ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ESTRUTURAS DE SOLO GRAMPEADO ATRAVÉS DA MONITORAÇÃO DE OBRA E MODELOS FÍSICOS (ESCALA 1:1) Rafael Cerqueira Silva

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1 COPPE/UFRJ ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ESTRUTURAS DE SOLO GRAMPEADO ATRAVÉS DA MONITORAÇÃO DE OBRA E MODELOS FÍSICOS (ESCALA 1:1) Rafael Cerqueira Silva Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Mestre em Engenharia Civil. Orientador: Maurício Ehrlich Rio de Janeiro Outubro de 2010

2 ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ESTRUTURAS DE SOLO GRAMPEADO ATRAVÉS DA MONITORAÇÃO DE OBRA E MODELOS FÍSICOS (ESCALA 1:1) Rafael Cerqueira Silva DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE) DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL. Examinada por: Prof. Maurício Ehrlich, D.Sc. Prof. Fernando Artur Brasil Danziger, D.Sc. Prof. Marcos Barreto de Mendonça, D.Sc. Prof. Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão, Ph.D. RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL OUTUBRO DE 2010

3 Silva, Rafael Cerqueira Análise do Comportamento de Estruturas de Solo Grampeado através da Monitoração de Obra e Modelos Físicos (Escala 1:1)/ Rafael Cerqueira Silva Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE, XIII, 354 p.: il.; 29,7 cm. Orientador: Maurício Ehrlich Dissertação (mestrado) UFRJ/ COPPE/ Programa de Engenharia Civil, Referencias Bibliográficas: p Solo Grampeado. 2. Instrumentação. 3. Monitoração. 4. Sucção. 5. Obra em verdadeira grandeza. 6. Modelos físicos (escala 1:1). I. Ehrlich, Maurício. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil. III. Titulo. iii

4 Todas as idéias grandiosas que já tive me vieram como uma inspiração de Deus. Elas Lhe pertencem de direito, mas Ele desejou me dar uma compreensão de Suas Leis e Suas Idéias. Eis porque, já que elas não me pertencem, desejo transmiti-las a outros para seu Uso e vantagem, como um dom de Deus. (Pitágoras) iv

5 v A Deus, minha família e amigos.

6 AGRADECIMENTOS Ao professor Maurício Ehrlich pela orientação deste trabalho, auxílio na resolução dos problemas encontrados no desenvolvimento da pesquisa e pela convivência, paciência e credibilidade nesses anos de trabalho; Aos membros da banca examinadora pela avaliação do trabalho, professores Fernando Artur Brasil Danziger, Marcos Barreto de Mendonça e Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão; Aos professores do curso de mestrado pelas orientações, conversas e conhecimentos transmitidos: Anna Laura Nunes, Cláudio Mahler, Fernando Danziger, Francisco Lopes, Ian Schumann, Laura Motta, Márcio Almeida, Maurício Ehrlich, Paulo Santa Maria, Roberto Oliveira, Sandro Sandroni e Willy Lacerda; À ENGGEOTECH Engenharia Ltda pela experiência transmitida e pelo apoio técnico, financeiro e de logística para a realização do curso e pesquisa de Mestrado; À TERRAE Engenharia na pessoa dos Engenheiros Robson Palhas Saramago e Marcos Barreto de Mendonça pelo apoio financeiro disponibilizado para realização de parte deste trabalho; Ao Engenheiro Guilherme Isidoro da empresa GEOMECÂNICA S.A., pela disponibilidade dos espaços (galpão e obra) necessários à realização da instrumentação da obra de contenção da RJ123, km 0,5 e a toda a equipe que contribuiu direta e indiretamente no galpão e na obra; Ao professor Fernando Danziger e a Gustavo Guimarães pela amizade, apoio e empréstimo das células de tensão total; Aos engenheiros Ederli, João e Reila pela amizade, apoio e atenção e por ter disponibilizar e recursos do Laboratório de Estruturas da COPPE/UFRJ; Ao Renilson pela experiência transmitida sobre modelos físicos e ao Diógenes pelo apoio em todas as fases de desenvolvimento dos MFs; À equipe de instrumentação Hélcio, Luiz Mário, Mauro e Salviano; À equipe de ensaios de laboratório e campo Sérgio, Carlinhos, Luizão, Maria da Glória, Toninho e João; À professora Laura Motta, ao Álvaro e à equipe do setor de pavimentação; Ao corpo técnico e administrativo do PEC da COPPE/UFRJ; Á equipe da secretaria do Laboratório de Geotecnia Alice e Márcia; Aos amigos e colegas do curso de mestrado em Geotecnia da COPPE das turmas de 2007 e 2008: Alessandra, Evandro, Fábio, Flávia, Harley, Henrique, Graziela, Leonardo, Lydice, Márcia, Mário, Maurício, Ricardo D Orsi, Simão e Beatriz, Dani, Daniel, Diego, Evandro, Felipe, Magnus, Schuler, Silvana...; vi

7 Aos colegas geotécnicos da COPPE/UFRJ: Abdoul, Bruno, Cescyle, Christian, Glauco, Gustavo, Jaqueline, Leonardo Deotti, Marcelo, Mário Riccio, Petrônio, Vitor...; Aos colegas de consultoria e empresas parceiras da ENGGEOTECH; Aos amigos que sempre me apoiaram e compreendem os sacrifícios que se fizeram necessários para conciliar trabalho com estudo; Aos amigos da capoeira e mountain bike; À minha família; Aos meus pais Aldanir e Maria de Lurdes, irmãs Taís e Laís, amada e filha, Adriana e Maria Eduarda; A Deus. vii

8 Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.) ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ESTRUTURAS DE SOLO GRAMPEADO ATRAVÉS DA MONITORAÇÃO DE OBRA E MODELOS FÍSICOS (ESCALA 1:1) Rafael Cerqueira Silva Outubro/2010 Orientador: Maurício Ehrlich Programa: Engenharia Civil Na pesquisa analisa-se o comportamento de obra e dois modelos físicos de solo grampeado na escala 1:1 com auxílio de um programa de monitoração. A obra monitorada situa-se na rodovia RJ123, km 0,5, Secretário/RJ. Prospecções e ensaios de laboratório e de campo foram realizados para determinação das informações geotécnicas. Três grampos foram monitorados utilizando strain gauges. Leituras das cargas nos grampos foram efetuadas durante a construção e em períodos seco e chuvoso. Acompanharam-se os teores de umidade no solo. Observou-se a influência da sucção do solo e da compactação do reaterro nas tensões induzidas nos grampos. Os dois modelos físicos foram construídos no laboratório de geotecnia da COPPE/UFRJ. A instrumentação dos modelos foi composta de strain gauges, medidores de deslocamentos vertical e horizontal e células de tensão total. Buscando exemplificar situações representativas das oriundas da saturação do solo e de alturas superiores à caixa de ensaio, aplicaram-se estágios de carregamento e descarregamento até a sobrecarga de 100 kpa. O desempenho dos modelos físicos foi verificado por meio da monitoração das tensões de tração desenvolvidas nos grampos, das tensões horizontais do solo junto à face, das tensões verticais nas zonas ativa e passiva e dos deslocamentos da massa reforçada, terrapleno e faceamento, à medida que se aplicavam sobrecargas na superfície do terrapleno. viii

9 Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.) ANALYSIS OF THE BEHAVIOR OF SOIL NAILING THROUGH THE MONITORING OF A RETAINING STRUCTURE AND OF PHYSICAL MODELS (SCALE 1:1) Rafael Cerqueira Silva October/2010 Advisor: Maurício Ehrlich Department: Civil Engineering In the research, it has been analyzed the behavior of a retaining structure and of two physical models of soil nailing technology in full-scale through the use geothecnical monitoring. The soil nailed structure was executed in the RJ123 highway, Secretário/RJ. Subsoil profile standard penetration tests, soil sampling and laboratorial tests were performed. Laboratory tests include soil characterization, moisture content, suction, permeability and soil shear resistance. Three nails have been monitored using strain gauges. The process of monitoring was conducted throughout the construction of the structure, in both dry and rainy weather conditions. The significance of soil suction and backfill compaction next to the blocks facing in the induced tensions in the nails was verified. The two physical models were built in the geotechnical laboratory of COPPE/UFRJ. The instrumentation of the models consisted of strain gauges, measurers of vertical and horizontal displacements and total stress cells. In order to exemplify representative situations arising from the soil saturation and of heights above the test box, it has been applied stages of loading and unloading up to the surcharges of 100 kpa. The performance of physical models was checked by monitoring the distribution of tensions along nails, the pressures on the ground and its deformations, as surcharges were applied to the surface of the embankment. ix

10 ÍNDICE CAPÍTULO I INTRODUÇÃO I.1 Introdução... I.2 Organização do Trabalho... CAPÍTULO II CARACTERÍSTICAS DOS SOLOS GRAMPEADOS II.1 Introdução... II.2 Descrição do Solo Grampeado... II. 3 Origem e Desenvolvimento do Solo Grampeado... II.4 Procedimento Executivo do Solo Grampeado... II.4.1 Grampos... II.4.2 Faceamento... II.4.3 Drenagem... II.5 Critérios de Aplicação do Solo Grampeado... II.5.1 Vantagens... II.5.2 Limitações... II.6 Comparação do Solo Grampeado com Cortina Atirantada... CAPÍTULO III COMPORTAMENTO GEOMECÂNICO DOS SOLOS GRAMPEADOS III.1 Introdução... III.2 Interação Solo-Grampo... III.2.1 Resistência ao Cisalhamento na Interface Solo Grampo... III Fenômeno de Dilatância... III Processo de Injeção da Calda de Cimento... III Teor de Umidade no Solo... III Deformação Interna no Solo Reforçado... III Inclinação do Grampo com a Horizontal... III Método Executivo da Perfuração... III.2.2 Mobilização da Resistência ao Cisalhamento de Interface Solo- Grampo... III.2.3 Determinação da Resistência ao Cisalhamento Máxima de Interface Solo-grampo... III Ensaios de Arrancamento em Grampos... III Previsão da Resistência ao Cisalhamento Máxima de Interface Solo x

11 Grampo... III.3 Mecanismo e Comportamento do Solo Grampeado... III.3.1 Distribuição das Tensões nos Grampos... III.3.2 Taludes Verticalizados e Suaves Grampeados... III.3.3 Rigidez dos Grampos... III.4 Esforços Cisalhantes e Fletores nos Grampos... III.5 Estado de Tensões no Solo Grampeado... III.6 Deslocamentos e Deformações nos Solos Grampeados... III.7 Faceamento nos Solos Grampeados... III.8 Tipos de Rupturas em Solos Grampeados... III.8.1 Ruptura dos Grampos (Instabilidade Interna)... III.8.2 Arrancamento dos Grampos (Instabilidade Interna)... III.8.3 Eliminação do Efeito de Arqueamento (Instabilidade Interna)... III.8.4 Ruptura Mista (Instabilidade Interna e Externa)... III.8.5 Ruptura Global (Instabilidade Externa)... CAPÍTULO IV MÉTODOS DE ANÁLISE IV.1 Introdução... IV.2 Características Gerais das Análises das Estruturas de Solo Grampeado.. IV.2.1 Análise de Estabilidade Externa... IV.2.2 Análise de Estabilidade Interna... IV.3 Métodos de Análises de Estabilidade de Taludes Modificados... IV.3.1 Método de Fellenius Modificado (FALCONI & ALONSO, 1996)... IV.3.2 Aplicação das Teorias de Coulomb e Rankine... IV.4 Métodos de Análises Clássicos da Literatura Internacional... IV.4.1 Método do Multicritério ou Francês (SCHLOSSER, 1983)... IV Critérios do Método do Multicritério... IV Considerações sobre os Critérios C3 e C4... IV Combinação dos Critérios de Ruptura (C1, C2, C3 e C4)... IV Fatores de Segurança... IV.4.2 Método Cinemático (JURAN et al., 1988)... IV Colapso por Arrancamento do Grampo... IV Colapso por Ruptura do Reforço... IV.4.3 Método de Davis (SHEN et al., 1981)... IV.4.4 Método Alemão (STOCKER et al., 1979)... CAPÍTULO V xi

12 OBRA DE CONTENÇÃO DA RODOVIA RJ123 km 0,5 V.1 Introdução... V.2 Área de Estudo... V.2.1 Localização e Descrição da Área... V.2.2 Características da Área... V.3 Descrição da Ocorrência... V.4 Solução Geotécnica... V.4.1 Estrutura de Contenção Analisada... V.5 Investigações Geotécnicas... V.6 Instrumentação... V Desenvolvimento de uma célula de carga com capacidade de 200 kn... V.6.2 Instrumentação dos Grampos... V.7 Monitoração da Obra... V.7.1 Monitoração e Análise dos Resultados do Grampo Intermediário... V.7.2 Resultados da Monitoração dos Grampos Superiores... CAPÍTULO VI MODELOS FÍSICOS DE SOLO GRAMPEADO ESCALA 1:1 VI.1 Introdução... VI.2 Materiais e Metodologia... VI.2.1 Modelos Físicos Ensaiados... VI Concepção do Modelo Físico... VI Geometria do Modelo Físico... VI Considerações... VI Parâmetros do solo e dos grampos... VI Análises e Cálculos... VI Instrumentação dos Modelos Físicos... VI Instrumentação para Monitorar a Movimentação Horizontal da Face... VI Instrumentação para Monitorar os Deslocamentos Verticais do Terrapleno... VI Instrumentação para Monitorar os Deslocamento no Interior do Solo. VI Instrumentação para Monitorar as Tensões no Solo junto à Face... VI Instrumentação para Monitorar a Pressão Vertical do Solo Grampeado... VI Instrumentação para Monitorar os Esforços nos Grampos... VI Construção dos Modelos Físicos... VI.2.5 Instalação da Instrumentação xii

13 VI.2.6 Sistema de Aplicação de Sobrecarga... VI.3 Resultados e Análises da Monitoração dos Modelos Físicos... VI.3.1 Monitoração durante a Construção dos Modelos Físicos... VI.3.2 Monitoração dos Modelos Físicos sob Aplicação de Sobrecarga no Terrapleno... VI Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF01 sob Aplicação de Sobrecarga (base do faceamento com atrito)... VI Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF02 sob Aplicação de Sobrecarga (base do faceamento sobre sistema de lubrificação)... VI.3.3 Análise dos Resultados da Monitoração dos Modelos Físicos... VI Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF01 (base do faceamento com atrito)... VI Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF01 no Segundo Ensaio de Aplicação de Sobrecarga no Terrapleno... VI Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF02 (base do faceamento sobre sistema de lubrificação)... VI Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF02 no Segundo Ensaio de Aplicação de Sobrecarga no Terrapleno... VI Sumário dos Resultados dos Experimentos MF01 (base do faceamento com atrito) e MF02 (base do faceamento sobre sistema de lubrificação)... CAPÍTULO VII CONCLUSÕES VII.1 Estrutura de Contenção em Solo Grampeado Obra RJ VII.2 Modelos Físicos de Solo Grampeado Escala 1:1... VII.3 Sugestões para Futuras Pesquisas... REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS... APÊNDICES APÊNDICE A OBRA RJ APÊNDICE B MODELOS FÍSICOS xiii

14 CAPÍTULO I INTRODUÇÃO I.1 Introdução A técnica de solo grampeado, que data de 1970, consiste na estabilização de taludes através da inclusão de reforços no maciço, denominados de grampos, conjugado a um revestimento superficial que pode variar desde concreto projetado e tela de aço até simplesmente uma proteção vegetal. Trata-se de uma solução de custo relativamente baixo, e de fácil e rápida execução. O comportamento geomecânico dos solos grampeados é, de forma geral, analisado através de modelagens numéricas e ou de monitoração de obras em verdadeiras grandezas e ou de modelos físicos. O objeto desta dissertação é a avaliação do comportamento de estruturas de solo grampeado através de ensaios geotécnicos e da monitoração de obra em verdadeira grandeza executada na rodovia RJ123 e de dois modelos físicos em escala 1:1 construídos no laboratório de geotecnia da COPPE/UFRJ. O solo grampeado executado em maciço de solo residual de gnaisse, em condições não saturadas, foi analisado através de ensaios geotécnicos (campo e laboratório) e da monitoração das forças de tração mobilizadas em três grampos instrumentados com strain gauges. Verificou-se a influência da sucção na estabilidade da obra através de leituras realizadas nos grampos instrumentados em períodos seco e chuvoso. Em laboratório foi possível monitorar dois modelos físicos na escala 1:1 à medida que se aplicavam sobrecargas no terrapleno. Os modelos construídos com os mesmos instrumentos e materiais se diferenciaram pela liberdade de movimentação da base do faceamento. Nos experimentos avaliaram-se os esforços de tração ao longo do comprimento dos grampos, as tensões do solo junto à face em diferentes profundidades, as pressões verticais nas zonas ativa e passiva, os deslocamentos verticais do terrapleno, a movimentação do faceamento e os deslocamentos internos na massa de solo grampeada. O Laboratório de Modelos Físicos da Geotecnia da COPPE/UFRJ foi construído no ano de 2002 com o objetivo inicial de, entre outros experimentos, ensaiar estruturas de contenção de solo grampeado. No entanto, realizaram-se ao 1

15 longo dos anos somente monitorações de modelos físicos de solos reforçados. A experiência adquirida com estes experimentos, bem como a estrutura e equipamentos existentes no laboratório, foram aproveitados e serviram de base para concepção e desenvolvimento desta pesquisa. I.2 Organização do Trabalho A revisão bibliográfica dos conceitos que envolvem a técnica do solo grampeado é apresentada nos capítulos II, III e IV. No capítulo II apresentam-se as características gerais dos solos grampeados. Aspectos sobre o comportamento dos solos grampeados e os métodos de análise clássicos da literatura são apresentados nos capítulos III e IV, respectivamente. Os experimentos da obra em verdadeira grandeza e dos modelos físicos de solo grampeado são abordados nos capítulos V e VI, respectivamente. Em cada capítulo são apresentadas características, materiais e metodologias específicas dos ensaios, assim como os resultados e análises dos resultados das monitorações. Por fim, no capítulo VII apresentam-se as conclusões da pesquisa, seguidas das referências bibliográficas e apêndice. 2

16 CAPÍTULO II CARACTERÍSTICAS DOS SOLOS GRAMPEADOS II.1 Introdução Objetivando uma breve apresentação do solo grampeado, neste capítulo são abordados, em linhas gerais: (i) descrição da técnica de grampeamento, incluindo sua origem; (ii) aspectos construtivos do solo grampeado; (iii) critérios de aplicação e (iv) comparação com a solução de estabilização em cortina atirantada. II.2 Descrição do Solo Grampeado O solo grampeado é uma solução de estabilização de taludes naturais, artificiais e de escavação, cujo conceito fundamental consiste no reforço do maciço de solo in situ através de inclusões de elementos resistentes à flexão composta, denominados de grampos (Figura II.1). O procedimento é concluído com a implantação de um revestimento na face que pode variar desde concreto projetado com tela de aço até simplesmente uma proteção vegetal. A Norma de estabilidade de encostas, ABNT NBR (2009), apresenta a seguinte definição para grampo: Elemento de reforço do terreno constituído de perfuração preenchida com calda de cimento, ou argamassa, compósito ou outro aglutinante e elemento resistente à tração/cisalhamento. Tem a finalidade de distribuir cargas ao longo de todo o seu comprimento, interagindo com o terreno circunvizinho, podendo parte da carga mobilizada ser absorvida pela cabeça. A mobilização de carga no grampo é induzida pela deformação do terreno por pequena carga aplicada na extremidade externa. Diferem dos tirantes, conforme descrito na ABNT NBR 5629, por não apresentarem trecho livre e serem passivos. 3

17 (a) (b) (c) Figura II.1 Aplicação da técnica de solo grampeado em taludes: (a) natural, (b) artificial (aterro e corte) e (c) de escavações. 4

18 Numa abordagem mais geral, EHRLICH (2003) define solo grampeado conforme segue: O solo grampeado consiste no reforço do terreno natural. Os reforços comumente são barras de aço protegidas por argamassa em furos pré-abertos. A argamassa é injetada por gravidade, aderida à barra ao longo de todo o comprimento e o grampo não é protendido. Em obras provisórias as barras podem ser simplesmente cravadas sem a proteção de argamassa. Em geral, a execução da escavação se processa em etapas, vertical e horizontalmente, minimizando os movimentos, que normalmente apresentam-se inferiores a 0,2% a 0,3% da altura da escavação. A face tem função secundária na estabilização, compreendendo basicamente em evitar roturas localizadas e garantir o controle dos processos erosivos. Comumente o faceamento é efetuado em concreto projetado reforçado com malha metálica. Cobertura vegetal vem também sendo adotada em taludes menos íngremes. II. 3 Origem e Desenvolvimento do Solo Grampeado Segundo MITCHELL & VILLET (1987) o solo grampeado tem origem na engenharia de minas na Europa, que na década de 50 desenvolveu técnicas para estabilizar paredes de escavações em rochas. Reduziam-se as possibilidades de desplacamento de lascas e da propagação de descontinuidades pré-existentes no maciço rochoso, o qual passava a se comportar como um bloco único. Da necessidade e avanços dos sistemas de sustentação das escavações subterrâneas em rochas, RABCEWICZ (1964) desenvolveu uma técnica para construção de túneis conhecida como NATM (New Austrian Tunneling Method). Obtinha-se a estabilização com a aplicação, logo após a escavação, de um revestimento flexível de concreto projetado, tela metálica e chumbadores curtos radiais na zona plástica com controle de deformações da cavidade (ZIRLIS & PITTA, 1992). O método é adotado freqüentemente no lugar das sustentações convencionais de túneis, cujos deslocamentos do maciço são minimizados por meio de um suporte rígido que é solicitado por esforços muito maiores (ORTIGÃO & PALMEIRA, 1992). A Figura II.2 apresenta as principais diferenças entre os métodos convencionais e NATM. 5

