradecimentos ao Departamento de Geotecnia- Laboratório de Geossintéticos da Escola de Engenharia de São Carlos pela oportunidade de desenvolver esta pesquisa. À CNPq pela concessão da bolsa de estudos para o primeiro autor, À Fapesp pela concessão de bolsa de estudos para o segundo autor e pelo financiamento da pesquisa. REFERÊNCIAS Bruce, D.A. e Jewell, R.A. (1987) Soil Nailing: Application and Practice - part 2. Ground Engineering, 20, n o 14, p Cartier, G. e Gigan, J.P. (1983) Experiments and Observations on Soil Nailing Structures, Proceedings of the 8th European Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Helsinki, Finland, 23-26, p Clouterre (1991). Recommendations Clouterre, Project National Clouterre, Presses de 1 ENPC, Paris, 269 p. Feijó, R.L. e Ehrlich, M. (2005) Resultados do monitoramento de uma obra experimental em solo grampeado, COBRAE - Conferência Brasileira de Encostas, Rio de Janeiro, vol II, p Kakuda, F.M. (2005) Estudo de Ensaios de Arrancamento de Geogrelha com Utilização de um Equipamento Reduzido. Dissertação de Mestrado, Programa de Pós-Graduação em Geotecnia, Departamento de Geotecnia, Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, 124 p. Shen, C.K.; Romstad, M.; Kulchin, L.; DeNatale, J.S. (1981) Field Measurements of an Earth Support System. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 107, p