19 Figura II.2 Métodos convencional e NATM para construção de túneis: princípio e comportamento (CLOUTERRE, 1991). Esta combinação de reforços metálicos conectados a painéis de concreto também foi experimentada na estabilização de maciços de solo através do processo denominado Terra Armada (Figura II.3), patenteada por Vidal (1963) e executada em Logo em seguida, dez muros foram construídos entre 1968 e 1969 na França, dando grande impulso ao desenvolvimento de programas de pesquisa de novas técnicas de reforço (ABRAMENTO et al., 1998). Assim, pode-se, também, atribuir o desenvolvimento do solo grampeado às técnicas de solos reforçados, as quais, em última análise e em termos práticos, se assemelham muito às técnicas de solo grampeado (FEIJÓ, 2007). Figura II.3 Estabilização de talude de aterro com Terra Armada (JONES et al., 2002). 6

20 Entretanto, pode-se dizer que o solo grampeado apareceu, essencialmente, como uma extensão do método NATM, do qual combina elementos passivos com um sistema de suporte flexível para estabilização de escavações (concreto projetado). A técnica permite a mobilização de tensões nos reforços e deformações relativamente pequenas na circunvizinhança do maciço de solo ou rocha. A associação do reforço com o revestimento da superfície, quando aplicada no solo, no lugar da rocha, é denominada de solo grampeado. A partir do desenvolvimento da tecnologia NATM, no início da década de 70, surgiram as primeiras obras de estabilização em solo grampeado (França, 1972; Brasil, 1972; Alemanha, 1975; Estados Unidos, 1976). Entretanto, por conseqüência da experiência com NATM e Terra Armada, ainda na década de 60, taludes foram estabilizados através da associação de chumbadores e revestimento de concreto. Na Alemanha Ocidental, em 1975, realizaram-se os primeiros estudos de solos grampeados por meio de modelos em verdadeira grandeza (STOCKER et al., 1979). Em 1979 houve um simpósio em Paris sobre solos grampeados, o qual permitiu um intercâmbio de idéias, propiciando um grande desenvolvimento da técnica. Projetos de pesquisa com modelos físicos (reduzidos e em escala real), obras e modelagem numérica foram elaborados nos Estados Unidos (SHEN et al., 1981) e França (CLOUTERRE, 1991). No Brasil as obras em solo grampeado tomaram impulso a partir da década de 80. As informações detalhadas sobre as principais obras executadas no Brasil podem ser encontradas em ZIRLIS & PITTA (1992), ORTIGÃO & PALMEIRA (1992) e ORTIGÃO et al. (1993). II.4 Procedimento Executivo do Solo Grampeado Devido a sua versatilidade são possíveis vários procedimentos construtivos e cada um dependerá das condições locais e tecnologia disponível. Para fins de apresentação da técnica, preocupou-se em relatar, de forma sucinta, a seqüência típica necessária para a construção do solo grampeado. Aspectos executivos mais detalhados da construção de estruturas grampeadas foram bastante explorados e podem ser consultados na literatura internacional e nacional (CLOUTERRE, 1991; ORTIGÃO & PALMEIRA, 1992; DIAS, 1992; ZIRLIS & PITTA, 1992; BYRNE et al., 1998, ABRAMENTO et al., 1998; LAZARTE et al., 2003). A construção de uma estrutura grampeada envolve o reforço do solo, enquanto o trabalho de escavação progride, através do faceamento e da introdução de barras de aço em furos pré-abertos preenchidos com calda de cimento, que trabalham 7

21 essencialmente à tração. Estas barras podem, também, trabalhar parcialmente ao cisalhamento e flexão. Os grampos moldados in situ são, geralmente, paralelos e ligeiramente inclinados com a horizontal, variando de 5º a 30. A seqüência de escavação e introdução dos grampos influencia significativamente a movimentação da massa de solo que reflete no faceamento. De maneira geral, é pequena a movimentação da face no nível do grampeamento após a colocação dos grampos. Assim, para redução das movimentações, o grampeamento deve ser o mais rápido possível. Em vista do caráter irreversível da influência das movimentações, o grampeamento tardio tem efeitos praticamente irrecuperáveis. Nos casos em que a altura e inclinação da escavação não garante a estabilidade do talude para o período de tempo requerido, uma banqueta contínua pode ser empregada para estabilizar a etapa da escavação, bem como apoiar e operar os equipamentos. Tipicamente, a escavação avança progressivamente de cima para baixo, com a inclinação desejada. A fim de manter a estabilidade local entre grampos, necessita-se da execução de um revestimento, normalmente composto por concreto projetado e tela metálica. Conforme ilustrado na Figura II.4, a construção de uma estrutura em solo grampeado se processa em fases sucessivas: (1) escavação; (2) instalação da linha de grampos; (3) proteção da face do talude com aplicação de revestimento ao longo de todo nível da escavação e (4) repete-se a seqüência até se atingir a altura de projeto. Simultaneamente, executa-se o sistema de drenagem. Durante as fases de escavação, o solo deve remanescer estável. A altura da escavação é função da coesão do solo e, geralmente, limita-se entre 1 e 2 metros (CLOUTERRE, 1991). Escavação por etapas 1 - Escavação 2 - Instalação do grampo 3 - Execução da Face 4 - Escavação Figura II.4 Execução típica de escavações grampeadas (CLOUTERRE, 1991). 8

22 Alternativamente, as banquetas de equilíbrio podem ser escavadas em nichos alternados, entretanto, perde-se uma das principais vantagens do solo grampeado. Neste caso executam-se os grampos e subseqüentemente o faceamento por painéis, conforme apresentado na Figura II.5. Figura II.5 Execução do solo grampeado por meio de escavação em nichos alternados (LAZARTE et al., 2003). Quando se deseja reforçar taludes existentes, natural ou artificial (corte ou aterro), e ou de superfícies resultante de deslizamentos, o processo executivo pode ser realizado de forma descendente ou ascendente, conforme conveniência. Nestes casos, quando for possível adotar blocos pré-moldados para compor o faceamento, o processo executivo é ascendente e, em alguns casos, necessita-se de reaterro entre o tardoz e a superfície do talude ou deslizamento, conforme apresentado no Capítulo V. Quanto à proteção da obra contra ação das águas, simultaneamente às fases da obra, executam-se as drenagens superficiais e subterrâneas. Deve-se dar uma atenção especial à presença de água subterrânea no solo grampeado. Recomenda-se a implantação de um sistema de drenagem apropriado objetivando: (i) impedir geração excessiva de poro-pressão no faceamento; (ii) proteger o faceamento de uma deterioração induzida pelo contato da água e (iii) evitar a saturação do solo grampeado, a qual pode afetar significativamente a resistência do solo e as deformações do sistema e causar instabilidade durante e após a escavação. 9

23 II.4.1 Grampos O usual método de execução dos grampos consiste na perfuração sub-horizontal do maciço de solo e preenchimento do furo com calda de cimento executado em operação conjunta com a instalação da barra de aço. Os furos são, geralmente, executados com diâmetros de 75 ou 100 mm, que permitem a instalação da barra de aço e um ou mais tubos de injeção. Por meio da tubulação acessória, injeta-se a calda de cimento (execução da bainha ), a partir do fundo do furo, preenchendo totalmente a cavidade. Deve-se garantir a resistência da barra de aço ao longo do tempo, por meio de tratamento anticorrosivo adequado com um recobrimento mínimo de calda de cimento contínuo e constante, garantido por dispositivos centralizadores instalados ao longo das barras, normalmente espaçados de 1,5 m. Os diferentes estágios de execução (perfuração, injeção de calda de cimento e aplicação do concreto projetado) são normalmente executados por equipamentos leves, de fácil manuseio, instalação e trabalho sobre qualquer talude. No caso em que se deseja uma maior eficiência da aderência lateral, após a instalação da calda de cimento, por meio de tubo perdido instalado juntamente com a barra, é realizada uma fase única de injeção. Podem-se realizar dois estágios de reinjeção, mas deve-se avaliar o custo benefício frente às melhorias que serão oferecidas ao sistema de estabilização. A Figura II.6 apresenta as opções mais usuais na prática brasileira de conexão das cabeças dos grampos no faceamento. As barras de aço normalmente têm 20 cm de sua extremidade acabada por meio de uma dobra a 90. Dependendo da situação, a extremidade é rosqueada e conectada ao conjunto placa metálica e porca. Alternativamente, pode-se utilizar um feixe de barras de menor diâmetro com dobras. Quanto às opções apresentadas, ressalta-se que a alternativa de fixação da cabeça por placa metálica, rosca e porca pode mobilizar maiores tensões nos grampos junto à face, conforme verificado por SPRINGER et al. (2001). No caso de revestimento com proteção vegetal, a cabeça é protegida com argamassa e não é ancorada. 10

24 (a) Centralizador Tela ou fibra de aço Concreto projetado ~80mm Tela de aço Barra de aço ~150mm Concreto projetado (b) Barra de aço Calda de cimento Calda de cimento Conjunto placa e porca Talude Feixe de barras de aço Grampo Argamassa (c) Tubo de injeção (d) Figura II.6 Tipos de cabeças para grampos: (a) embutida na face por meio de dobra no aço; (b) fixada por placa metálica, rosca e porca; (c) feixe de barras embutido na face por dobra (DIAS et al., 2006) e (d) sem ancoragem. Os grampos poderão também resultar da cravação de barras, cantoneiras ou tubo de aço utilizando-se marteletes pneumáticos, o que leva a um processo de execução muito rápido. Este processo é comumente utilizado em obras provisórias, em virtude da livre exposição dos reforços à corrosão, e apresenta uma maior densidade de reforços (EHRLICH & SILVA, 1992). Entretanto, esta solução não é muito usual no Brasil. II.4.2 Faceamento O faceamento não é determinante na estabilidade global do maciço. A principal função da face é garantir a estabilidade local do solo entre os grampos e garantir o controle de processos erosivos. Concreto projetado com tela de aço ou com fibras de aço, blocos pré-moldados, painéis de concreto, bio-mantas e vegetação têm sido empregados no revestimento do faceamento de estruturas grampeadas para satisfazer 11

25 critérios de projeto, executivos e aspectos estéticos. Em complemento, dependendo do tipo de faceamento deve-se implantar uma drenagem eficiente na interface do solo com o revestimento. II.4.3 Drenagem A água tem grande influência na estabilidade da estrutura grampeada, tanto na sua construção, quanto no decorrer do tempo. Assim, os dispositivos de drenagem exercem uma função fundamental e são considerados como parte integrante do solo grampeado. Barbacãs (drenos pontuais) e ou geodrenos (drenos verticais de contato, com núcleo de PVC revestido com filtro de geotêxtil) são executados no revestimento de modo que toda água infiltrada próxima à estrutura possa ser drenada para fora. No caso de fluxos hidráulicos internos é apropriado instalar drenagem profunda, normalmente executada com drenos sub-horizontais (DHP s). Dispositivos de drenagem superficial, tais como canaletas e descidas d água, protegem a estrutura grampeada, direcionando a água superficial para dissipadores de energia, que por sua vez evitam processos erosivos. II.5 Critérios de Aplicação do Solo Grampeado II Vantagens As principais vantagens do solo grampeado são: (i) baixo impacto ambiental; (ii) baixo investimento, para obras usuais; (iii) menor porte dos equipamentos e (iv) desempenho. Entretanto, mesmo que a técnica seja simples, a construção do solo grampeado requer habilidade da construtora e acompanhamento geotécnico. Por outro lado, o número de empresas e profissionais especializados com qualificações e experiência na elaboração de projetos e construção de solo grampeado vem aumentando. O baixo impacto ambiental está relacionado ao procedimento executivo da estrutura grampeada, quantidade reduzida de materiais, pouca produção de resíduos de construção, alternativas de revestimento e uma menor interferência nos meio biótico em relação às soluções convencionais, entre estas, o retaludamento que ocasiona supressão vegetal. 12

26 Devido à característica da solução e ao processo executivo, a técnica de solo grampeado representa uma solução de custo mais competitivo, pois combina velocidade, simplicidade e uso de equipamento de pequeno porte. No solo grampeado o único elemento estrutural utilizado para a estabilização do maciço são os grampos (MITCHELL & VILLET, 1987). Em função da grande quantidade de grampos utilizada na estrutura grampeada, a ruptura de algum grampo pode não comprometer a estabilidade do sistema (JURAN & ELIAS, 1991). A estrutura não precisa de fundações. A proteção do talude em concreto projetado ou outro tipo de revestimento apresenta um investimento mais baixo em relação às técnicas de estabilização similares. O processo executivo propicia o avanço simultâneo dos serviços de escavação, grampeamento e revestimento de forma segura e ágil, além de permitir uma grande flexibilidade de adaptação do projeto às condições de campo, que muitas vezes não podem ser totalmente investigadas na fase de estudo. Embora a maioria dos estudos e pesquisas de solo grampeado desenvolvidos seja limitada a solos homogêneos, a técnica também se adapta muito bem aos solos heterogêneos (CLOUTERRE, 1991). A densidade e geometria (comprimento e inclinação) dos grampos podem ser ajustadas ao tipo e à resistência dos solos encontrados. Em perfis de solo variados, os grampos podem atravessar facilmente camadas de pedregulhos ocasionais. Durante a execução da estrutura grampeada utiliza-se uma pequena quantidade de equipamentos de pequeno porte e de fácil manuseio, que podem ser instalados em locais bastante adversos e de diferentes topografias. Quanto ao desempenho, o solo grampeado, por ser uma estrutura deformável na sua essência de funcionamento, suporta com segurança a ocorrência de recalques totais ou diferenciais (MITCHELL & VILLET, 1987). Além disso, a mobilização do trabalho dos grampos requer pequenos deslocamentos e desde que o grampeamento seja aplicado no menor tempo possível após a escavação, os deslocamentos do solo são minimizados (ORTIGÃO & PALMEIRA, 1992). II Limitações O solo grampeado apresenta determinados inconvenientes, principalmente em relação aos deslocamentos inerentes à própria natureza da técnica, que constituem uma limitação, particularmente importante, em áreas urbanas, cuja movimentação pode afetar estruturas de obras próximas à escavação. Nestas condições é 13

27 fundamental certificar-se de que as utilidades e ou edificações vizinhas à escavação grampeada possam tolerar, sem danos, os deslocamentos de curto e longo prazo. Onde as estruturas existentes são incapazes de tolerar estas deformações, no projeto podem-se incluir tirantes próximos ao topo do solo grampeado com o objetivo de minimizar os deslocamentos (Figura II.7). Entretanto, mesmo com estas medidas, devem-se instalar instrumentos para monitorar o desempenho do solo grampeado objetivando-se verificar, durante e após a construção, se os deslocamentos são mantidos dentro de um nível aceitável para as estruturas existentes. Gasoduto Figura II.7 Combinação das técnica de solo grampeado com cortina atirantada objetivando minimizar deslocamentos. A técnica não é aplicável em escavações em argila mole, uma vez que será necessária uma alta densidade de grampos com comprimentos elevados (ZIRLIS & PITTA, 1992). Além disso, o fenômeno de fluência e o aumento do teor de umidade após a construção podem afetar significativamente em longo prazo o desempenho e deslocamentos da estrutura. A mobilização da resistência ao cisalhamento na interface solo-grampo é afetada pela infiltração de água no solo. Solos com predominância de finos sofrem significativas reduções de resistência devido ao aumento do teor de umidade, que atua como mecanismo deflagrador da diminuição da resistência ao cisalhamento na interface solo-grampo. A escavação grampeada torna-se difícil em areias puras sem coesão aparente, não sendo possível assegurar a estabilidade de taludes verticais, mesmo com baixa altura. Os riscos são maiores com a presença de água e deve-se evitar esta situação. Considerações de durabilidade podem impor limitações severas no uso de grampos construídos com barra de aço e calda de cimento em ambientes agressivos (JURAN & ELIAS, 1991). 14

28 A presença de água dificulta a execução do solo grampeado e modifica a condição hidrostática inicial do solo, resultando em fluxo d água, que tem grande influência na escavação grampeada. Além da influência direta nas pressões d água no faceamento, o fluxo influencia as tensões efetivas do solo e é capaz de promover a instabilização do talude. II.6 Comparação do Solo Grampeado com Cortina Atirantada Objetivando um melhor entendimento do conceito de estruturas de solo grampeado, torna-se interessante comparar as principais características desta técnica com aquelas da cortina atirantada, cujo processo executivo típico, também, é realizado do topo para a base do sistema de contenção. Entretanto, ressalta-se que as duas soluções podem ser executadas de forma descendente ou ascendente. Para ilustrar o comportamento básico das cortinas atirantadas e dos solos grampeados e evidenciar a principais diferenças entre os sistemas de contenção, apresenta-se a Figura II.8. Figura II.8 Mecanismos de estabilização: (a) cortina atirantada e (b) solo grampeado (MITCHELL & VILLET, 1987). Os tirantes são elementos ativos, pois são fortemente pré-tensionados com cargas elevadas, para prevenir deslocamentos da cortina (GEORIO, 2000) e iniciam seu trabalho sem necessidade de deformação do maciço (ZIRLIS & PITTA, 1992). Os grampos não são protendidos (elementos passivos), sendo a mobilização do atrito no contato solo-grampo mobilizado pela deformação do solo. Assim, considerando-se nulas as movimentações relativas solo grampo, as deformações que ocorrem no solo são controladas pela deformabilidade do grampo (EHRLICH, 2003). 15

29 Sob condições semelhantes, a quantidade de grampos por área da face é maior que a de tirantes. Como conseqüência da maior densidade de grampos, a ruptura de um grampo terá um efeito menor na estabilidade do solo que a ruptura de um tirante. O dimensionamento estrutural do paramento de concreto da cortina atirantada é muito importante, haja vista o puncionamento causado pela aplicação das elevadas cargas de teste (FEIJÓ, 2007). No solo grampeado a face tem por objetivos garantir a estabilidade local e evitar o desenvolvimento de processos erosivos, ao contrário do que se verifica nas cortinas atirantadas nas quais a face é o promotor direto da estabilidade da zona potencialmente instável (EHRLICH, 2003). No solo grampeado a estabilidade é garantida pelas forças de atrito desenvolvidas no contato solo-grampo. Através dos grampos promove-se a costura da zona potencialmente instável e da zona resistente, melhorando a estabilidade do conjunto (EHRLICH, 2003). Os grampos, ao contrário das ancoragens, não têm trecho livre, transferindo tensões para o solo ao longo de todo o seu comprimento (GEORIO, 2000). Já os tirantes são projetados para transferir carga somente na região ancorada atrás da superfície potencial de ruptura. A distribuição das tensões é variável ao longo do comprimento do grampo. No tirante, uma parcela do comprimento encontra-se livre, enquanto a parcela restante é ancorada. A carga no trecho livre do tirante é aproximadamente constante e no trecho ancorado é variável. No Brasil não há norma para solos grampeados e na prática, quando se faz ensaio de arrancamento em grampos, o número é muito reduzido. No caso de cortinas, todos os tirantes são ensaiados para aceitação, conforme Norma ABNT NBR 5629 (Execução de tirantes ancorados no terreno). A corrosão dos tirantes tende a ser maior, visto que o mesmo está exposto ao efeito da corrosão sob tensão, stress corrosion, necessitando de cuidados especiais de tratamento (ABRAMENTO et al., 1998). A maioria das cortinas tradicionais tem parede moldada in situ vertical. Ao contrário, os solos grampeados podem facilmente ter faceamentos inclinados acompanhando a inclinação natural do terreno e ou pode se adequar mais facilmente a uma superfície irregular do talude, reduzindo-se escavações. 16

30 CAPÍTULO III COMPORTAMENTO GEOMECÂNICO DOS SOLOS GRAMPEADOS III.1 - Introdução Neste capítulo discorre-se sobre os aspectos geomecânicos dos solos grampeados. O comportamento geomecânico dessas estruturas de contenção tem sido objeto de estudos e pesquisas que englobam métodos numéricos, ensaios, experimentos, investigações e acompanhamentos, por meio de monitoração, do desempenho de obras reais e modelos físicos em escala reduzida e na escala 1:1. Sustentando-se nestas informações, diversos autores contribuíram com a literatura técnica-científica para a melhor compreensão fenomenológica dos mecanismos que controlam o conjunto solo, grampo, faceamento e drenagem que constituí o sistema de contenção. Mesmo assim, o acervo de informações que se dispõe sobre o desempenho da técnica de grampeamento é muito reduzido. Por se tratar de uma obra geotécnica, não há uma regra geral e cada caso deve ser analisado cuidadosamente, observando-se: (i) complexo ou modelo geológiogeotécnico local; (ii) parâmetros geotécnicos das camadas do maciço de solo reforçado; (iii) propriedades geométricas e mecânicas dos grampos e faceamento e suas interações entre si e com o solo; (iv) condição e ação da água no solo; (v) sistema de drenagem; (vi) processo executivo; (vii) solicitações externas e internas; (viii) configuração geométrica dos grampos (mergulho e espaçamentos vertical e horizontal) e (ix) relação entre os comprimentos dos grampos e altura da escavação (L/H). Estas observações são elementos essenciais para a seleção da(s) referência(s) bibliográfica(s) mais adequada(s) para subsidiar o projeto e prever o modo como as tensões e os deslocamentos ocorrem e se distribuem no solo, nos grampos e no faceamento, bem como, os tipos de rupturas que possam se instalar nas fases de construção e em serviço. Devido ao considerável número de parâmetros envolvidos, o nível de compreensão é complexo, e por isso em certos casos de obra, é aconselhável a realização de ensaios de arrancamento e emprego de instrumentos para monitorar o comportamento do solo grampeado, acompanhando e verificando, principalmente, os deslocamentos, deformações e esforços atuantes. No entanto, não há uma Norma 17

31 sobre a estabilidade de taludes naturais e de escavação com uso de grampos que possa orientar os profissionais e empresas, tanto de consultoria, quanto de execução. III.2 Interação Solo-Grampo Conforme descrito pelo projeto CLOUTERRE (1991), a interação solo-grampo pode se desenvolver de duas formas nas estruturas de solo grampeado. A mais importante interação é a resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo, a qual induz tensões nos grampos, predominantemente de tração, que devem ser inferiores à resistência ao arrancamento (qs). Outra interação, de menor importância, refere-se à pressão passiva do solo ao longo do grampo que possibilita, também, a mobilização de esforços cisalhantes e de flexão, caso se desenvolva uma zona de cisalhamento na massa de solo reforçada e o grampo tenha rigidez suficiente para reagir aos esforços aplicados sobre ele. III.2.1 Resistência ao Cisalhamento de Interface Solo-Grampo No que se refere ao comportamento de trabalho de uma estrutura de solo reforçado, entende-se que existe um processo interativo no qual o solo tende a se relaxar horizontalmente transferindo carga para o reforço até o limite da capacidade de ligação da interface solo-reforço, até que a condição de equilíbrio seja atingida em termos de deformações no solo, reforço e interface (EHRLICH & SILVA, 1992). Assim, o conhecimento da interação solo-reforço é extremamente importante para a análise de estruturas grampeadas. A resistência ao cisalhamento desenvolvida na interface solo-grampo é um parâmetro fundamental no desempenho do solo grampeado, pois é através desta interação que os esforços são transferidos do solo para o grampo (PROTO SILVA et al., 2006). Esta resistência é função das propriedades do grampo, do solo e da interface solo-grampo. A resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo é influenciada pelo: (i) fenômeno de dilatância em solos granulares compactos; (ii) processo de injeção da calda de cimento; (iii) teor de umidade no solo; 18

32 (iv) deformação interna do maciço reforçado; (v) inclinação do grampo com a horizontal; e (vi) método executivo da perfuração. III Fenômeno de Dilatância Segundo RICCIO FILHO (2007), a dificuldade em se determinar o valor da resistência ao arrancamento está na determinação do valor da tensão normal efetiva, pois seu valor sofre alterações devido à imposição de deformações cisalhantes, provocando o fenômeno da dilatância em solos granulares compactos. A restrição ao aumento de volume, devido às condições de contorno, e o efeito da dilatância fazem com que haja um acréscimo significativo na tensão normal à superfície do reforço, ou seja, σ v sofre um acréscimo. Por outro lado, o aumento adicional na tensão de confinamento, por aumento de sobrecarga, pode provocar uma diminuição na tendência de ocorrer dilatância, ou seja, a influência deste fenômeno sobre os coeficientes de atrito obtidos em ensaios de arrancamento tende a diminuir com o aumento da sobrecarga. Quando solos granulares compactos são submetidos a esforços cisalhantes promovidos pela mobilização de um reforço, ocorre uma tendência de aumento do volume da área que envolve do grampo que é contida pela baixa compressibilidade do solo. Isto resulta em um acréscimo de tensão ( ) na tensão normal inicial (σ v ) aplicada na superfície do reforço (CLOUTERRE, 1991). Este fenômeno, denominado de dilatância, foi observado por SCHLOSSER & ELIAS (1978), e no caso de reforços, conduz à definição de um coeficiente de atrito aparente * definido pela Equação III.1: * (III.1) v Sendo a tensão cisalhante média ao longo do reforço e σ v = Z a tensão vertical de sobrecarga. O valor de μ* sofre alteração de acordo com o acréscimo de tensão ( ) provocado pela dilatância, ou seja, o valor real da tensão vertical atuante sobre a superfície do reforço pode ser maior que σ v, sendo denominado de σ v,real. De acordo com MITCHELL & VILLET (1987) os coeficientes de atrito aparente μ* (μ) e μ * real são 19

33 equacionados da seguinte forma (Equação III.2): (III.2) * real real v v,real Sendo σ v,real = σ v + a tensão vertical real. Este fenômeno foi medido in situ por PLUMELLE (1979) em ensaios de arrancamento empregados em ancoragens inclusas em maciço constituído de areia de Fontainebleau. A Figura III.1 mostra que na região de contorno próxima à ancoragem, o acréscimo de tensão vertical pode alcançar valor quatro vezes maior que a tensão normal inicial. Figura III.1 Acréscimo de tensão normal devido ao efeito de dilatância na região de contorno da inclusão submetida ao arrancamento (PLUMELLE, 1979). Os maiores valores de μ * estão associados a reforços rugosos ou nervurados trabalhando a baixas tensões de sobrecarga. Já os menores valores de μ* referem-se a reforços lisos confinados a tensões maiores. Em solos granulares com comportamento dilatante, as nervuras, além de promoverem um aumento no valor de μ * em relação à μ * real, fazem com que o deslocamento relativo solo-reforço necessário para mobilização completa da resistência ao arrancamento aumente. Os métodos de construção e instalação também exercem influência no valor do coeficiente de atrito aparente μ* em solos reforçados e grampeados (RICCIO FILHO, 2007). As Figuras 20

34 III.2 e III.3 ilustram o efeito da dilatância, do tipo de superfície dos reforços e da variação do coeficiente de atrito aparente em função da compacidade do material e da tensão normal inicial, respectivamente. Figura III.2 Influência da superfície do reforço no valor de μ* (SCHLOSSER e ELIAS, 1978). Figura III.3 Variação do coeficiente de atrito aparente em função da tensão normal inicial (CERMES, CLOUTERRE, 1989). FEIJÓ (2007) relata que alguns autores como PROTO SILVA (2005), FRANZÉN (1998) e CLOUTERRE (1991), entre outros, destacam a importância da 21

35 tensão normal nos resultados dos ensaios de arrancamento. Por outro lado, em solos residuais não saturados a abertura do furo zera as tensões normais nos grampos, haja vista que o pré-furo executado é estável. As tensões normais mobilizadas nos grampos ensaiados são fortemente influenciadas pela tendência de expansão promovida pelo cisalhamento solo-grampo quando da mobilização. Essa tensão normal é de difícil avaliação, função da compacidade ou consistência do solo. Dessa forma, a tensão normal solo-grampo não corresponde simplesmente à relação peso específico e profundidade h (FEIJÓ, 2007). No que se refere à metodologia executiva da perfuração, de forma análoga à influência da superfície do reforço no efeito da dilatância, há uma tendência dos furos com paredes lisas apresentarem menores resistências ao cisalhamento de interface solo-grampo e, conforme verificado por SPRINGER (2006), furos pré-lavados produzem grampos com maior rigidez e maior resistência ao arrancamento que os furos não lavados (27% em grampos com bainha e 5% em grampos re-injetados). III Processo de Injeção da Calda de Cimento Comumente os grampos são construídos através da perfuração sub-horizontal do maciço, instalação da barra de aço e injeção de calda de cimento aplicada, basicamente, por três processos: (i) injetados somente com bainha; (ii) injetados com bainha e primeira fase de injeção ou (iii) injetadas com bainha e duas fases de injeção. No Brasil alguns autores objetivando destacar a importância da injeção na resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo realizaram ensaios de arrancamento em grampos aplicando diferentes processos de injeção de calda cimento (ZIRLIS & PITTA, 2000, SOUZA et al., 2005; SPRINGER 2006; SILVA & BUENO, 2009). SOUZA et. al. (2005), após exumar grampos executados com diferentes processo de injeção, observaram que os grampos injetados com bainha, devido à exsudação da calda de cimento, apresentaram vazios em grande parte do furo, dos quais não reconstituíram totalmente o desconfinamento provocado pela perfuração e, como conseqüência desta imperfeição no preenchimento do furo, o grampo tem sua função prejudicada. Por outro lado, os grampos com injeção de bainha e fases de injeção (primeira e segunda, limitadas em 20 litros por fase) promoveram o preenchimento dos vazios e trataram o solo reforçado, aumentando o confinamento e preenchendo fissuras (ZIRLIS et al., 2003), melhorando sensivelmente as características geológico-geotécnicas do maciço. Ensaios de arrancamento empregados pelos autores identificaram o ganho de resistência ao cisalhamento de 22

36 interface solo-grampo em função das injeções. No entanto, os grampos injetados com bainha e primeira fase de injeção apresentaram resistência ao arrancamento superior à aqueles com três fases de injeção. SILVA & BUENO (2009) avaliaram resultados de ensaios de arrancamento empregados em grampos com diferentes metodologias de injeção, variando o volume de calda de cimento para cada uma delas. Na Metodologia A o grampo foi construído somente com a bainha, enquanto que nas Metodologias B, C/E e D/F os grampos foram construídos inicialmente com a bainha e com uma, duas e três fases posteriores de injeção, respectivamente. As metodologias C/E e D/F diferenciam-se entre si, basicamente, pela quantidade de calda de cimento injetada. Os resultados mostraram que o incremento no parâmetro de resistência ao arrancamento (qs) está relacionado com o volume de calda de cimento que foi injetado (Figura III.4). Em função dos resultados, os autores sugerem que se faça o controle de qualidade de execução dos grampos através da determinação do volume de injeção. Figura III.4 Variações da resistência ao arrancamento (qs) e dos volumes de injeção dos grampos para as diferentes metodologias de injeção - A (bainha); B (bainha + 1 fase), C/E (bainha + 2 fases) e D/F (bainha + 3 fases) - e volume de calda de cimento injetado (SILVA & BUENO, 2009) A relação água-cimento empregada na confecção da calda de cimento deve apresentar fluidez e resistência suficientes para garantir o perfeito preenchimento do furo e a rigidez do grampo, respectivamente. A utilização de aditivo expansor na calda de cimento evita a retração e, conseqüentemente, a diminuição da resistência ao 23

37 cisalhamento ao longo da interface solo-grampo (ORTIGÃO, 1997). SPRINGER (2006) realizou 25 ensaios de arrancamento em grampos inclusos em solo residual de natureza gnáissica com dois tipos de injeção para verificar a influência do processo de injeção. As análises dos resultados dos ensaios de arrancamento realizados indicaram que a resistência ao arrancamento (qs) de grampos re-injetados (bainha + 1 injeção) executados em solo residual maduro foi, aproximadamente, 37% superior à do grampo com 1 injeção (bainha). Nos casos de grampos em solo residual jovem, a resistência qs foi, em média, 27% superior para os grampos com re-injeção. Além disso, os grampos re-injetados apresentaram-se mais rígidos que os grampos executados com somente 1 injeção. FEIJÓ & EHRLICH (2001) realizaram ensaios de arrancamento em solo residual de natureza gnáissica aplicando injeção com baixa pressão com o auxílio de uma bomba manual de baixa pressão, tendo encontrado valores elevados que variaram de 100 a 300 kpa, conforme a consistência do terreno e a profundidade de assentamento do grampo. SPRINGER (2006) observou que a resistência ao arrancamento de grampos com 1 injeção compreendeu valores entre 94 e 162 kpa, enquanto que grampos com 2 injeções apresentaram resultados entre 159 e 217 kpa. Os estudos realizados evidenciam que a re-injeção permite uma melhor fixação da barra ao solo, promovendo a ancoragem do grampo (SPRINGER, 2006), além de tratar o maciço, aumentando o confinamento e preenchendo fissuras (ZIRLIS et al., 2003). No entanto, deve-se verificar a viabilidade técnica econômica do processo de injeção a ser empregado na construção da estrutura grampeada para que se possa avaliar o custo benefício promovido por uma ou mais injeção na confecção dos grampos. III Teor de Umidade no Solo A mobilização da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo, responsável pelo aumento ou diminuição da resistência dos grampos, é afetada pela infiltração d água e ou elevação do lençol freático. Pela natureza e propriedades do solo, a resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo pode ser mobilizado tanto pelo atrito, quanto pela adesão superficial no perímetro com comprimento ancorado do grampo. A maioria dos solos grampeados apresenta características comuns aos solos argilosos e aos granulares, devendo, em alguns casos, ser encarados como possuindo as propriedades de ambos. 24

38 Solos com granulometria fina sofrem significativas variações de resistência devido às variações do teor de umidade que influenciam na adesão de suas partículas na superfície do grampo. Mesmo em solos perfeitamente não coesivos, determinado grau de saturação confere ao maciço não saturado, por efeito de pressão capilar, características de materiais coesivos. Entretanto, o aumento do teor de umidade atua como um mecanismo deflagrador da diminuição das tensões cisalhantes no contato solo-grampo pela redução e ou eliminação da adesão superficial. A Figura III.5 demonstra a expressiva influência do grau de saturação na resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo através dos resultados de ensaio de arrancamento executado em solos com predominância de finos que foram compactados na umidade ótima (Proctor Normal) e acima da umidade ótima (saturado). Figura III.5 Resultados de ensaios de arrancamento em solo com predominância de finos na umidade ótima e saturado (CLOUTERRE, 1991). III Deformação Interna no Solo Reforçado As deformações internas do solo grampeado e a descompressão lateral induzem a mobilização da resistência ao cisalhamento ao longo da interface sologrampo. Durante os avanços sucessivos da escavação as deformações internas são decorrentes, preponderantemente, da descompressão horizontal e quando em trabalho, não havendo modificação na configuração geométrica e carregamentos externos, as deformações são mobilizadas, principalmente, pelas variações cíclicas 25

39 sazonais nos teores de umidade do solo e, conseqüentemente, pelo aumento ou diminuição da sucção. A Figura III.6 apresenta os resultados de monitoração, com auxílio de inclinômetros, das deformações devidas à descompressão lateral do solo proveniente do processo de escavação de uma estrutura grampeada. Em função da distribuição dos deslocamentos horizontais, a mobilização da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo é maior nos grampos superiores. Figura III.6 Deslocamentos horizontais de uma estrutura em solo grampeado monitorado por inclinometria (CLOUTERRE, 1989). III Inclinação do Grampo com a Horizontal A inclinação dos grampos em relação à superfície de ruptura influi de maneira bastante significativa na contribuição de resistência que os esforços podem fornecer ao maciço (SPRINGER, 2006). Em escavações ou taludes, os grampos devem ser instalados com pequena inclinação com a horizontal, para que apresentem um melhor comportamento quando tracionados. A eficiência máxima dos grampos dá-se quando sua inclinação coincide com a direção principal maior de deformação da massa reforçada (EHRLICH, 2003). FEIJÓ & EHRLICH (2001), a partir de monitoração de uma escavação 26

40 grampeada, observaram as distribuições das deformações em grampos instrumentados em diferentes inclinações com a horizontal (5º, 15º e 30º). As leituras registradas ao longo da escavação indicaram que os maiores e menores deslocamentos foram registrados nas seções executadas com grampos inclinados com 15º e 30º, respectivamente. A escavação grampeada com face vertical mobilizou maiores esforços nos grampos com inclinação sub-horizontal de 15º, que, provavelmente, se aproxima mais da direção principal maior de deformação da massa reforçada. JEWELL (1980) verificou que o desenvolvimento de tensões em grampos flexíveis durante um cisalhamento direto depende da inclinação destes com a superfície de ruptura. A Figura III.7 apresenta os resultados do experimento realizado pelo autor, do qual conclui-se que a máxima resistência ao cisalhamento no solo reforçado será alcançada quando o grampo for orientado na mesma direção do aumento dos esforços de tração que ocorreriam no solo não reforçado na ruptura. Se o reforço for inserido na direção dos incrementos das tensões de compressão, pode surgir uma redução na resistência ao cisalhamento do solo (MONTEZUMA, 1998). Os resultados indicam que eficiência máxima do grampo ocorre quando o ângulo formado entre o grampo e a normal à superfície de ruptura é da ordem de 30º. Figura III.7 Influência da orientação de grampos flexíveis na mobilização de tensões e no acréscimo de resistência ao cisalhamento na ruptura (JEWELL, 1980). 27

41 III Método Executivo da Perfuração Ensaios de arrancamento realizados por SPRINGER (2006) registraram que em grampos re-injetados, a lavagem do furo fornece resistência ao arrancamento (qs) 5% maior que a obtida em furos secos (não lavados). Já em grampos com apenas 1 injeção (bainha), a lavagem do furo aumentou a resistência ao arrancamento (qs) em cerca de 27%. Os grampos lavados também apresentaram maior rigidez. A autora conclui que, devido ao aumento significativo dos custos de execução do solo grampeado, a lavagem do furo com água justifica-se apenas em terrenos úmidos, nos quais a própria perfuratriz deve utilizar água para perfuração. III.2.2 Mobilização da Resistência ao Cisalhamento de Interface Solo-Grampo A mobilização da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo requer pequenos deslocamentos do grampo em relação ao solo, da ordem de poucos milímetros, como verificados em ensaios de arrancamento em grampos (CLOUTERRE, 1991). Resultados de ensaios demonstram que a resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) é alcançada quando ocorrem deslocamentos de, aproximadamente, 15 mm (CLOUTERRE, 1991; ORTIGÃO et al., 1992, BYRNE et al.,1998; GEORIO, 2000; FEIJÓ & EHRLICH, 2001; AZAMBUJA et al., 2001; PROTO SILVA, 2005; SPRINGER, 2006; entre outros). Conforme verificado pelo projeto CLOUTERRE (1991), a mobilização da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo pode ser representada pela lei bi-linear de FRANK & ZHAO (1982), conforme demonstrado na Figura III.8, que ilustra a comparação entre as curvas teórica e experimental de ensaios de arrancamento realizados na areia de Fountainbleau (CLOUTERRE, 1991). Esta lei é representada pela plotagem gráfica da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo versus deslocamento relativo solo-grampo, definida por duas linhas retas com inclinações na razão k e k /5 que se interceptam na coordenada qs/2, tendo como limites inferior e superior, a origem dos eixos e a resistência ao arrancamento (qs), respectivamente. Desta forma, a resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo pode ser caracterizada a partir de dois parâmetros definidos pela inclinação do primeiro segmento de linha reta k (rigidez do grampo) e pela resistência ao arrancamento (qs). 28

42 Figura III.8 Modelagem experimental de ensaio de arrancamento utilizando a lei bilinear de FRANK & ZHAO (CLOUTERRE, 1991). A magnitude do esforço de tração máximo mobilizado no grampo é variável e decorre dos deslocamentos relativos solo-grampo e, conseqüentemente, da mobilização da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo ao longo do perímetro ancorado do grampo além da superfície de ruptura. Entretanto, quando o solo grampeado se encontra no estado de tensão próximo à condição ativa, esforços de cisalhamento e flexão também serão mobilizados. III.2.3 Determinação da Resistência ao Cisalhamento Máxima de Interface Sologrampo ORTIGÃO et al. (1992) sugerem que o valor da resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) seja estimada a partir de observações experimentais em ensaios de arrancamento e posteriormente verificada in situ a partir de ensaios de arrancamento durante a construção. Na ausência de experiência específica, pode-se estimar a resistência ao arrancamento (qs) por meio de correlações empíricas da literatura (SPRINGER, 2006) e ou através da relação semiempírica, como, por exemplo, a relação desenvolvida por PROTO SILVA (2005). FEIJÓ (2007) salienta que embora correlações entre valores de (qs) e as características do solo sejam ferramentas importantes, principalmente para concepção inicial de projeto, os ensaios de arrancamento se constituem numa necessidade 29

43 imperiosa para a real avaliação do atrito solo-grampo (qs) e do conseqüente desenvolvimento do projeto executivo. III Ensaios de Arrancamento em Grampos A GEORIO (2000) recomenda que o ensaio de arrancamento seja realizado para se determinar a resistência ao cisalhamento no contato solo-grampo e, durante a obra, para que sejam confirmados os valores de projeto. A resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) deve ser medida através de ensaios de arrancamento, como, por exemplo, apresentado na Figura III.9 que ilustra os detalhes de montagem necessários para a realização deste ensaio. O esquema dos grampos nos ensaios de arrancamento e do sistema de aplicação de carga empregado por FEIJÓ & EHRLICH (2001) corresponde a aquele detalhado pela GEORIO (2000). Placa de referência Figura III.9 Ensaios de arrancamento: (a) montagem e injeção dos grampos e (b) sistema de aplicação de carga (FEIJÓ & EHRLICH, 2001). 30

44 SPRINGER (2006) ressalta que o procedimento de instalação de grampos destinados aos ensaios de arrancamento (inclinação, perfuração, introdução no furo e injeção) deve ser exatamente o mesmo dos grampos de trabalho (permanentes). A barra de aço empregada deve ser superdimensionada para que o ensaio atinja preferencialmente a ruptura no contato calda-solo (GEORIO, 2000). A carga máxima de ensaio (Tmáx) é dada pela Equação III.3. T 0,9.f. A (III.3) máx y s Onde fy é a tensão de escoamento do aço e As é a área da seção transversal útil da barra. Esta carga não deve ser ultrapassada para evitar um acidente, devido à possível ruptura brusca do aço. O valor da resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) obtido no ensaio é dependente do diâmetro da perfuração (Dp), do comprimento ancorado atrás da superfície de ruptura (La) e da carga de tração máxima (Tmáx) alcançada no ensaio de arrancamento. Através da plotagem da curva deslocamento versus carregamento, obtém-se a carga axial máxima do ensaio de arrancamento. O valor da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo (qs) é definida em unidades de tensão (Equação III.4). q s Tmáx (III.4).D.L p a As cargas deverão ser aplicadas em pequenos estágios que não excedam 20% da carga máxima esperada, aguardando-se pelo menos 30 minutos para estabilização das deformações. Durante este tempo, a carga é mantida constante e os deslocamentos são lidos a intervalos de 0, 1, 2, 4, 8, 15 minutos. Deverá ser executado pelo menos um ciclo de carga-descarga, que deverá ser iniciado quando a carga for da ordem da metade estimada da carga total máxima esperada. FALCONI E ALONSO (1996) sugerem que o incremento de carga deve ser suficientemente pequeno (entre 5kN ou 10kN), com 5 minutos em cada estágio de carga até a ruptura, para permitir um número mínimo de leituras carga versus deslocamento. Na Figura III.10 apresenta-se o sistema de aplicação de cargas de tração, com macaco hidráulico, à barra de aço que compõe o grampo pronto para a realização do 31

45 ensaio de arrancamento. No ensaio, para cada nível de carregamento aplicado, registra-se o deslocamento da cabeça do grampo, através dos extensômetros instalados na placa de referência. Figura III.10 - Exemplo de um grampo pronto para o ensaio de arrancamento (FEIJÓ & EHRLICH, 2001). Como no Brasil não há uma definição da quantidade de ensaios de arrancamento que devem ser executados para obter a resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs), recomenda-se uma quantidade tal que garanta a representatividade dos resultados (FALCONI & ALONSO, 1996; GEORIO, 1999; ZIRLIS et al., 2003, entre outros). Ensaios de arrancamento realizados por FEIJÓ & EHRLICH (2001 e 2005) em dois maciços de solo residual de natureza gnáissica no município do Rio de Janeiro mostraram que a resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) varia de acordo com o tipo de solo. Considerando um mesmo tipo de material terroso (mesma origem e formação), a resistência ao arrancamento (qs) apresenta o mesmo valor, independente dos comprimentos utilizados nos ensaios, 3m ou 6m ancorados. Os resultados do monitoramento das deformações ao longo dos grampos de 3 m e 6 m também mostraram que a distribuição das tensões cisalhantes solo-calda de cimento permanecem constantes ao longo do comprimento ancorado. Além destes aspectos, observou-se um nítido aumento da resistência ao arrancamento (qs) com a profundidade refletindo o aumento do SPT e do atrito interno dos materiais. Segundo FEIJÓ & EHRLICH (2001), sob o ponto de vista prático, podem-se extrapolar linearmente os resultados de resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo obtidos em grampos curtos para grampos longos, nos projetos de solo grampeado. Considerando os resultados obtidos, os autores recomendam a adoção 32

46 de grampos com três metros de comprimento ancorado e dois metros de trecho livre. III Previsão da Resistência ao Cisalhamento Máxima de Interface Solo-grampo Devido aos vários fatores que influenciam na determinação da resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo, quando se faz uso de referências da literatura para se estimar este parâmetro, correlações empíricas ou semi-empíricas devem-se observar as características do solo, grampo e processo de injeção. Geralmente, esta estimativa da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo é adotada na concepção inicial da solução e ou no projeto básico. Entretanto, na prática de algumas obras, principalmente aquelas de pequeno porte, não se verificam os valores de qs com auxílio de ensaios de arrancamento quando se encontram na fase executiva. SANDRONI & DA SILVA (2005) recomendam que este procedimento não se torne prática usual, devendo-se realizar ensaios de arrancamento no campo e verificação da sensibilidade do coeficiente de segurança ao valor de qs, face à variabilidade deste parâmetro em função do tipo de solo e metodologia executiva. SPRINGER (2006) faz um resumo de vários ensaios de arrancamento disponíveis na literatura nacional (ORTIGÃO et al., 1992; FEIJÓ & EHRLICH, 2001; PITTA et al., 2003; AZAMBUJA et al., 2001; SOARES & GOMES, 2003; MORAES & ARDUÍNO, 2003; ALONSO & FALCONI, 2003; SOUZA et al., 2005; PROTO SILVA, 2005), organizando as informações sob a forma de tabelas e em função da referência, destacando-se os diversos aspectos dos ensaios, como: local da obra, presença de nível d água, características do solo, do grampo, da injeção e dos ensaios de arrancamento. LIMA (2007) apresenta uma tabela com coletânea de valores de resistências ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) obtidos nos ensaios de arrancamento realizados por ORTIGÃO et al. (1997), FEIJÓ & ERHLICH (2001 e 2005), AZAMBUJA et al. (2001 e 2003), PINTO & SILVEIRA (2001), MORAES & ARDUÍNO (2003), PITTA et al. (2003), PROTO SILVA (2005), SOUZA et al. (2005), ALONSO (2005) e SPRINGER (2006). Quanto à sumarização dos resultados disponíveis na literatura nacional (SPRINGER, 2006 e LIMA, 2007), com exceção das resistências ao arrancamento (qs) obtidas por MORAES & ARDUÍNO (2003) e AZAMBUJA et al. (2001 e 2003), refere-se a ensaios de arrancamento executados em solos da região sudeste, nos estados de Minas Gerais, Rio de Janeiro e São Paulo. Entretanto, as propriedades mecânicas dos solos, mesmo quando derivados de uma mesma litologia, dependem das condições 33

47 climáticas do seu local de formação. Devido à variabilidade climática do Brasil estes resultados podem ser interessantes para se usar como uma estimativa inicial na análise da técnica de grampeamento em solos com características semelhantes àqueles sumarizados. BUSTAMANTE & DOIX (1985) relacionaram o valor da resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) com resultados de ensaios pressiométricos (Pressiômetro de Ménard) para vários materiais, levando em consideração a metodologia executiva de injeção, típica da construção de bulbo de ancoragem de tirantes: (i) estágio único de injeção (IGU) e (ii) estágios múltiplos de injeção. A formulação apresentada por gráficos (Figuras III.11 e III.12) também correlacionou a pressão limite do pressiômetro Ménard (p1) e a resistência à penetração (N-SPT). Entretanto, deve-se verificar se os procedimentos do ensaio de SPT adotados pelos autores são os mesmos que aqueles utilizados na obtenção da resistência à penetração (N-SPT) para a obra em estudo. Figura III.11 - Correlação entre resistência ao arrancamento qs, pressão limite p1 e número de golpes N(SPT) para areias (BUSTAMANTE & DIOX, 1985). 34

48 N Figura III.12 - Correlação entre resistência ao arrancamento qs, pressão limite p1 e número de golpes N(SPT) para argilas e siltes (BUSTAMANTE & DIOX, 1985). O projeto CLOUTERRE (1991) também apresentou a variação da resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) em função de resultados da pressão limite do pressiômetro de Ménard (Figuras III.13 e III.14). O banco de dados elaborado com os resultados dos 450 ensaios de arrancamento foi segmentado por tipo de material. A maior parte destes ensaios foi realizada em grampos executados com fluido cimentante injetado utilizando-se somente a força da gravidade. Areia Figura III.13 - Correlação entre resistência ao arrancamento qs e pressão limite de Ménard p1 para solos arenosos (adaptado de CLOUTERRE, 1991). 35

49 Argila Figura III.14 - Correlação entre resistência ao arrancamento qs e pressão limite de Ménard p1 para solos argilosos (adaptado de CLOUTERRE, 1991). FEIJÓ (2007) ressalta que as correlações apresentadas em CLOUTERRE (1991) possuem grande potencial, ao contrário das propostas por BUSTAMANTE & DOIX (1985), devido á grande dispersão de resultados, para a estimativa inicial da resistência ao arrancamento (qs). No Brasil, no entanto, essas correlações não se mostram úteis, haja vista a técnica de prospecção pressiométrica ser muito pouco difundida (FEIJÓ, 2007). ORTIGÃO & PALMEIRA (1997) compararam as resistências ao cisalhamento máximas de interface solo-grampo (qs), obtidas por ensaios de arrancamento realizados em solos do Rio de Janeiro, São Paulo e Brasília, com a resistência à penetração (N-SPT). A Figura III.15 apresenta a correlação empírica sugerida por ORTIGÃO & PALMEIRA (1997) para estimativa da resistência ao arrancamento (qs) em função do número de golpes N (SPT). FEIJÓ (2007) salienta que essas correlações apresentaram grande dispersão de resultados e podem ser válidas apenas para os solos saprolíticos de ardósia, da região de Brasília, uma vez que 60% dos pontos referem-se a este tipo de material. 36

50 Figura III.15 Correlação entre resistência ao arrancamento qs e índice de resistência à penetração N-SPT (GEORIO, 2000). SPRINGER (2006) apresentou uma correlação empírica para determinação da resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs), em função do índice de resistência à penetração (N-SPT), a partir de uma série de ensaios de arrancamento em solos residuais e rocha alterada de natureza gnáissica da praia de Boa Viagem no município de Niterói. Esta correlação foi definida a partir de resultados dispersos obtidos em solos com resistência a penetração (N-SPT) superior a 25 e, inclusive, em rocha alterada com N-SPT elevado. LIMA (2007), a partir das correlações sugeridas por CLOUTERRE (1991), ORTIGÃO & PALMEIRA (1997) e SPRINGER (2006), obteve diferentes valores de resistência ao arrancamento (qs) em solos com resistência à penetração (N-SPT) igual a 10. O autor concluiu que esta variação na estimativa da resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) se deve à grande dispersão dos resultados utilizados nestas correlações. FRANÇA (2007), com auxílio de doze ensaios de arrancamento executados em laboratório em solo compactado (Energia Normal) constituído de areia argilosa, verificou valor médio de resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) igual a 145 kpa. Os grampos foram construídos com inclinação de 10 com a horizontal e o preenchimento do furo de 25,4 mm de diâmetro foi executado com calda de cimento por ação da gravidade. O tipo de solo utilizado na pesquisa é condizente com aqueles utilizados por BYRNE et al. (1998) e o valor médio da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo encontra-se no intervalo de variação sugerido pelos autores, conforme apresentado na Tabela III.1. 37

51 Tabela III.1 - Valores de resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo (adaptado de BYRNE et al., 1998). Tipo de solo Descrição do solo Resistência ao arrancamento (kpa) Solos não coesivos Solos coesivos Silte não plástico Silte arenoso Areia siltosa Areia medianamente compacta Areia siltosa densa Areia siltos muito densa Loess Silte argiloso Argila arenosa Argila rija III.3 Mecanismo e Comportamento do Solo Grampeado Conforme descrito por EHRLICH (2003), no solo grampeado a estabilidade é garantida pelas forças de atrito desenvolvidas no contato solo grampo. Através dos grampos promove-se a costura da zona potencialmente instável e da zona resistente, melhorando a estabilidade do conjunto (Figura III.16). A mobilização dos esforços nos grampos é acionada quando ocorrem deslocamentos de uma zona em relação a outra. Na zona ativa tem-se a estabilidade garantida pelos grampos Figura III.16 - Mecanismos de estabilização do solo grampeado (MITCHELL & VILLET, 1987). 38

52 III.3.1 Distribuição das Tensões nos Grampos A posição geométrica do ponto cujo esforço de tração é máximo (Tmáx) ocorre na interseção da superfície potencial de ruptura com o grampo, da qual separa a massa do solo em duas zonas: (i) zona ativa situada atrás do faceamento, onde as forças de atrito mobilizadas nos grampos é dirigida para fora e (ii) zona passiva onde as forças de atrito têm a direção oposta ao deslocamento lateral da zona ativa, ou seja, para dentro do maciço de solo. A superfície potencial de ruptura separa essas duas zonas, local no qual se tem nula as tensões cisalhantes na interface solo grampo (EHRLICH, 2003). Os esforços axiais mobilizados ao longo dos grampos são devidos às descompressões laterais ocasionadas pelo avanço da escavação e ou por deformações internas do solo grampeado decorrentes, principalmente, da diminuição de sua resistência. No solo grampeado a descompressão horizontal da massa durante as escavações sucessivas resulta em acréscimo de tensões e na modificação da distribuição dos esforços ao longo dos grampos (Figura III.17). Ocorre um carregamento progressivo das forças de tração em determinado nível de grampos quando os níveis inferiores são escavados. Nos níveis mais próximos à base do grampeamento ocorrem menores esforços axiais nos grampos. Entretanto, a posição da tração máxima se aproxima do faceamento. Essas tensões se desenvolvem como resultado das restrições impostas pelos grampos e parede às deformações laterais (FEIJÓ, 2007). As estruturas grampeadas, mesmo quando submetidas a carregamentos constantes, após paralisação de determinado estágio ou término da construção, mobilizam tensões nos grampos devido a deformações decorrentes do fenômeno de fluência que atua sobre estes ao longo do tempo. Além das tensões de tração desenvolvidas nos grampos, outros esforços podem ocorrer nos estágios de construção e sobre condições de serviço da estrutura grampeada. Tensões de cisalhamento e momentos fletores também são mobilizados nos grampos em função das características dos materiais que compõem o conjunto, geometria e condições, cujo sistema de solo grampeado está ou estará submetido. A importância dos esforços cisalhantes e fletores sobre a estabilidade da massa reforçada e os fatores responsáveis que os induzem são objetos de discussão no meio técnico. 39

53 Figura III.17 - Distribuição das forças axiais e deslocamentos horizontais de uma escavação grampeada (LAZARTE et al., 2003). O diagrama de tensões normais ao longo do grampo pode ser simplificado conforme demonstrado na Figura III.18 (LAZARTE et al., 2003). Segundo o autor, o desenvolvimento dos esforços de tração no grampo, de dentro para fora, pode ser representado por um diagrama com três trechos de reta: (i) em aclive com rampa definida pela razão (Qu) entre a tração máxima (Tmáx) e a resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) ao longo do comprimento ancorado; (ii) horizontal que define o patamar da carga de tração máxima e (iii) em declive com a mesma inclinação do trecho ancorado (Qu) até a cabeça do grampo definindo o valor da tensão junto à face. A proposta sugere uma faixa de valores para a tensão junto à face (T0) compreendida entre 0,6 e 1,0 da tração máxima para os faceamentos comumente utilizados. O patamar definido pela tração máxima é controlado pela resistência do grampo ao arrancamento (RP), resistência do elemento de reforço (por exemplo, barra de aço) ao carregamento normal (RT) ou resistência máxima do faceamento (RF). A partir dessas resistências, definem-se três condições de controle relacionadas ao esforço axial máximo: (1) se RP < RT e RF, Tmáx é controlada pela 40

54 resistência ao arrancamento do grampo; (2) se RT < RP e RF, Tmáx é controlada pela ruptura do elemento resistente à tração e (3) se RF < RP ou RT a Tmáx é controlada pela resistência do faceamento. Idealmente, a elaboração de um projeto equilibrado tenderá a valores de resistência próximos um dos outros. (1) RP < RT < RF mecanismo controlado pelo arrancamento do grampo; (2) RT < RP < RF mecanismo controlado pela resistência do grampo; e (3) RF < RP ou RT mecanismo controlado pela resistência da face em função da razão T0/Tmáx. RF = Resistência na face; RT = Resistência a tração máxima do elemento de reforço (por exemplo, barra de aço); RP = Resistência máxima ao arrancamento do grampo; Qu = Relação entre tração máxima e comprimento ancorado (Tmáx / La); e qs = Resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo. Figura III.18 - Distribuição simplificada dos esforços axiais e da mobilização da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo (LAZARTE et al., 2003). O projeto CLOUTERRE (1991) apresenta os resultados da monitoração dos esforços axiais na cabeça de um grampo situado no nível intermediário de uma escavação grampeada durante os sucessivos estágios de execução até, aproximadamente, 100 dias do término da obra (Figura III.19). O desenvolvimento das tensões no reforço durante as sucessivas etapas de escavação do solo grampeado foi atribuído ao progressivo alívio de tensões e ao fenômeno de fluência no reforço. A descompressão horizontal decorre dos acréscimos de tensões. O grampo, mesmo 41

55 submetido a carregamento constante, sofre deformações ao longo do tempo devidas à sua fluência que promovem significativo aumento das tensões na fase de paralisação da escavação. No término da obra, as deformações tendem a se estabilizar após pequena redução da tensão axial no grampo. Figura III.19 - Desenvolvimento dos esforços axiais no grampo (número 3) durante o avanço da escavação grampeada (CLOUTERRE, 1991). No caso de grampeamentos executados em solos não saturados, dos quais a sucção é muito sensível à variação do teor de umidade, as tensões no grampo podem variar de acordo com as estações do ano, nos períodos chuvoso ou seco. Assim, após a conclusão do sistema de contenção, não havendo mudanças de geometria, as trações nos grampos podem variar quando estes estiverem em serviço, em função da diminuição dos parâmetros de resistência por ação da água e, dependendo, por intemperismo. Em alguns casos o grampeamento é empregado na superfície resultante de um deslizamento (cicatriz) com pequenos acertos (escavações) manuais. Nesta condição como as deformações já ocorreram, não haverá descompressão lateral e a mobilização de tensões decorrerá de deformações internas na massa de solo grampeada. Neste caso, se for adotada a implantação de um faceamento em blocos pré-moldados com inclinação superior à superfície do deslizamento, o reaterro a ser executado entre o tardoz e a cicatriz influenciará na evolução e distribuição dos esforços, devido à ação da compactação. 42

56 Reforçando-se taludes naturais ou de escavação com grampos, as deformações laterais e, consequentemente, os esforços nos grampos serão mobilizados de acordo com as variações de resistência interna do solo, ao longo do tempo, que são potencializados nos períodos chuvosos, e ou estarão associadas a relaxações de tensões e movimentações já em curso no talude. III.3.2 Taludes Verticalizados e Suaves Grampeados Em taludes mais verticalizados, próximo ao pé da escavação, o comprimento de transferência ao longo da interface solo-grampo na cunha ativa é pequeno e as tensões junto à face podem se apresentar mais elevadas. Faces estruturalmente resistentes podem se tornar necessárias nestas condições. Normalmente solos grampeados com faceamento verticalizados são estabilizados com grampos com inclinações entre 5 e 15 com a horizontal. Com estas geometrias, garantindo-se a estabilidade de fundo da estrutura, a orientação da direção dos grampos tende a corresponder à direção principal maior de deformação da massa reforçada, 1. Nestas condições a tração mobilizada nos grampos prepondera como mecanismo estabilizador (EHRLICH, 2003). Por outro lado, com a diminuição da inclinação tem-se aumento do comprimento de transferência na cunha ativa e diminuição das tensões atuantes junto à face. Dessa forma a estabilidade próxima à face aumenta significativamente e o revestimento pode se tornar desnecessário quanto ao aspecto estrutural (EHRLICH, 2003). Além disso, quando se reforça um talude com inclinação suave, a direção principal maior de deformação da massa de solo reforçado, 1, é praticamente perpendicular à direção dos grampos e condiciona contribuições mais significativas de esforços de cisalhamento e flexão que, por sua vez, influenciarão na estabilidade do grampeamento. Dessa forma, para se obter a estabilidade, os grampos devem resistir, além das solicitações normais, aos efeitos combinados de cisalhamento e flexão na região da superfície de ruptura e junto à face do talude, devido ao sistema de conexão ou rigidez do faceamento (FEIJÓ, 2007). LIMA (2002), através de estudos numéricos, verificou que a influência da inclinação do talude é significativa nos deslocamentos horizontais, os quais crescem de magnitude à medida que o talude torna-se mais íngreme. A execução de escavações com taludes ligeiramente inclinados reduz significativamente a magnitude 43

57 dos deslocamentos no topo. Esta redução chega a 75% quando se passa de uma escavação vertical para uma inclinação de 80 (LIMA et al., 2002). A Figura III.20 apresenta a distribuição dos empuxos passivos ao longo dos grampos, responsáveis pela mobilização de esforços, predominantes, de tração e da combinação dos efeitos de tração-cisalhamento-flexão, para taludes verticalizados e suaves, respectivamente. Observa-se, nas seções ilustradas, o desenvolvimento de tensões atuantes junto à face e a importância da direção relativa entre os grampos e a direção principal maior de deformação na determinação da natureza dos esforços preponderantes. Devido à mobilização de esforços de cisalhamento e flexão, pressões laterais ocorrem nos grampos nas zonas ativa e passiva, sendo mais significativas em taludes suaves, vista a direção dos grampos em relação à superfície potencial de ruptura e à deformação do maciço reforçado. Direção do movimento pressão lateral do solo Tensões baixas Empuxo passivo Tensões elevadas Superfície de ruptura Distribuição da da tensão no grampo Figura III.20 Influência da inclinação da face e inclinação dos grampos: (a) talude verticalizado (MITCHELLL & VILLET, 1987) e (b) talude suave (FEIJÓ, 2007). III.3.3 Rigidez dos Grampos Segundo MITCHELLL & VILLET (1987), o desenvolvimento de pressão lateral do solo no grampo é decorrente de sua rigidez transversal. Elementos de reforço rígidos resistirão às deformações e, por conseqüência, empuxos passivos serão mobilizados ao longo dos reforços de maneira oposta nas zonas ativa e passiva. No geral os grampos empregados para reforçar massas de solo apresentam diâmetro e rigidez suficientes para resistir a esforços de cisalhamento e flexão. Assim, os grampos, dependendo da sua inclinação com a horizontal, podem ser solicitados à tração, à flexão e ao cisalhamento. Para limitar as deformações, os grampos devem 44

58 ser posicionados de forma a trabalhar eficientemente à tração, ou seja, com inclinação coincidente com a direção principal maior de deformação da massa reforçada, 1. Entretanto, nas análises convencionais, grampeamento projetado com inclinação subhorizontal de até 15 e sob condição de fundo estável, as contribuições da resistência à flexão e ao cisalhamento do grampo comumente são negligenciadas (EHRLICH, 2003). MITCHELLL & VILLET (1987) apresentam esquematicamente o efeito da rigidez dos reforços na tensão e deformação (Figura III.21). Os reforços flexíveis se deformam até que o equilíbrio seja alcançado e a estabilização é promovida somente pela resistência à tração. Entretanto, os grampos, considerados inclusões rígidas, podem ser submetidos aos esforços de cisalhamento e flexão, além dos esforços axiais. Figura III.21 - Efeito da rigidez dos reforços nas tensões e deformações mobilizadas: (a) reforços flexíveis e (b) reforços rígidos (MITCHELLL & VILLET, 1987). Sob condições de trabalho, pode-se considerar nulas as movimentações relativas solo reforço (DYER & MILLIGAN, 1984, JEWELL, 1980). Isto significa que não ocorre deslizamento no contato e que são as mesmas as deformações no solo e no grampo nessa interface. Assim, as deformações que ocorrem no solo são controladas pela deformabilidade do grampo, nestas condições (EHRLICH, 2003). EHRLICH & MITCHELL (1994) apresentam um modelo de tensão deformação solo grampo (Figura III.6). Sob deformação lateral,, nula tem-se o solo na condição de repouso ( s = z K o ). À medida que as deformações ocorrem as tensões no solo diminuem tendendo ao estado ativo. Já as tensões nos reforços crescem com as deformações,. As deformações cessam quando o equilíbrio é satisfeito. Dessa forma, tem-se que grampos mais rígidos (S i ) 2 levam a menores movimentações e as tensões 45

59 no solo e nos reforços são mais próximas as correspondentes ao repouso. Grampos mais deformáveis, (S i ) 1, permitem ao conjunto deformações suficientes para a plastificação da zona potencialmente instável e tem-se o solo nesta zona num estado de tensões mais próximo ao ativo. Nestas condições as tensões no grampo se apresentam mais baixas (EHRLICH, 2003). Observa-se na Figura III.22, conforme descrito pelo autor, a transferência de tensões do solo para o grampo à medida que as deformações axiais são impostas, sendo a deformação axial (ε) associada ao equilíbrio menor no caso do grampo mais rígido que, também, mobiliza maior carga. Figura III.22 - Influência da rigidez do grampo nas deformações e tensões mobilizadas. Conforme descrito por EHRLICH & MITCHELL (1994), S i é o índice de rigidez relativa solo grampo (Equação III.5). A.E r r Si (III.5) k.p a..s v.s h Onde: A r e E r são a área e módulo de deformabilidade dos grampos, respectivamente; k é o módulo tangente inicial no modelo hiperbólico de DUNCAN et al. (1980); Pa é a pressão atmosférica (constante unitária); e S v e S h são os espaçamentos vertical e horizontal do grampo (definem a área de influência). LIMA (1996) e EHRLICH et al. (1996), através de simulação numérica elaboraram estudo paramétrico de uma escavação em solo grampeado. A modelagem da escavação e colocação dos grampos foi realizada em etapas de forma a representar o processo executivo. Variou-se a inclinação ( ) dos grampos e rigidez 46

60 dos grampos e da face de forma a destacar a importância destes fatores no comportamento. Apresentam-se a seguir os resultados encontrados com relação à influência do grampo (Figura III.23). Figura III.23 - Influência da rigidez do grampo: (a) deslocamento horizontal da face; (b) força axial no grampo; e (c) momentos fletores (EHRLICH et al., 1996). 47

61 Observa-se, como esperado, que grampos mais rígidos permitem menores movimentações da face e se verificam maiores mobilizações da força axial e momentos fletores no grampo. A variação da inclinação do grampo de zero a 30 o com a horizontal não se mostrou como um fator principal nas movimentações. Já as tensões atuantes no grampo foram influenciadas pela inclinação (EHRLICH, 2003). EHRLICH (2003) destaca, em termos relativos, quantitativamente, a importância da rigidez dos grampos nos resultados (Tabela III.2). Os valores apresentados nessa tabela correspondem a grampos com 20 o de inclinação. Note que grampos típicos têm a rigidez situada entre EI/10 e EI. Tabela III.2 - Importância da rigidez dos grampos nas movimentações da face e nas tensões atuantes nos grampos ( = 20 o ). Valor relativo Rigidez do grampo Diâmetro equiv. do grampo (mm) Desloc. horiz. máx. da face (d max ) Força axial max. no grampo (T max ) Momento fletor máximo no grampo (M max ) EI/ EI (ref.) EI EHRLICH (2003) apresenta a variação do índice I m referente à flexão composta com a rigidez e inclinação do grampo (Figura III.24). Figura III.24 - Importância relativa dos momentos fletores frente as tensões axiais nas tensões atuantes nos grampos (EHRLICH et al., 1996) 48

62 Observa-se que a importância relativa do momento fletor cresce com a rigidez e inclinação dos grampos. Conforme definido pelo autor, o índice I m assinala a importância relativa dos momentos fletores frente as tensões axiais nas tensões atuantes nos grampos, ou seja, flexão composta (Equação III.6). 6 Mmáx I m. (III.6) e T máx FEIJÓ & EHRLICH (2005), através da monitoração de uma escavação grampeada, demonstraram que a importância relativa das tensões internas nos grampos oriundas dos momentos fletores não é desprezível. A Figura III.25 apresenta a relações entre a inclinação dos grampos com deslocamentos, esforços normais e flexurais e I m obtidas por esta monitoração. Conforme a inclinação do grampo a contribuição dos momentos nas tensões internas variou entre 22% e 32%, apresentando resultados crescentes com a inclinação. Além disso, tal como apresentado nas simulações numéricas apresentadas em EHRLICH et al. (1996), observa-se que quanto maior a inclinação do grampo maior o somatório dos momentos máximos mobilizados ΣMmáx. Figura III.25 - Relações entre a inclinação dos grampos com deslocamentos, esforços normais e flexurais e I m (FEIJÓ & EHRLICH, 2005). O projeto CLOUTERRE (1991) ressalta que os efeitos de cisalhamento e momento fletor são mobilizados próximos à ruptura, quando se desenvolve uma zona de cisalhamento localizado, ou quando uma superfície de escorregamento já existente 49

63 está sendo estabilizada. A rigidez transversal do grampo tem relativamente pequeno efeito quando se trabalha sob pequenos deslocamentos (ZIRLIS et al., 1999). Apesar dos comportamentos descritos, RICCIO FILHO (2007) ressalta que vários métodos de cálculo de estruturas em solo reforçado não consideram a influência da rigidez do reforço e do solo. Algumas metodologias de análise de estabilidade de obras de solo grampeado são baseadas no método do equilíbrio limite que desconsideram a rigidez relativa solo-reforço e não permitem verificar os deslocamentos e deformações do conjunto. Entre estes procedimentos de cálculo, destacam-se os métodos: Alemão (STOCKER et al.,1979); de Davis (SHEN et al., 1981); Multicrtério (SCHLOSSER, 1983); convencionais de análise de estabilidade (Bishop, Fellenius entre outros) modificados de forma a levar em consideração os grampos e outros. Entre outros aspectos, estes métodos diferem quanto à forma e posição da superfície de ruptura. A definição desta superfície é de fundamental importância para a determinação do comprimento de ancoragem dos reforços e, por conseqüência, do fator de segurança com relação ao arrancamento dos grampos. Através de medições de campo, CARTIER & GIGAN (1983) compararam a superfície linear de ruptura, prevista por Coulomb, com a forma e posição da linha de esforço axial máximo que separa as zonas ativa e passiva por uma superfície bi-linear (Figura III.26). Figura III.26 - Zonas ativa e passiva definidas pela linha de tensão máxima com forma bi-linear (CARTIER & GIGAN, 1983). 50

64 BASSETT & LAST (1978) demonstraram que a geometria da superfície potencial ruptura definida pelos pontos onde ocorrem a máxima tração nos elementos de reforço é influenciada pela rigidez dos grampos, geometria do sistema e carregamentos externos. A localização e formato da superfície definida pelos pontos de tração máxima foram pesquisados experimentalmente através de strain gauges distribuídos ao longo do comprimento de grampos de uma mesma seção. LAZARTE et al. (2003) apresentam uma zona de ocorrência da tensão axial máxima definida pelas monitorações empregadas por PLUMELLE et al. (1990) e BYRNE et al. (1998), das quais indicam que o ponto de tração máxima situa-se entre os afastamentos de 0,3H e 0,4H em relação ao faceamento da estrutura grampeada. Na parte inferior do maciço grampeado a tração máxima ocorre, aproximadamente, entre os afastamentos de 0,15H e 0,2H. A Figura III.27 apresenta a superfície definida pelos pontos de tração máxima observados na monitoração de uma estrutura grampeada de face vertical e terrapleno horizontal (CLOUTERRE, 1991). Por outro lado, BASSETT & LAST (1978) demonstraram que a geometria da superfície definida pelos pontos de tração máxima nos elementos de reforço é influenciada pela rigidez dos grampos, geometria do sistema e carregamentos externos. Figura III.27 Afastamento da superfície potencial de ruptura em relação ao faceamento (CLOUTERRE, 1991). 51

65 DANTAS & EHRLICH (2000) sugerem para taludes inclinados com fundo estável a distribuição apresentada na Figura III.28. O procedimento proposto é baseado em estudos numéricos e estão condizentes com resultados obtidos experimentalmente em centrifuga geotécnica (ZOMBERG et al., 1999). Tem-se, a partir da superfície do terreno (ponto 1), uma distribuição linearmente crescente com a profundidade, em seguida um trecho constante (trecho 2 3) e passando, a partir de então, a decrescer com a profundidade até a base da escavação (ponto 3). Considerando faces com inclinação,, tem-se: 45 o < < 65 o x = 0.75H / tan e h = x / 3 65 o < < 90 o x = 0.80H / tan e h = x / 2 Figura III.28 Distribuição de tensões nos grampos com a profundidade em taludes inclinados (DANTAS & EHRLICH, 2000). III.4 Esforços Cisalhantes e Fletores nos Grampos Solicitações transversais ao grampo podem promover, além dos esforços normais, o surgimento de esforços cisalhantes e fletores, cujas magnitudes são função da rigidez do grampo, da orientação do reforço em relação à direção principal maior de deformação e da concentração de deformações que ocorrem na vizinhança da superfície potencial de ruptura, quando se aproxima da ruptura. O projeto CLOUTERRE (1991) apresenta o resultado de monitoração das deformações e dos esforços atuantes nos grampos durante a gradativa redução da coesão aparente do solo promovida pela sua saturação até o instante de ruptura dos grampos (Figura III.29). 52

66 SCHLOSSER (1982) observou que as pressões laterais e as deformações nos grampos são similares àquelas que se desenvolvem em estacas rígidas submetidas a solicitações transversais (Figura III.30). Nesse caso, as deformações nos grampos podem ser calculadas conforme procedimento empregado para estacas rígidas submetidas a esforço horizontal no topo, utilizando-se o método simplificado do coeficiente de reação horizontal, que conduz a equação diferencial (Equação III.7): 4 d y EI 4 dz k yd 0 (III.7) s c onde: EI = rigidez do grampo; ks = coeficiente de reação horizontal; y = deslocamento lateral do grampo; z = coordenadas ao longo do grampo; p = Ksy = tensão lateral no grampo; e Dc = diâmetro do grampo. A solução dessa equação introduz o conceito de comprimento de transferência (l0) fornecida pela Equação III.8. 4EI l0 4 (III.8) k sdc A distância 3l0, desde a superfície de ruptura, define o ponto a partir do qual os momentos fletores se tornam nulos. Quando o comprimento do reforço (L) na zona de cisalhamento excede em 3 vezes o valor do comprimento de transferência (l0), o grampo pode ser considerado infinitamente longo e simétrico entre a superfície de ruptura e os pontos onde os momentos fletores se tornam nulos. O comprimento de transferência é, geralmente, da ordem de 10 cm (CLOUTERRE, 1991). MITCHELLL & VILLET (1987) relatam que as variações na tensão normal ao longo de um grampo ou estaca são responsáveis pela geração do momento fletor. E conforme observado por SCHLOSSER (1982), o comportamento é em muitas maneiras análogo àquele de uma estaca carregada lateralmente. O efeito da rigidez na tensão normal atuante nos reforços e em sua deformação é mostrado esquematicamente na Figura III.21 (MITCHELLL & VILLET,1987). 53

67 Figura III.29 - Construção de estrutura grampeada próxima ao fator de segurança unitário com redução da coesão aparente até a ruptura (CLOUTERRE, 1991). Figura III.30 - Analogia do desenvolvimento de esforços e deslocamentos em grampos com estacas submetidas a carregamento horizontal (SCHLOSSER, 1982). A tensão cisalhante máxima atinge seu valor máximo no ponto onde a superfície potencial de ruptura intercepta o grampo, no qual o momento fletor é nulo. Por outro lado, quando os momentos fletores são máximos nas zonas ativa e passiva, têm-se as tensões de cisalhamento nulas. O desenvolvimento desses esforços são ilustrados na Figura III.30. PLUMELLE et al. (1990) enfatizam que os efeitos de cisalhamento e flexão somente são mobilizados próximos à ruptura, quando ocorrem elevadas deformações 54

68 no maciço grampeado, ou quando uma superfície de escorregamento já existente está sendo estabilizada (ZIRLIS et al., 1999). De fato, contanto que as deformações do maciço grampeado sejam pequenas, a mobilização de momento fletor nos grampos será pouco significativa (CLOUTERRE, 1991). Nos grampos a razão entre os esforços cisalhantes e axiais é insignificante no caso de reforço somente com barra de aço e muito baixa nos grampos mais rígidos construídos com barra de aço e calda de cimento (CLOUTERRE, 1991). JURAN et al. (1985) apresentam as mobilizações de esforços de flexão monitoradas em modelos reduzidos construídos com grampos flexíveis e rígidos sobre condição de serviço (Figura III.31). Os resultados revelam que os valores mais elevados da razão entre os esforços máximos de cisalhamento e tração (Tcmáx / Tmáx) são alcançados no nível superior de grampos, no qual a flexão é maior, devido ao método executivo que consiste de sucessivas escavações de cima para baixo, ou seja, do topo até o pé da estrutura grampeada. Figura III.31 Monitoração da mobilização de momentos fletores em modelo reduzido de solo grampeado construído com grampos rígidos e flexíveis (JURAN et al., 1985). JEWELL (1980) verificou experimentalmente que o desenvolvimento de tensões em grampos com a mesma rigidez depende do ângulo formado entre o grampo e a normal à superfície potencial de ruptura. O autor observou que o ângulo entre reforço e superfície da ordem de 30º potencializa ao máximo os esforços axiais no grampo e, portanto, corresponde à sua eficiência máxima. MITCHELL & VILLET (1987) ressaltam que o deslocamento relativo entre solo e grampo requerido para mobilizar a resistência ao cisalhamento e de flexão do 55

69 grampo é maior do que aquele necessário para mobilizar sua resistência à tração, entretanto, dependendo do alinhamento do grampo com a horizontal e da sua rigidez os esforços de cisalhamento e flexão podem solicitar mais significativamente os grampos. PLUMELLE et al. (1990) enfatizam que os efeitos de cisalhamento e flexão somente são mobilizados próximos à ruptura quando ocorrem elevadas deformações no maciço grampeado, ou quando uma superfície de escorregamento já existente está sendo estabilizada (ZIRLIS et al., 1999). A modelagem numérica desenvolvida por EHRLICH et al. (1996) analisa a influência da orientação e rigidez dos grampos na natureza dos esforços internos destes. Observou-se que para grampos mais rígidos, o aumento da inclinação proporciona redução dos esforços axiais. FEIJÓ & EHRLICH (2006) mostraram que a importância relativa das tensões internas nos grampos, oriundas dos momentos fletores, podem não ser desprezíveis, mesmo em condições que o maciço reforçado encontra-se longe da ruptura (Figura III.25). Conforme a inclinação do grampo a contribuição dos momentos nas tensões internas variou entre 22% e 32%, apresentando resultados crescentes com a inclinação. Resultados de experimentos empregados por GASSLER (1993) em estrutura de solo grampeado em verdadeira grandeza submetida a carregamento no terrapleno demonstram que os momentos fletores nos grampos permaneceram baixos, bem como não mobilizaram esforços de cisalhamento significativos em comparação com os esforços de tração nos grampos, mesmo quando se aplicou a sobrecarga máxima de 150 kpa (Figura III.32). Como conclusão destes experimentos, GASSLER (1993) sugere que para carregamentos inferiores à condições de trabalho, as forças de cisalhamento podem ser negligenciadas para os grampos com diâmetros geralmente utilizados na prática. A Figura III.32 ilustra que a sobrecarga, praticamente, não afeta a posição da força máxima de tração nos grampos. Entretanto, na ruptura pela deformação plástica dos grampos, a superfície de deslizamento observada no solo situa-se atrás do ponto onde ocorrem os esforços de tração máxima nos grampos. 56

70 Figura III.32 Mobilização de esforços: (a) momentos fletores na ruptura (150 kpa) e após a ruptura (110 kpa) e (b) distribuição das forças de tração ao longo dos grampos (GASSLER, 1993). Desconsiderando-se a presença de planos de fraqueza no maciço reforçado, observa-se que a mobilização de esforços de cisalhamento e fletores são atribuíveis, principalmente, à rigidez do reforço, às elevadas deformações e à geometria do sistema de grampeamento. FEIJÓ (2007) ressalta que a literatura apresenta alguns critérios de análises de solos grampeados que podem se adaptar à maioria das situações de projeto, devendo, para cada caso, ser aplicado o modelo pertinente ao problema. III.5 Estado de Tensões no Solo Grampeado O projeto CLOUTERRE (1991) demonstra que é possível estimar o estado de tensões no solo de uma estrutura grampeada, a partir da definição dos esforços axiais máximos que ocorrem em cada linha de grampo de uma seção, considerando a razão K definida pela Equação III.9. Tmáx.cos K (III.9).z.S.S v h 57

71 onde:.z = tensão vertical no ponto de tração máxima; Sv e Sh = espaçamentos vertical e horizontal entre grampos; e = ângulo de instalação dos grampos em relação à horizontal. Pesquisas conduzidas em obras em verdadeira grandeza, modelos reduzidos e estudos numéricos mostram que o estado de tensões no maciço grampeado aproxima-se da condição de repouso (K0) na parte superior da estrutura, enquanto que, na base, é inferior à condição ativa (Figura III.33). (a) (b) (c) (d) Figura III.33 Estado de tensões no solo de um estrutura grampeada, comparação entre as condições de repouso (K0) e ativa (Ka): (a) e (b) obras monitoradas (CARTIER & GIGAN, 1983 e CLOUTERRE, 1991); (c) monitoração de modelos em escala reduzida (CLOUTERRE, 1991) e (d) modelagem numérica (CLOUTERRE, 1991). 58

72 A redução gradual do coeficiente K com a profundidade, partindo de valores superiores à K0 até um estado de tensão inferior à condição ativa, inerente aos solos grampeados, é atribuída ao processo executivo da escavação e ao efeito de arqueamento desenvolvido entre topo e base da estrutura. Conforme descrito por EHRLICH (2003), observa-se nos resultados da monitoração empregada por CARTIER & GIGAN (1983), Figura III.33(a), que as forças máximas mobilizadas nos grampos apresentaram-se mais elevadas na parte superior da escavação e os valores medidos foram superiores aos correspondentes à condição de repouso. As forças nos grampos diminuem para valores inferiores ao estado ativo, próximo ao pé. O somatório das forças máximas nos grampos aproxima-se do valor correspondente ao repouso, o que denota a elevada rigidez e número de grampos adotados. BYRNE et al. (1998) sumarizaram as trações máximas registradas na monitoração de onze obras em verdadeira grandeza de solo grampeado. Os esforços de tração máximos foram normalizados em relação ao: (i) peso específico do solo (g); (ii) espaçamentos vertical e horizontal entre os grampos (Sv e Sh); (iii) altura da estrutura grampeada (H) e (iv) coeficiente de empuxo ativo (Ka). A Figura III.34 apresenta a plotagem das trações máximas normalizadas em função da profundidade do grampo, medidas na condição de serviço do solo grampeado. Observa-se que a tração máxima normalizada dos grampos varia com sua profundidade de instalação, definindo-se três segmentos correspondentes a um terço da altura. Estas trações normalizadas apresentam faixas de valores situadas entre: 0,5 e 0,6 no terço superior; 0,75 e 0,85 no terço central e 0,4 e 0,5 no terço inferior, tendendo a zero na base da contenção. Nos dois terços superiores os valores mínimo e máximo situados entre 0,4 e 1,1 representam uma tração média normalizada da ordem de 0,75. Para fins práticos LARZARTE et al. (2003) sugerem que se adote uma tração normalizada uniforme nos dois terços superiores de 0,75. Conseqüentemente, neste trecho, o esforço de tração máximo de serviço nos grampos é Tmáx = 0,75..H.Sv.Sh.Ka (LAZARTE et al., 2003). Devido à considerável redução das tensões no terço inferior da estrutura, sugere-se que se adote a metade do valor da tração máxima da parte superior. Alternativamente, BRIAUD & LIM (1997) sugerem que a força de tração máxima de serviço seja determinado pelo valor médio Tmáx = 0,75..H.Sv.Sh.Ka. nos dois terços superiores da estrutura grampeada. Para os níveis subseqüentes de grampos, os autores também sugerem que se considerem 50% da tração máxima. 59

73 Figura III.34 Tração máxima normalizada em função da profundidade de instalação dos grampos (BYRNE et al., 1998). A informação fornecida pela Figura III.34 ilustra que a distribuição das tensões nos solos grampeados é complexa e que a tração máxima média dos grampos é inferior àquela determinada pela condição de estado ativo do solo. As tensões nos reforços são função das tensões no solo e, estas por sua vez, dependem daquelas (EHRLICH & SILVA, 1992). Citam-se os resultados da monitoração dos esforços axiais nos grampos de uma escavação grampeada empregada por THOMPSON & MILLER (1990), dos quais os valores das trações máximas normalizadas em função da profundidade, quando comparados com o diagrama de pressão equivalente para escavações escoradas apresentam uma ligeira semelhança na forma com que se distribuem (Figura III.35(a)). Através de monitorações e análises de experimentos empregados em estruturas de solo grampeado, JURAN & ELIAS (1987) também demonstraram que estes diagramas fornecem boa estimativa para o cálculo das cargas de trabalho de tração mobilizadas nos grampos. A Figura III.35(b) mostra as forças de tração mobilizadas nos grampos e os deslocamentos horizontais no faceamento medidos através de monitoração empregada por PLUMELLE (1986) em estrutura de solo grampeado instrumentada. Entretanto, estes diagramas podem apresentar alguns inconvenientes, em função de terem sido elaborados para o caso de escavações escoradas com parede vertical, terrapleno horizontal e tirantes (ou estroncas). Portanto, o uso destes diagramas torna- 60

74 se inadequado quando se pretende analisar variações de parâmetros e geometria da estrutura grampeada. (a) (b) Figura III.35 Dados experimentais e previsões teóricas das forças de tração: (a) tração máxima normalizada (THOMPSON & MILLER, 1990) e (b) deslocamentos horizontais e forças de tração normalizadas comparadas com o diagrama de pressão equivalente (PLUMELLE, 1986). 61

75 III.6 Deslocamentos e Deformações nos Solos Grampeados Aspecto geotécnico de fundamental importância refere-se aos deslocamentos induzidos pela execução da estrutura de contenção. Isto é especialmente importante quando se lida com contenções de terrenos cortados: a escavação do terreno induz deslocamentos verticais e horizontais e estes podem induzir danos em edificações ou utilidades dispostas nas proximidades da escavação (RANZINI & NEGRO JR., 1998). Além disso, em estruturas grampeadas, o comportamento tanto do solo como do grampo depende do modo de deformação do sistema solo-reforço (SANTOS & GERSCOVICH, 2009). RANZINI & NEGRO JR. (1998) identificam dois tipos de deslocamento: os de curto e os de longo prazo. Os primeiros são atribuíveis às inevitáveis alterações no estado de tensões in situ, decorrentes do alívio de tensões que o corte produz no terreno. São dependentes das propriedades e características do solo e elementos da estrutura de contenção e, principalmente, da maneira e da seqüência como esta é construída. A magnitude dos deslocamentos e deformações observadas pelos experimentos e programas de instrumentação de solos grampeados conduzidos durante o projeto CLOUTERRE (1991) proporcionaram uma melhor compreensão do comportamento do qual esta estrutura está sujeita nas fases de construção e sob condição de serviço. Os deslocamentos se caracterizaram por terem magnitude máxima junto ao topo do talude, diminuindo com a profundidade. Movimentações mais concentradas no topo do talude parecem estar relacionadas a possíveis alterações na sucção do solo que poderiam ter ocorrido nesse trecho mais superficial. (FEIJÓ, 2005). Segundo o projeto CLOUTERRE (1991), é possível considerar que as deformações médias de uma estrutura grampeada de face vertical e terrapleno horizontal podem ser estimadas a partir dos valores de três parâmetros de deslocamento (Figura III.36). 0 - deslocamento horizontal atrás da massa grampeada; h - deslocamento horizontal do topo dos revestimentos; e v - deslocamento vertical do topo dos revestimentos. 62

76 Figura III.36 - Deformações de estruturas grampeadas definidas por deslocamentos horizontais e verticais (CLOUTERRE, 1991). Medidas em obras instrumentadas, realizadas por THOMPSON & MILLER (1990), indicam que os deslocamentos têm magnitude máxima junto ao topo do faceamento e decrescem, aproximadamente de forma linear, até a base da escavação, conforme apresentado na Figura III.37. Figura III.37 Padrão de deslocamentos horizontais durante as sucessivas etapas de escavação: (a) geometria do solo grampeado e locação do inclinômetro próximo à face e (b) deslocamentos horizontais durante a evolução da escavação (THOMPSON & MILLER, 1990). 63

77 Os resultados obtidos pelo projeto CLOUTERRE (1991) indicaram que os deslocamentos horizontais h e verticais v na crista do faceamento possuem a mesma ordem de grandeza, sobre condição de serviço e próximo à ruptura (Figura III.38). O projeto observou que o deslocamento atrás da massa reforçada 0 encontra-se compreendido, geralmente, entre 4H/ e 5H/I0.000, sendo que este valor varia inversamente à relação L/H e, também, depende da natureza do solo. Estes deslocamentos demonstram que há uma ligeira distorção da massa de solo grampeada (CLOUTERRE, 1991). Figura III.38 - Relação entre os deslocamentos horizontal e vertical medidos na crista de estruturas grampeadas (CLOUTERRE, 1991). Entretanto, monitorações de obras em verdadeira grandeza e em modelos reduzidos e estudos numéricos realizados por autores nacionais demonstram que não ocorre a igualdade entre os deslocamentos horizontal e vertical conforme indicado pelo projeto CLOUTERRE (1991). Nestes casos, nos deslocamentos induzidos pela escavação do terreno durante a construção de um solo grampeado, as deformações horizontais do topo da estrutura não apresentaram a mesma ordem de grandeza dos deslocamentos verticais da superfície do terrapleno junto à face. AZAMBUJA, et al. (2001) acompanharam os deslocamentos horizontais e verticais de uma estrutura grampeada, especialmente antes e depois dos eventos de escavação, a partir de leituras periódicas de marcos topográficos instalados na crista logo no início das escavações. Nesta monitoração observou-se que os deslocamentos máximos da estrutura nos pontos medidos foram 70 mm na direção horizontal e 23 mm na direção vertical. Segundo os autores, os deslocamentos de crista foram elevados e as bacias de deformações foram mais amplas que o esperado. A maioria 64

78 dos registros reporta-se a deformações verticais nulas a distâncias da crista inferiores a 1,5 vezes a altura escavada. Entretanto, foram observadas trincas de tração e recalques a distâncias de até 2 vezes as alturas escavadas (AZAMBUJA et al., 2001). FRANÇA (2007), ao simular uma escavação grampeada com o auxílio de um modelo reduzido de solo grampeado, observou taxas de incremento crescentes dos deslocamentos durante a execução de cada linha de grampos (Figura III.39). Observou-se que os deslocamentos verticais máximos durante a execução foram da ordem de 64% dos deslocamentos horizontais máximos. O valor do deslocamento horizontal próximo à face correspondeu a 0,07% da altura do modelo reduzido, do qual se aproxima muito do valor mínimo previsto por GUILLOUX & SCHLOSSER (1982) e CLOUTERRE (1991), que estimam uma faixa entre 0,1% a 0,4% da altura do muro. Figura III.39 Evolução dos deslocamentos durante simulação de uma escavação grampeada realizada em modelo reduzido (FRANÇA, 2007). Por outro lado, quando se define uma zona de concentração de esforços cisalhantes, os grampos são submetidos, de maneira mais intensa, à flexão. Desta forma, quando são mobilizados momentos fletores há tendência dos deslocamentos verticais sofrerem acréscimos significativos, podendo até superar a magnitude dos deslocamentos horizontais. O projeto CLOUTERRE (1991) apresenta o caso de uma estrutura que foi levada à ruptura, através da saturação do maciço a partir do terrapleno, da qual os esforços cisalhantes e fletores além da resistência dos grampos imprimiram um padrão de deslocamento e deformação condizente a um maciço 65

79 grampeado colapsado (Figura III.40). Quando se reduziu o fator de segurança a um valor mínimo, toda a estrutura grampeada se abateu em 27 cm e deslizou ao longo de uma superfície de ruptura bem definida demarcada pelos pontos esforço fletor máximo dos grampos. Figura III.40 Padrão dos deslocamentos quando uma estrutura grampeada é levada a ruptura (CLOUTERRE, 1991). Medidas de deslocamentos monitoradas pelo projeto CLOUTERRE (1991) em solos grampeados sob condição de serviço indicaram que os deslocamentos horizontais e verticais na crista da estrutura são aproximadamente iguais (Figura III.38). Estes resultados indicaram uma faixa de valores que permitem estimar os deslocamentos em função da altura da estrutura. As monitorações empregadas por GUILLOUX & SCHLOSSER (1982) e CLOUTERRE (1991) mostraram que a magnitude dos deslocamentos varia entre H/l.000 e 4H/I.000 (Figura III.41). 66

80 Figura III.41 - Relação entre os deslocamentos e altura do faceamento observados pelo projeto CLOUTERRE (1991). A Figura III.42 produzida por DURAND (2008) apresenta uma compilação de medidas de deslocamentos horizontais máximos observados em monitorações de algumas obras de solo grampeado realizadas no Brasil (AZAMBUJA et al., 2003; PITTA et al., 2003; FEIJÓ & EHRLICH, 2005 e LIMA, 2007) e na França (CLOUTERRE, 1991), a qual indica concentração de valores próximos a 0,1% da altura da estrutura grampeada. Entretanto, não são informadas as características e condições das obras que foram sumarizadas no gráfico. Figura III.42 Compilação dos resultados de deslocamento horizontal máximo observado em taludes grampeados (DURAND, 2008). As diversas obras monitoradas apresentam características e condições particulares que refletem no comportamento dos solos grampeados. Segundo o projeto CLOUTERRE (1991) e pesquisadores, a intensidade dos deslocamentos que 67

81 ocorrem na crista do faceamento é influenciada pelos parâmetros relacionados a seguir: - taxa de evolução da obra; - rigidez do grampo; - rigidez do faceamento (EHRLICH et al., 1996); - relação entre comprimento dos grampos e altura da escavação (L/H); - geometria do solo grampeado; - fator de segurança global do solo grampeado; - capacidade de suporte do solo de fundação; - sucção do solo (FEIJÓ & EHRLICH, 2005); e - condição de ancoragem da cabeça do grampo (SPRINGER, 2001). Para compreender a natureza da deformação em escavações grampeadas é necessário acompanhar a seqüência de construção. O processo começa a partir do topo com o primeiro nível de escavação. Após o término do estágio de escavação, os grampos da linha superior são instalados para em seguida implantar o faceamento. Esse processo deve ser executado imediatamente, de modo que não haja tempo para que a massa de solo se deforme excessivamente. Durante a escavação, o solo deve possuir coesão verdadeira ou aparente suficiente para permitir que cada incremento de escavação seja executado e a linha de grampo instalada. À medida que o processo avança, incluindo a escavação, instalação dos grampos e implantação do faceamento, os deslocamentos são mobilizados. Estes deslocamentos definem uma condição na qual a massa reforçada gira em torno do pé da estrutura. Estudos paramétricos realizados por EHRLICH et al. (1996) demonstraram que grampos mais rígidos permitem menores movimentações da face, frente às maiores mobilizações da força axial e momentos fletores no grampo. A variação da inclinação do grampo de zero a 30 o com a horizontal não se mostrou como um fator principal nas movimentações, no entanto, influencia nas tensões atuantes nos grampos. Os resultados desses estudos são apresentados na Figura III.23 e Tabela III.2 (EHRLICH et al., 1996). EHRLICH et al. (1996) verificaram numericamente que a rigidez do faceamento pouco influencia as movimentações da face e as forças axiais mobilizadas nos grampos. No entanto, na análise da estrutura grampeada sem faceamento observouse certo aumento nas movimentações em função de deformações localizadas em zonas situadas entre grampos. Estes aspectos sobre a influência da face serão discutidos mais adiante (Figura III.54 e Tabela III.4). 68

82 O projeto CLOUTERRE (1991) apresenta a evolução do deslocamento horizontal normalizado ( h/h) durante os sucessivos estágios de uma escavação grampeada (Figura III.43). Os deslocamentos do faceamento variam inversamente à relação entre o comprimento do grampo e altura do faceamento (L/H), sendo aumentados à medida que a relação L/H diminui. Os deslocamentos do topo da face h e v são pequenos no começo da construção, aumentando mais rapidamente proporcionalmente à profundidade. Isto é devido à influência da relação L/H, que diminui enquanto a parede está sendo construída (CLOUTERRE, 1991). Figura III.43 Evolução dos deslocamentos normalizados ( h/h) durante os sucessivos estágios de uma escavação grampeada (CLOUTERRE, 1991). SPRINGER et al. (2001) simularam uma escavação grampeada com auxílio de modelagem numérica, a fim de verificar os perfis de deslocamentos horizontais próximos à face do talude, para o caso de grampos livres e fixos. A Figura III.44 apresenta os resultados referentes aos estágios da escavação para relação L/H variando de 0,57 a 1, correspondendo, respectivamente, a alturas de 6,0m a 10,5m. Para valores de L/H superiores a 0,67, nota-se que os resultados independem da forma de fixação do grampo na face. Já para razões L/H menores que 0,67, os deslocamentos horizontais são maiores quando os grampos possuem as extremidades livres. A autora atribui este comportamento à ocorrência de um deslocamento relativo 69

83 entre a extremidade do grampo e a face da escavação, a qual gera uma condição de puncionamento do grampo. Figura III.44 - Comparação entre deslocamentos horizontais a uma distância de 1,75 m da face de escavação, considerando o grampo livre e fixo (SPRINGER et al., 2001). Quanto ao comprimento dos grampos (L), as recomendações gerais do projeto CLOUTERRE (1991) para concepção dos solos grampeados com face vertical é que estes estejam entre 0,8 e 1,2 da altura da estrutura (H) e, para a distribuição dos grampos, consideram-se as áreas mínima e máxima de 2,5 m² e 6 m² (Sv. Sh). LIMA (2002) verificou numericamente que a influência da inclinação do talude é significativa nos deslocamentos horizontais, os quais crescem de magnitude à medida que o talude torna-se mais íngreme. Segundo a modelagem numérica desenvolvida pelo autor, a execução de escavações com taludes ligeiramente inclinados reduz significativamente a magnitude dos deslocamentos no topo, da ordem de 75%, quando se passa de uma escavação vertical ( =90 ) para uma inclinação de =80. Adicionalmente, a forma dos deslocamentos também é afetada; deslocamentos máximos no topo da escavação só são observados em taludes verticais. Para pontos abaixo da base da escavação, a inclinação do talude afeta pouco os deslocamentos horizontais. Em relação à influência da inclinação dos grampos, o projeto CLOUTERRE 70

84 (1991) cita os experimentos e estudos realizados por JEWELL (1980) e SHAFFIE (1986), respectivamente. JEWELL (1980) verificou experimentalmente que as direções ótimas para a mobilização das tensões de tração em grampos flexíveis correspondem às direções de máxima extensão dos solos reforçados, sendo estas de aproximadamente 30º em relação a normal com a superfície de ruptura (Figura III.7). Por esta razão uma inclinação muito acentuada dos grampos com a horizontal promove a mobilização do momento fletor e cisalhamento em detrimento da tração, ocasionando aumento dos deslocamentos no topo da face, tal como mostra a modelagem numérica realizada por SHAFFIE (1986), ilustrada na Figura III.45. O projeto CLOUTERRE (1991) salienta que grampos horizontais ou instalados com ligeira inclinação são mais eficientes no controle dos deslocamentos laterais da estrutura. (a) (b) Figura III.45 - Influência da inclinação dos grampos na movimentação da massa grampeada determinada pelo método dos elementos finitos: (a) grampos horizontais e (b) grampos com inclinação de 30g com a horizontal (SHAFFIE, 1986, adaptado por CLOUTERRE, 1991). Observa-se que os deslocamentos na massa de solo reforçada influenciam a mobilização de esforços nos grampos, assim como as tensões atuantes afetam a forma e magnitude dos deslocamentos. O deslocamento horizontal h está relacionado com as tensões de tração, enquanto o deslocamento vertical tem uma tendência mais forte de mobilizar momentos fletores, apresentando, neste caso, um comportamento similar a uma estaca carregada lateralmente na cabeça (CLOUTERRE, 1991). 71

85 A geometria de uma seção de solo grampeado tem como procedimento usual e geralmente muito prático, os grampos com o mesmo comprimento, conforme demonstrado na Figura III.46(a). Pode-se projetar a distribuição dos grampos de forma que seus comprimentos diminuam com a profundidade (Figura II.46(b)). Esta solução também reduz os deslocamentos laterais na crista da estrutura grampeada. Por outro lado, uma distribuição inversa com os grampos maiores na base da estrutura, tal como ilustrado na Figura III.46(c), não é considerada adequada e, portanto, não é recomendável (CLOUTERRE, 1991; SALCEDO, 1997). (a) (b) (c) Figura III.46 - Influência da distribuição dos grampos na movimentação da massa grampeada: (a) comprimentos constantes; (b) comprimentos diminuindo com a profundidade e (c) comprimentos aumentando com a profundidade não recomendados (CLOUTERRE, 1991). Quando o solo grampeado tem um fator de segurança global baixo, os valores dos deslocamentos 0 e h tendem a ser mais elevados. A monitoração do primeiro experimento realizado pelo projeto CLOUTERRE (1991), cujo fator de segurança é praticamente unitário (Figura III.40), registrou valor igual a 3H/1.000 para os deslocamentos (Figura III.41). Quanto menor a relação entre o comprimento do grampo e a altura da estrutura (L/H), menor será a área de massa reforçada sobre o solo abaixo dos grampos e, conseqüentemente, menor será a capacidade de suporte do solo de fundação. As tensões podem ser elevadas em relação à capacidade de suporte do solo de fundação a ponto de promover recalques e ou ruptura da obra. Monitoração empregada por FEIJÓ & EHRLICH (2003) em escavação grampeada em solo residual de gnaisse apresentou medidas de deformações muito pequenas, indicando estar o maciço longe da ruptura. Estas pequenas movimentações foram consistentes com a não saturação do maciço. Os resultados da relação entre a altura do talude e os deslocamentos se mostraram menores do que aqueles relatados 72

86 pelo projeto CLOUTERRE (1991), que tipifica um faixa de valores de deslocamentos máximos entre 0,1%H e 0,4%H, sendo H a altura da escavação. A obra monitorada indicou uma faixa de variação situada entre 0,014%H e 0,026%H. Entretanto, os autores ressaltam que os estudos apresentados em CLOUTERRE (1991) correspondem a escavações em materiais basicamente granulares. Na monitoração empregada observou-se que a sucção do solo exerce influência significativa no comportamento da escavação grampeada, haja vista tratar-se de um material com elevado percentual de finos (FEIJÓ & EHRLICH, 2003). Os estudos numéricos de SPRINGER et al. (2001) demonstraram que, para grampos livres, a face do talude escavado desloca-se mais livremente, atingindo um valor máximo de 0,25%H. No caso de grampo fixo, os deslocamentos observados são ainda menores, da ordem de 0,16%H. Conhecidos os deslocamentos de curto e longo prazo, induzidos pela execução de contenção de terreno natural escavado, conclui-se o dimensionamento geotécnico com a estimativa de danos em utilidades ou em edificações vizinhas à contenção (RANZINI & NEGRO JR., 1998). Sabe-se que a maior parte dos danos numa estrutura manifesta-se na forma de deformação de tração (BURLAND & WROTH, 1974). Estas deformações resultam de recalques diferenciais (distorção angular) e deformação lateral (horizontal) de tração. A escavação do terreno, pelo alívio de tensões, mobiliza deslocamentos verticais e horizontais e estes podem ocasionar danos em edificações e ou utilidades que se encontram próximas ao corte. A inclusão de grampos à medida que cada estágio da escavação avança apresenta-se como uma possível solução para minimizar estes deslocamentos. Entretanto, suas intensidades podem ser acima de valores aceitáveis para que estruturas próximas à escavação não sejam danificadas. Portanto, na fase de projeto, é importante verificar se as estruturas existentes na vizinhança da escavação grampeada podem resistir ao campo dos deslocamentos causados pela sua construção. Normalmente, em projetos, define-se esta área a partir de um afastamento em relação à crista da estrutura de contenção. Os deslocamentos são reduzidos à medida que os afastamentos aumentam, até um ponto onde cessa a deformação do terreno. O projeto CLOUTERRE (1991), a partir de medições de campo, apresenta sugestões quanto aos deslocamentos horizontais e verticais máximos que ocorrem na crista da estrutura grampeada para solos de diferentes propriedades (Tabela III.3) e recomenda que os afastamentos em relação ao topo do faceamento sejam estimados utilizando-se a Equação III.10, que depende da geometria da obra (altura da estrutura H e inclinação da face ) e do coeficiente empírico ( ) do qual é obtido em função do 73

87 tipo de solo (Tabela III.3). Conforme descrito por LAZARTE et al. (2003), na elaboração da equação de estimativa do campo de influência dos deslocamentos, consideraram-se a relação L/H entre 0,7 e 1, sobrecarga insignificante e fatores de segurança global com valores de 1,5. A Figura III.47 ilustra as características e condições da estrutura grampeada da qual o projeto CLOUTERRE (1991) formulou a Equação III.10. Figura III.47 Deformação dos solos grampeados (CLOUTERRE, 1991). Os deslocamentos horizontais e verticais são máximos na crista da estrutura e nulos a partir de um afastamento horizontal em relação ao faceamento. Os deslocamentos máximos que ocorrem na crista da estrutura apresentam a mesma ordem de grandeza e pode-se estimá-los como segue (Equação III.10): h h xh (III.10) H i Onde a relação ( h/h)i depende das propriedades do solo, conforme indicado na Tabela (III.3). 74

88 Tabela III.3 - Deslocamentos horizontais e verticais máximos na crista do solo grampeado e coeficiente empírico (CLOUTERRE, 1991). Tipo de solo Alteração de rocha Solos arenosos Solos argilosos v h H/ H/ H/ ,8 1,25 1,5 Onde o coeficiente k é utilizado para determinar o comprimento do campo de deslocamentos ( ), definido pela Equação III.11. = H (1 - tan ) (III.11) Esta é uma forma fácil de estimar o campo de deslocamentos, entretanto, como não são levados em consideração todos os aspectos que influenciam a deformação da massa grampeada, recomenda-se que, em determinados empreendimentos, sejam realizados estudos mais sofisticados. Neste caso, além destas análises, torna-se interessante a verificação da bacia de deformação através da monitoração do solo grampeado nas suas diversas fases construtivas, sobre condição de serviço e ao longo do tempo. III.7 Faceamento nos Solos Grampeados EHRLICH (2003), baseado nos resultados de modelagens numéricas e monitorações de solos grampeados, discorre sobre a função e características dos faceamentos nestas estruturas de contenção: O faceamento tem função secundária na estabilização, compreendendo basicamente em evitar roturas localizadas. Em taludes mais verticalizados, próximo ao pé da escavação, o comprimento de transferência ao longo da interface solo grampo na cunha ativa é pequeno e as tensões junto à face podem se apresentar mais elevadas (Figura III.48(a)). Faces estruturalmente resistentes podem se tornar necessárias nestas condições. Usualmente adota-se concreto projetado de 7 a 10 cm de espessura e malha metálica simples solidarizada aos grampos. Com a diminuição da inclinação tem-se aumento do comprimento de transferência na cunha ativa e diminuição das tensões atuantes junto à face (Figura 75

89 III.48(b)). Dessa forma a estabilidade próxima à face aumenta significativamente e o revestimento da face pode se tornar desnecessário quanto ao aspecto estrutural. Cobertura vegetal pode ser adotada sem prejuízos à estabilidade nesse caso e sua função objetiva principalmente garantir o controle dos processos erosivos. (a) (b) Figura III.48 Importância da face em estruturas grampeadas com taludes: (a) verticalizados e suavizados (EHRLICH, 2003). Conforme o projeto CLOUTERRE (1991), o papel mecânico do faceamento nos solos grampeados tem como função principal fornecer confinamento lateral do solo próximo à face escavada assegurando o equilíbrio da pressão do solo (p0) e das tensões nas cabeças dos grampos em relação ao faceamento. Para efeito de cálculo, a distribuição da pressão do solo (p0) ao longo do faceamento é considerada uniforme. No entanto, na prática, sabe-se que a pressão local do solo (p0) entre os grampos não é uniforme, sendo dependente da deformação e deslocamento do faceamento da estrutura. Além disso, há uma tendência de concentração de tensões na vizinhança dos grampos devido aos efeitos de arqueamento que ocorre entre os grampos. Caso existam, carregamentos externos também devem ser considerados na análise do comportamento da estrutura adotada para compor a face do solo grampeado. FEIJÓ (2007) ressalta que embora um dos mais atraentes aspectos da técnica de solo grampeado seja a possibilidade do uso de estruturas de faces leves, as magnitudes das tensões de projeto da face ainda não estão bem compreendidas. Os estudos numéricos e monitorações conduzidas por diversos autores não permitem uma investigação exata do comportamento da face dos solos grampeados. Os estudos que permitem uma melhor compreensão do comportamento do faceamento nos solos grampeados foram realizados com auxílio de modelagem numérica (LIMA, 1996; EHRLICH et al., 1996; SPRINGER et al., 2001 e outros) e monitoração de obras e modelos físicos (GASSLER & GUDEHUS, 1981; 76

90 CLOUTERRE, 1991, BYRNE et al., 1998 e outros). Embora as modelagens computacionais sejam ferramentas eficazes para simular o comportamento das estruturas de solo grampeado, no que se refere aos diversos critérios de análise do faceamento, prevalecem os empíricos baseados em observações do comportamento em campo. GASSLER & GUDEHUS (1981), através da monitoração de células de pressão total instaladas na interface do solo com a face, observaram que, na maioria dos casos, os valores das pressões junto à face variam de 50% a 70% dos valores calculados utilizando o método de Coulomb para a condição ativa ao final da escavação. A Figura III.49 apresenta o resultado da monitoração empregada por GASSLER & GUDEHUS (1981) em estrutura grampeada na condições de serviço com e sem aplicação de sobrecarga no terrapleno da contenção. (a) (b) Figura III.49 Tensões junto à face registradas por Células de pressão total instaladas na interface solo-faceamento devido: (a) ao peso próprio e, também, (b) à aplicação de sobrecarga no topo da estrutura (GASSLER & GUDEHUS, 1981) O projeto CLOUTERRE (1991) verificou durante a construção de uma estrutura de solo grampeado que a mobilização da tensão nos grampos ocorre somente durante as três a quatro fases subseqüentes da escavação até que a tensão se estabilize. Enquanto a escavação progride, esta tensão mobilizada corresponde, principalmente, à sucessiva descompressão lateral do maciço de solo e ao desenvolvimento do efeito de arqueamento. Resultados dos experimentos demonstram que a distribuição da tensão ao longo dos grampos evolui enquanto a estrutura grampeada está sendo construída. Observa-se na monitoração do primeiro experimento do projeto 77

91 CLOUTERRE (1991) que, no começo da escavação, a relação T0/Tmáx é próxima de 100% e reduz progressivamente, variando de 30% a 70%, em função das fases subseqüentes de escavação que mobilizam a resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo devido às deformações decorrentes da descompressão lateral. (Figura III.50). Conclui-se que para solos grampeados com as mesmas características, a redução da magnitude desta relação é associada à diminuição dos espaçamentos entre grampos. Figura III.50 Evolução da relação T0/Tmáx no grampo em função dos avanços da escavação do talude (CLOUTERRE, 1991). Outro aspecto sobre as tensões mobilizadas nos grampos foi verificado pelos estudos e monitorações do projeto CLOUTERRE (1991). Observa-se que o efeito de fluência ocorre no solo grampeado depois da paralisação de algum estágio e ou do término da obra. Nesta condição, uma tensão adicional é induzida nos grampos associada a um acréscimo de deslocamento, principalmente na parte superior da estrutura grampeada. Conforme descrito por FEIJÓ (2007), a partir das deformações permitidas no solo grampeado, uma parcela do empuxo ativo se desenvolve junto à face interna do paramento e estando o grampo ligado estruturalmente à face, essa parcela do empuxo ativo se equilibra através de tensões iguais e opostas na cabeça do grampo. Segundo o projeto CLOUTERRE (1991) a magnitude dessas tensões depende das propriedades e características dos materiais (solo, grampos e faceamento), da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo, da profundidade e dos espaçamentos dos grampos. No entanto, conforme verificado pelo projeto CLOUTERRE (1991), o mais importante destes é o espaçamento entre grampos. 78

92 Para destacar o efeito de arqueamento em estruturas grampeadas, o projeto CLOUTERRE (1991) apresenta a análise da monitoração de um experimento em solo grampeado com 6 m de altura (Figura III.51). Foram construídas três linhas de grampos na parte superior da estrutura, sendo que a parte inferior, com 3 m de altura, não se reforçou com grampos e massa de solo foi suportada por 3 painéis de 1 m cada. A parcela superior, além de reforçada, também, executou-se um painel que constituiu o faceamento da massa grampeada. Os painéis que suportavam a massa de solo sem grampos foram removidos um a um na seqüência de cima para baixo (3, 2 e 1). Durante a remoção do painel superior, tanto a escavação quanto a estrutura, permaneceram estáveis. Na segunda fase, a retirada dos painéis 3 e 2 ocasionou uma ruptura local no solo em forma de um arco. Por fim, quando o painel 1 foi removido, a efetividade do efeito de arqueamento foi destruída e da ruptura local que se propagou até a superfície decorreu o colapso da estrutura, conduzindo a uma ruptura interna e geral da estrutura grampeada. Durante a monitoração, os resultados indicaram que as tensões nas cabeças dos grampos aumentavam à medida que se removiam os painéis, verificando-se, portanto, o acréscimo de cargas nos grampos em função do processo de arqueamento. Além disso, pode-se concluir que o faceamento ajuda a controlar desprendimento do solo próximo a face, ou seja, rupturas localizadas. (a) (b) (c) Figura III.51 Efeito do arqueamento no solo grampeado observado no programa de monitoração do projeto CLOUTERRE (1991): (a) condição estável, (b) estabilidade limite e (c) colapso da estrutura. Os resultados demonstram a melhoria da estabilidade local por efeito de arqueamento, que permite acréscimo na altura do estágio de escavação. Assim, há uma altura crítica associada, principalmente, às propriedades do solo e geometria do solo grampeado, que não deve ser excedida, caso contrário, o efeito de arqueamento 79

93 é minimizado até sua eliminação e, por conseqüência, a contenção sofrerá colapso decorrente de uma ruptura global. O projeto CLOUTERRE (1991) verificou experimentalmente que a natureza e o comportamento dos solos grampeados observados conduzem a uma altura crítica da qual não deve superar alturas de 2 m. No entanto, cada caso deve ser analisado em função das características do conjunto que constitui o solo grampeado. Ainda que os experimentos do projeto CLOUTERRE (1991) indiquem que a distribuição da pressão do solo grampeado junto à face não seja uniforme devido à tendência de efeito de arqueamento entre os grampos que resulta em concentração de tensões nas vizinhanças dos grampos, admite-se, para efeito de análise, que a pressão do solo apresenta uma distribuição uniforme ao longo do faceamento (Figura III.52). Figura III.52 Distribuição da pressão do solo (p0) na face do solo grampeada, considerada, para efeito de simplificação, uniforme (CLOUTERRE, 19991). Comumente, as estruturas de faceamento dos solos grampeados são submetidas à tensão desenvolvida na cabeça dos grampos (T0) e à pressão de solo (p0) entre os grampos. Segundo o projeto CLOUTERRE (1991), o faceamento destas estruturas apresenta um comportamento semelhante ao de uma laje submetida a carregamentos uniformemente distribuídos e concentrados suportados pelas cabeças dos grampos. Alternativamente, para simplificação matemática, supõe-se geralmente que o sistema de conexão dos grampos no faceamento reduz a força de tração para T0 e que a pressão de solo (p0) é uniforme. Baseado nas análises de resultados de monitorações de campo, o projeto CLOUTERRE (1991) propõe uma formulação para a estimativa das tensões de tração na cabeça dos grampos. Considera-se que a pressão de solo p0 corresponde a uma parcela da tensão de tração máxima que pode ser mobilizada no solo grampeado. Para tanto, torna-se necessário determinar a tensão normal nas cabeças dos grampos 80

94 e a pressão do solo p0 no faceamento resultante da tensão aplicada. Esta pressão pode ser calculada a partir da Equação III.12 (CLOUTERRE, 1991): T 0 0 (III.12) S v.s h Onde: p0 = tensão no solo entre os grampos; T0 = tensão de tração nas cabeças dos grampos; e Sh e Sv = espaçamentos horizontal e vertical dos grampos, respectivamente. Nos experimentos realizados na França (CLOUTERRE, 1991), foi observado que a relação entre as tensões na cabeça do grampo e a máxima variou entre 0,4 e 0,5 na parte superior da estrutura. Adicionalmente, estes resultados mostraram que devido ao efeito de arqueamento que ocorre entre os grampos, um menor espaçamento entre estes causa uma redução nas tensões junto à face. Baseado nestes resultados, o projeto CLOUTERRE (1991) recomenda que se adotem valores de tensão de tração na cabeça do grampo, sobre condições de serviço, da ordem de 60% da tração máxima de serviço no grampo para espaçamento máximo igual ou inferior a 1 m e de 100% para espaçamento superior a 3 m. O valor máximo da relação entre a tensão junto à face e tração máxima T0/Tmáx é obtida a partir de equações empíricas em função do maior valor entre os espaçamentos vertical e horizontal dos grampos (Equação III.13). T ( S 0,5) 0 0,5 T 5 máx, quando 1 S 3 m (III.13) T 0 T máx T 0 T máx 0,6 1, quando S 1 m, quando S 3 m O espaçamento máximo S é definido pelo maior dos valores adotados para o sentido horizontal (Sh) ou vertical (Sv). Segundo o projeto CLOUTERRE (1991), para um espaçamento típico de 1,5 m, o esforço axial na cabeça do grampo corresponde a 70% da tração máxima do grampo. 81

95 As duas aproximações são possíveis (p0 ou T0). Pode-se deduzir p0 calculando a tensão T0, partindo-se da suposição de que as tensões máximas podem ser mobilizadas nos grampos. Ou pode calcular p0 como uma pressão local de solo usando um mecanismo apropriado de ruptura para deduzir, então, T0. Na ausência de alguns dados de confiança na maneira como a pressão de solo é distribuída ao longo da face, recomenda-se que se adote a primeira aproximação descrita acima. O valor de T0 é deduzido do valor da força de tração máxima Tmáx que pode ser mobilizada considerando um único valor para a relação T0/Tmáx na estrutura grampeada em associação ao espaçamento conforme sugerido pelo projeto CLOUTERRE (1991) na Equação III.13. Nestas análises, para determinação da tração nos grampos devem-se considerar os estágios de escavação, que preponderam, na maioria dos casos, sobre a fase final de construção do solo grampeado. O projeto CLOUTERRE (1991) recomenda que a avaliação da tração máxima Tmáx em uma linha de grampos seja realizada pela verificação do valor mínimo determinado para a força de tração ou resistência ao arrancamento dos grampos considerando seu comprimento ancorado (La) e respectivo fator de segurança (Equação III.14): T qs DL mín FS a máx, R n FS (III.14) Onde Rn representa a resistência à tensão de tração do elemento utilizado com reforço. Comumente, nos grampos utilizam-se barras de aço. Conforme relatado, tanto as monitorações, quanto as modelagens numéricas elaboradas em solos grampeados demonstram que a força de tração no grampo junto à face, normalmente é menor ou igual ao esforço axial máximo mobilizado no grampo. LAZARTE et al. (2003) citam uma compilação de resultados de monitoração de campo de 9 estruturas grampeadas realizada por BYRNE et al. (1998). A Figura III.53 apresenta os valores normalizados das tensões de tração medidas na cabeça dos grampos sobre condições de serviço em função do seu nível de instalação ao longo da altura da estrutura. Observa-se que as tensões junto à face normalizadas são comparáveis à distribuição das tensões máximas normalizadas mostradas na Figura (III.33). Comparando estas figuras, os valores da relação entre as tensões normalizadas junto à face e a máxima variam de 0,6 a 1,0. Na parte superior até a metade da face, a tensão na cabeça do grampo normalizada varia entre 0,4 e 0,5 e da metade da face até a base da estrutura as tensões normalizadas reduzem gradualmente e tendem a zero quando se aproximam do pé da contenção. 82

96 Considerando os limites de influência das tensões normalizadas descritos acima, os autores observam que esta tendência mostra uma variação da tensão de tração na cabeça do grampo da ordem de 0,6.Ka..H a 0,7.Ka..H. Figura III.53 Tensões na cabeça do grampo normalizada em função da sua altura de instalação (BYRNE et al., 1998). LIMA (1996) e EHRLICH et al. (1996) elaboraram estudos paramétricos a partir de modelagem numérica representativa do processo executivo de uma escavação grampeada, objetivando verificar, entre outros aspectos, a importância do faceamento nos solos grampeados. Variando-se a rigidez do faceamento (EI/20 a EI) e desconsiderando sua presença, observaram-se as movimentações na face e as mobilizações dos esforços de tração e fletores. Os resultados indicam que a rigidez do faceamento pouco influencia as movimentações na face e as forças axiais (Figuras III.54(a) e III.54(b)). Entretanto, os momentos fletores aumentam significativamente com a redução da rigidez da face (Figura III.54(c)). Segundo os autores, tal se dá visto que, com o acréscimo da rigidez, a face passa, além de restringir os movimentos laterais, também a limitar os movimentos verticais e atuar como uma espécie de apoio para a extremidade dos grampos, o que redunda na diminuição dos momentos fletores. Na análise na qual se desconsiderou a face observou-se, no entanto, certo aumento nas movimentações em função de deformações localizadas em zonas situadas entre grampos. 83

97 EI/20 EI (a) (b) (c) Figura III.54 - Influência da rigidez da face: (a) deslocamento horizontal da face; (b) força axial no grampo; e (c) momentos fletores (EHRLICH et al., 1996). 84

98 EHRLICH et al. (1996) destacam, em termos relativos, quantitativamente a importância da rigidez da face nos resultados (Tabela III.4). Tabela III.4 - Importância da rigidez da face nas movimentações da face e nas tensões atuantes nos grampos ( = 20 o ). Valor relativo Rigidez da face Desloc. horiz. máx. da face ( max ) Força axial max. no grampo (T max ) Momento fletor máximo no grampo (M max ) Sem face /20 EI EI (ref.) Com o objetivo de estudar o comportamento tensão-deformação de massas grampeadas SPRINGER et al. (2001) elaboraram simulações numéricas de talude vertical e terrapleno horizontal, nas quais foram observados, entre outros fatores, a distribuição das tensões nos grampos, para o caso de grampos livres (Figuras III.55(a) e III.55(b)) e fixos (Figura III.55(c)). Em relação aos esforços transmitidos aos grampos, observa-se que o ponto de força axial máxima varia significativamente em função da forma de fixação do grampo. No caso de obras com a extremidade do grampo embutida ou dobrada, é possível haver um puncionamento do grampo em relação à face da escavação. Neste caso, com o grampo deslocando-se livremente, o ponto de força axial máxima é mais interno. Em contraste, no caso de grampo fixo, os maiores esforços ocorrem junto à face. Adicionalmente, observa-se que o tipo de fixação dos grampos interfere não só na forma da distribuição dos esforços, mas também na mobilização do grampo. Quando o deslocamento do grampo é mantido igual ao deslocamento da face da escavação, os grampos inferiores são mais solicitados. Por outro lado, quando o grampo está solto, a mobilização ocorre aproximadamente à meia altura do talude da escavação. 85

99 (a) (b) (c) Figura III.55 Tipos de fixação das cabeças dos grampos no faceamento dos solos grampeados: (a) embutida, (b) dobrada e (c) com placa e porca (GEORIO, 2000). Os estudos numéricos de SPRINGER et al. (2001) demonstraram que, para grampos livres, a face do talude escavado desloca-se mais livremente e o ponto de força axial máxima ocorre mais no interior do maciço reforçado. No caso de grampo fixo, os maiores esforços ocorrem junto à face e os deslocamentos observados são ainda menores. A autora conclui que com isto o mecanismo de ruptura baseado na existência de duas regiões, ativa e passiva, só ocorre em estruturas grampeadas quando o método executivo permite o deslocamento relativo entre o grampo e a face do talude. Por razões de estabilidade de fundo e para evitar que a pressão abaixo do faceamento exceda a capacidade de suporte do solo de fundação, bem como, garantir o confinamento do solo prevenindo o carreamento de finos através de fluxo d água, pode-se aprofundar o pé do faceamento abaixo do nível de escavação (Figura III.56). A profundidade do pé da face depende, basicamente, das propriedades do solo e geometria do faceamento (altura e inclinação). O projeto CLOUTERRE (1991) 86

100 recomenda que a base dos faceamentos mais verticalizados tenha uma profundidade (f) mínima de 40 cm. Figura III.56 Base do faceamento da estrutura de solo grampeado (CLOUTERRE, 1991). Normalmente nos faceamentos estruturais de escavações grampeadas ou reforço de taludes suavizados com grampos adota-se o conjunto concreto projetado e malha metálica no qual a conexão dos grampos pode ser do tipo fixa ou livre, conforme definida por SPRINGER et al. (2001). DIAS et al. (2006) relatam que predominam as faces mais delgadas (6 a 8 cm), com o uso de 1 ou 2 camadas de tela de aço soldada, ou ainda de concreto com fibras (metálicas ou sintéticas), de grande praticidade executiva. Entretanto, outros tipos de faceamentos podem ser empregados como, por exemplo, os blocos segmentais (ou pré-moldados) que apesar da limitação de uso, devido ao seu processo executivo que evolui de baixo para cima, apresentam vantagem devido à sua relativa flexibilidade. Segundo SARAMAGO et al. (2005), essa flexibilidade reduzirá o carregamento do grampo junto à face, fazendo com que o ponto de máxima tensão de tração do grampo seja deslocado para o interior da massa de solo reforçado. Além deste aspecto, esta solução também é interessante no caso de taludes ou encostas que já entraram em colapso. No caso de taludes suavizados dos quais se pretende aumentar o fator de segurança ao deslizamento, a adoção de revestimento vegetal ou biomanta para proteção da superfície do talude associado a um eficaz sistema de drenagem, apresenta-se com uma solução muito atraente quanto aos aspectos econômicos e ambientais. O tipo de proteção da face dos solos grampeados, seja este, em concreto projetado com tela metálica, blocos pré-moldados, revestimento vegetal ou outros materiais é uma decisão do projetista, que deve definir qual destas é a mais adequada 87

101 tecnicamente em função das características do sistema de contenção ou reforço da massa de solo. III.8 Tipos de Rupturas em Solos Grampeados Em função da posição da superfície de ruptura em relação à zona reforçada, os mecanismos de colapso nas estruturas de solo grampeado podem ser classificados como ruptura externa, ruptura interna e ainda uma ação combinada destas duas, ruptura mista (Figura III.57). Para distinguir os tipos de ruptura, considera-se que o maciço grampeado se comporta como um bloco monolítico. A ruptura externa referese a uma superfície de ruptura que se desenvolve, essencialmente, fora da massa de solo grampeada, passando abaixo da base da estrutura de contenção. A ruptura interna ocorre na massa de solo reforçada com grampos. Rupturas internas podem se desenvolver na zona ativa, zona passiva ou nas duas zonas do solo grampeado. Estas rupturas podem apresentar diversas formas, visto que sua geometria é função das condicionantes geológicas, características e propriedades mecânicas do solo e do maciço reforçado. Figura III.57 Diferentes tipos de rupturas que podem ocorrer nas estruturas de solo grampeado: (a) externa, (b) mista e (c) interna (CLOUTERRE, 1991). A instabilidade interna pode ocorrer caso haja ruptura dos reforços ou arrancamento destes da zona resistente. A tração atuante nos grampos é um dos fatores de importância neste processo. A tração nos reforços passa por um valor máximo, considera-se que os pontos de máximo ocorrem na interseção com a superfície potencial de ruptura (EHRLICH & SILVA, 1992). 88

102 Em resumo, dentro do maciço de solo grampeado identificam-se três modos de ruptura: (i) interna, cuja superfície de ruptura intercepta todos os grampos, (ii) externa, cuja superfície de ruptura passa atrás da massa reforçada e (iii) mista, cuja superfície de ruptura intercepta alguns níveis de grampos. III.8.1 Ruptura dos Grampos (Instabilidade Interna) O mecanismo de instabilidade interna promovido pela ruptura dos grampos pode ser ocasionado por diferentes fatores relacionados aos elementos que compõem a estrutura de solo grampeado. Dentre estes, destacam-se: (i) seção do reforço inadequada; (ii) corrosão das barras de aço dos grampos (GUILLOUX & JAILLOUX, 1979); (iii) sobrecargas não consideradas na análise (STOCKER et al., 1979) e (iv) saturação ou aumento do teor de umidade do maciço reforçado (CLOUTERRE, 1991). Os resultados da monitoração de uma estrutura grampeada que foi levada à ruptura pela saturação da massa reforçada demonstraram que, na circunvizinhança da ruptura e em torno da linha de tensão máxima, desenvolveu-se uma zona de cisalhamento no solo onde os grampos romperam por flexão composta. A superfície de ruptura no solo foi delineada próxima à linha definida pelos pontos de tensão máxima, que pode, conseqüentemente, ser considerada como uma superfície potencial de ruptura (Figura III.29). Este tipo de ruptura interna, devido a resistência à flexão e ao cisalhamento dos grampos, se desenvolve gradativamente, ao contrário dos reforços flexíveis que rompem repentinamente. No experimento, a resistência à flexão dos grampos impediu uma completa destruição da estrutura. III.8.2 Arrancamento dos Grampos (Instabilidade Interna) O arrancamento dos grampos decorre da baixa resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo na zona passiva em relação ao empuxo de solo que tende a instabilizar a estrutura de solo grampeado e ou de falhas no processo de execução da obra. As observações do projeto CLOUTERRE (1991) demonstram que, geralmente, este tipo de ruptura não é repentino, exceto em alguns casos durante a construção e quando elevadas deformações se desenvolvem. Solos com as mesmas propriedades mecânicas, quando reforçados com grampos instalados com inclinações iguais, terão resistência ao arrancamento (qs) insuficiente para estabilizar a estrutura em função do comprimento ancorado e 89

103 diâmetro do grampo, ou seja, do perímetro incluso na zona passiva. Por outro lado, fixadas as características dos grampos, a redução da resistência do solo promovida, por exemplo, pela saturação ou aumento do teor de umidade comprometerá a resistência ao arrancamento (qs). Embora outros fatores influenciem na resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo, conforme discutido no item III.2, são estes os fatores que preponderam nos casos observados de instabilidade interna por arrancamento dos grampos. O projeto CLOUTERRE (1991) relata sobre o caso de um solo grampeado (Eparris Wall, 1980) que colapsou devido à falta de equilíbrio entre a resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo e as tensões máximas desenvolvidas na estrutura sobre condições de trabalho. A Figura III.58 ilustra o perfil de deslocamentos que ocorreram da estrutura após a ruptura por arrancamento. Nesse caso, a redução das características mecânicas e, conseqüentemente, da resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo decorrente de chuvas intensas ocasionou o colapso da obra. Figura III.58 Forma deformada do solo grampeado Eparris Wall (1980) após a ruptura por arrancamento dos grampos (CLOUTERRE, 1991). No terceiro experimento do projeto CLOUTERRE (1991), a ruptura interna por arrancamento de uma estrutura de solo grampeado com 6 m de altura foi simulada através da redução gradativa dos comprimentos dos grampos na zona passiva, com auxílio de grampos telescópicos (Figura III.59). Após reduzir o comprimento dos grampos até um valor mínimo, toda a massa de solo grampeado sofreu um abatimento de 30 cm e deslizou ao longo de uma superfície de ruptura bem definida, da qual 90

104 correspondeu ao limite de ruptura entre a instabilidade interna devida à falta de atrito e a instabilidade externa. Figura III.59 Ruptura induzida através da redução gradual do comprimento dos grampos (CLOUTERRE, 1991). III.8.3 Eliminação do Efeito de Arqueamento (Instabilidade Interna) Este mecanismo de ruptura foi verificado pelo projeto CLOUTERRE (1991) com auxílio da monitoração de uma escavação grampeada com 6 m de altura, da qual foi levada à ruptura a partir da remoção de painéis que suportavam a massa de solo na base da estrutura (Figuras III.51 e III.60). Cada painel, com 1 m, foi retirado um a um de cima para baixo. A escavação grampeada sofreu uma ruptura local em forma de arco, até a remoção dos painéis superior e intermediário. Entretanto, a efetividade do efeito de arqueamento foi destruída com a remoção do painel inferior e da ruptura local que se propagou até o topo decorreu o colapso da estrutura, conduzindo a uma ruptura interna da escavação grampeada. Neste caso os grampos deformam-se através dos esforços fletores, mas podem não quebrar. Deste experimento conclui-se 91

105 que os estágios de escavação devem ter altura inferior àquela considerada crítica ou, alternativamente, pode-se escavar em nichos para melhorar a estabilidade local na fase de construção. Figura III.60 Instabilidade interna por redução do efeito de arqueamento (CLOUTERRE, 1991). III.8.4 Ruptura Mista (Instabilidade Interna e Externa) A ruptura mista relaciona-se a uma superfície da ruptura, tanto na parte interna (massa reforçada com grampos), quanto na parte externa do solo grampeado, combinando a instabilidade interna e externa do solo grampeado. A ruptura mista é, geralmente, devida ao comprimento insuficiente dos grampos na zona passiva, associado a uma deficiência na resistência dos grampos ou na resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo (CLOUTERRE, 1991). III.8.5 Ruptura Global (Instabilidade Externa) A ruptura externa de um solo grampeado ocorre, geralmente, pelo deslizamento ao longo de uma superfície da ruptura que passa bem abaixo da fundação da estrutura e por fora da massa grampeada, afetando a obra inteira. Este 92

106 tipo de ruptura que é comum a todas as estruturas de contenção decorre da baixa capacidade de suporte do solo de fundação ou do comprimento insuficiente dos grampos e tem como resultado a ruptura global, que toma a forma de um deslizamento passando por fora da massa grampeada e pela base da contenção (CLOUTERRE, 1991). 93

107 CAPÍTULO IV MÉTODOS DE ANÁLISE IV.1 Introdução A análise básica de estruturas de solo grampeado consiste na transferência de forças de tração resistentes promovidas pelos grampos no solo através do atrito das interfaces. A interação entre o solo e grampos restringe a movimentação do maciço grampeado durante e após a escavação ou reforço do talude. As forças de tração mobilizadas nos grampos induzem um acréscimo de tensão normal ao longo da superfície potencial de ruptura aumentando a resistência ao cisalhamento do solo natural (SCHAEFER et al., 1997). O local da força de tração máxima separa a massa de solo grampeado em duas zonas: (i) ativa, onde tensões de cisalhamento de interface são mobilizadas para restringir o movimento do solo e (ii) passiva (ou resistente), onde as forças desenvolvidas nos grampos são transferidas através da resistência ao cisalhamento solo-grampo ao maciço reforçado. A elaboração de estudos e projetos preliminares referentes à estabilização e ou reforço de taludes naturais, escavados e ou de aterros é uma rotina em escritórios de consultoria geotécnica, visto que, a partir desta pré-solução podem-se identificar os condicionantes técnico-financeiros frente às questões ambientais. Embora, estes sejam bastante expeditos, fornecem uma idéia inicial da solução a ser implantada e em certos casos pode se aproximar muito de um projeto executivo que norteará uma obra bem sucedida. Os métodos de análise de solos grampeados comentados neste capítulo proporcionam condições de se elaborar os estudos e projetos de engenharia a níveis básico e executivo. MITCHELL & VILLET (1987) recomendam que nas análises de solo grampeados considerem-se as características do conjunto que constitui sistema de reforço: (i) propriedades do solo; (ii) propriedades dos grampos; (iii) resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo (qs); (iv) parâmetros referentes à mobilização do empuxo passivo sobre os grampos; (v) geometria dos componentes da estrutura grampeada e (vi) processos executivos dos grampos e faceamento. Baseado em diversas compilações elaboradas por diversos autores (JURAN et al., 1990; ORTIGÃO & PALMEIRA, 1992; ABRAMENTO et al., 1998; SCHAEFER et al., 1997; MONTEZUMA, 1998; CAMARGO, 2005; SPRINGER, 2006; LIMA, 2007 e 94

108 FEIJÓ, 2007) apresenta-se uma sumarização dos métodos clássicos de análise (Tabela IV.1) na qual é possível identificar suas considerações, vantagens, desvantagens, limites de aplicação e limitações. Tabela IV.1 Compilação de sumários dos métodos de análise para solos grampeados elaboradas por JURAN et al., 1991; ORTIGÃO & PALMEIRA., 1992; ABRAMENTO et al., 1998; SCHAEFER et al., 1997; MONTEZUMA, 1998; CAMARGO, 2005; SPRINGER, 2006; LIMA, 2007 e FEIJÓ, Métodos de Análise para Solo Grampeado Características Alemão Davis Multicritério ou Francês Cinemático Cardiff Escoamento Referência Stocker et al., 1979 Shen et al., 1981 Schlosser, 1983 Juran et al., 1988 Bride, 1989 Anthoine, 1990 Análise Equilíbrio limite (forças) Equilíbrio limite (forças) Equilíbrio limite (momentos) Tensões internas Equilíbrio limite (momentos) Teoria de escoamento Parâmetros do solo (c e ) Parâmetros do solo (c e ) Parâmetros do solo (c' e ') Parâmetros do solo (c' e ') Parâmetros do solo (c e ) Parâmetros do solo (c e ) Propriedades dos materiais Atrito lateral Força limite nos grampos Atrito lateral Força limite nos grampos Rigidez à flexão dos grampos Parâmetro adimensional de rigidez à flexão (N) Força limite nos grampos Rigidez à flexão dos grampos Força limite nos grampos Divisão da massa de solo Fator de segurança 2 cunhas 2 blocos Fatias Fatias Fatias Bloco rígido Global Global Global e local Local Global Global Superfície de ruptura Bi-linear Parabólica Circular e polinomial Espiral logarítmica Espiral logarítmica Espiral logarítmica Esforços nos Grampos Tração Tração Tração Tração Tração Tração Cisalhamento Cisalhamento Cisalhamento Flexão Flexão Flexão Mecanismo de ruptura Arrancamento dos grampos Misto* Misto Não utilizável Misto Misto Inclinação do facemento Vertical ou inclinada Vertical Qualquer Vertical ou inclinada Vertical ou inclinada Vertical ou inclinada Estratificação do solo Não Não Sim Sim Não Não Nível d'água Não Não Sim Sim Não Não * Ruptura relacionada com o arrancamento dos grampos ou pelo escoamento do aço. Conforme observado por ORTIGÃO & PALMEIRA (1992), todos os métodos subdividem o terreno atrás do muro em uma cunha ativa, limitada por uma superfície potencial de ruptura, sendo o restante considerado zona passiva, onde os grampos 95

109 são fixados. A análise de estabilidade global é feita aplicando-se os esforços estabilizantes dos grampos na cunha ativa. Observa-se que a maioria destes métodos baseia-se na análise de equilíbrio limite, onde a superfície potencial de ruptura é examinada (FEIJÓ, 2007). No entanto, estes métodos envolvem diferentes considerações quanto à forma da superfície de ruptura, ao método de cálculo do equilíbrio das forças atuantes e à natureza dessas forças (ORTIGÃO & PALMEIRA, 1992). SPRINGER (2006) apresenta as ilustrações esquemáticas (Figura IV.1) das considerações dos principais métodos de análise indicados na Tabela IV.1. Observase que estes métodos adotam a hipótese de superfície de ruptura bi-lineares, parabólicas, circular, polinomial ou espiral logarítmica, que permitem a consideração simultânea de aspectos de equilíbrio externo e interno. Nas análises são consideradas as contribuições somente dos grampos que atravessam a superfície de ruptura. Alguns destes métodos consideram a contribuição das forças de tração, cisalhamento e flexão dos grampos (SCHLOSSER, 1983; JURAN et al., 1988 e BRIDLE, 1989), no entanto, comumente ignora-se a contribuição das forças de cisalhamento e flexão dos grampos (STOCKER et al., 1979; SHEN et al., 1981; ANTHOINE, 1990, FALCONI & ALONSO, 1996 e outros). Figura IV.1 Ilustração esquemática das considerações feitas nos métodos de análise (SPRINGER, 2006). Observa-se que não há uma metodologia padrão de dimensionamento dos solos grampeados. No entanto, todos os métodos de análise subdividem o terreno atrás do faceamento em uma zona ativa, limitada por uma superfície potencial de 96

110 ruptura, sendo o restante considerada zona passiva, onde os grampos são fixados. Nos vários trabalhos publicados vêem-se enfoques conceituais diferentes quanto a fenomenologia de funcionamento desta estrutura de contenção que contribuem com a definição de um projeto, entretanto, a experiência do executor, com o criterioso acompanhamento da execução, a análise da instrumentação, os ensaios do solo, estudos de geologia e hidrologia, são condicionantes básicos no estágio atual, para definição de um projeto (ABRAMENTO et al., 1998). Objetivando fornecer subsídios aos engenheiros geotécnicos que os auxiliem a desenvolver um projeto de solo grampeado de maneira racional, CAMARGO (2005) realizou comparações de alguns processos de cálculo de solos grampeados baseados em métodos de equilíbrio limite desenvolvidos por STOCKER et al., 1979; SHEN et al., 1981; SCHLOSSER, 1983; JEWELL et al., 1984; JURAN et al., 1990 e por autores do Brasil (FALCONI & ALONSO, 1996; HACHICH, 1997 e SILVA & VIDAL, 1999). IV.2 Características Gerais das Análises das Estruturas de Solo Grampeado O processo de análise das estruturas de solo grampeado é caracterizado por uma rotina de etapas que envolvem definições, estimativas, cálculos e verificações, conforme apresentado a seguir (SCHAEFER et al., 1997), que visam garantir a estabilidade da obra com o fator de segurança apropriado. (i) (ii) (iii) (iv) Definição da geometria da estrutura (altura e inclinação do faceamento), perfil geológico geotécnico do solo e sobrecargas; Estimativa das forças de trabalho dos grampos e da posição e geometria da superfície potencial de ruptura; Definição das características do reforço (tipo, seção transversal, resistência, comprimento, inclinação e espaçamentos) e verificação da estabilidade local de cada nível de grampo, ou seja, se a resistência do grampo (tensão de ruptura e resistência ao arrancamento) é suficiente para suportar as forças de trabalho estimadas com um fator de segurança adequado; Verificação dos modos de ruptura e da estabilidade global da estrutura de solo grampeado e da sustentação do maciço reforçado durante e após a construção com um fator de segurança apropriado; 97

111 (v) (vi) (vii) Estimativa do sistema de forças que atuam no faceamento (pressão horizontal do solo e forças dos grampos nas conecções) e dimensionamento da face para a solução adotada; Para estruturas permanentes, a definição da proteção contra corrosão é um aspecto importante; e Definição do sistema de drenagem interna (subterrânea, sub-superficial e de contato) e externa (superficial). Os métodos de análise para projetos de estruturas de solo grampeado podem ser classificados em duas categorias principais (CLOUTERRE, 1991; SCHAEFER et al., 1997). A mais usual, refere-se aos métodos de equilíbrio limite ou análise de estabilidade de taludes modificada, das quais são utilizadas para avaliar o fator de segurança global da estrutura de solo grampeado relativa a ruptura ao longo da superfície de deslizamento, considerando-se a resistência à tração, cisalhamento e flexão ou a resistência ao arrancamento dos grampos que atravessam a superfície potencial de ruptura. Outra categoria, mecanicamente mais rigorosa, decorre das análises do estado de tensões internas na massa de solo, das quais são usadas para estimar as forças de tração e cisalhamento desenvolvidas nos grampos durante a construção sobre condições de carregamento e avaliação da estabilidade local de cada nível de grampo (SCHAEFER et al., 1997). Em ambas as categorias principais de métodos de análise, os efeitos dos grampos no solo são considerados através dos vetores de forças aplicados nos pontos onde os grampos atravessam a superfície potencial de ruptura. As forças nos grampos são determinadas baseadas no conhecimento de várias modalidades de ruptura na estrutura de solo grampeado e dos critérios de ruptura do conjunto solo-grampo, bem como a interação solo-grampo (CLOUTERRE, 1991). Sobretudo, a validade prática destes métodos supõe a possibilidade de mobilizar simultaneamente o estado limite do solo e dos grampos. Isto implica na compatibilidade da tensão de ruptura dos grampos e do solo, a rigidez dos grampos e a gradual deformação plástica do solo. Esta suposição de mobilização simultânea de todas as resistências envolvidas no conjunto solo-grampo (resistência à tração, cisalhamento e flexão do grampo, resistência ao cisalhamento do solo, resistência ao arrancamento e pressão normal do solo sobre o grampo) é uma boa aproximação do comportamento das estruturas de solo grampeado (CLOUTERRE, 1991). Os métodos de equilíbrio limite examinam o equilíbrio de uma massa de solo na ruptura fazendo a verificação da força de todos os materiais que constituem o solo grampeado. Verificam-se as estabilidades interna e externa da estrutura verificando o 98

112 equilíbrio estático de uma parte do sistema limitado por uma superfície potencial de ruptura. Elabora-se a análise pelos métodos clássicos de equilíbrio do limite, verificando o equilíbrio da parte da massa do solo limitada por uma superfície potencial de ruptura sujeita às forças externas e todas as tensões ou forças mobilizadas no solo e nos grampos, respectivamente. Como exemplo pode-se citar os métodos clássicos das fatias (Fellenius e Bishop). A estabilidade é definida em relação à superfície potencial de ruptura mais crítica. Estes métodos não permitem que se calculem como as forças se interagem entre diferentes níveis de grampo quando a estrutura está na condição de serviço (CLOUTERRE, 1991). Quando se elabora um dimensionamento de solo grampeado através da análise por equilíbrio limite deve analisar os diferentes modos de ruptura e levar em consideração os esforços de tração e, dependendo da situação, os de cisalhamento e flexão dos grampos que atravessam o plano de ruptura. Elevadas alturas poderão ser atingidas, função do comprimento, quantidade e resistência dos grampos empregados. O comprimento e quantidade de reforços são estabelecidos por análises de estabilidade externa, interna e mista. (EHRLICH, 2003). Ressalta-se que a relação entre o comprimento dos grampos e altura do faceamento influencia o mecanismo comportamental da estrutura de solo grampeado. Os métodos baseados nas análises do estado de tensões internas na massa de solo estudam o equilíbrio estático de uma porção do sistema limitado pela superfície potencial de ruptura. Esta parte é submetida aos efeitos das forças externas, das forças de resistência que podem ser mobilizadas no solo e nos grampos ao longo da superfície potencial de ruptura, de acordo com os critérios de ruptura dos materiais envolvidos. Estes métodos são mecanicamente mais rigorosos do que métodos clássicos de equilíbrio limite, no entanto, ainda, não possuem dados sob circunstâncias reais suficientes que comprovem sua eficácia (CLOUTERRE, 1991). Na segunda categoria, cita-se o método proposto por JURAN et al. (1988) que é fundamentado na análise de estabilidade local da zona ativa. Considera-se que o mecanismo de ruptura se desenvolve pela falência progressiva dos reforços. Utilizando análise limite cinemática, e levando em consideração o equilíbrio local e a flexibilidade dos reforços, as tensões máximas de tração e cisalhamento em cada linha de reforços são avaliadas (EHRLICH & SILVA, 1992). O método Cinemático, entretanto, leva somente a fatores de segurança parciais, calculados a partir de análise do estado de tensões internas na massa de solo (ORTIGÃO & PALMEIRA, 1992). Para um projeto seguro de solo grampeado, deve-se atentar para uma avaliação racional das forças de trabalho dos grampos para analisar a estabilidade 99

113 interna local de cada nível de grampo e a estabilidade global da estrutura. A análise pelo método do equilíbrio limite fornece somente o fator de segurança global relativo à resistência do conjunto solo grampo. Torna-se importante a verificação da estabilidade local em um nível de grampos, pois esta pode ser significativamente mais crítica que a estabilidade global (JURAN et al., 1990). IV.2.1 Análise de Estabilidade Externa A avaliação da estabilidade externa é um aspecto importante para projetos de solos grampeados, devida ao fato da magnitude e conseqüência da ruptura poderem ser significantes. Análises de estabilidade externa são elaboradas para verificar se o sistema de solo grampeado é capaz de resistir às forças solicitantes induzidas pela escavação, tensões de serviço e carregamentos externos (LAZARTE et al., 2003). Conforme descrito por EHRLICH (2003), a massa reforçada pode ser entendida como um muro de gravidade, garantindo a estabilidade da zona não reforçada. Os procedimentos convencionais de análise de estabilidade externa de muros convencionais comumente são adotados nesta fase de projeto. Deve-se, sob a ação do empuxo promovido pela massa não reforçada, garantir a estabilidade externa da massa de solo reforçada. A largura da zona reforçada deve ser definida de forma a evitar-se o escorregamento, o tombamento, a rotura das fundações e a ruptura geral, que compreende uma superfície de colapso passado bem abaixo da base da zona reforçada (Figura IV.2). Figura IV.2 Equilíbrios externos (EHRLICH, 2003). 100

114 Para a determinação dos empuxos de solo que a massa de solo não reforçada exerce na massa reforçada é possível adotar as teorias clássicas fundamentadas no equilíbrio limite. Muitos autores recomendam a utilização da formulação de Coulomb, admitindo-se o atrito entre o muro (zona reforçada) e o terreno (zona não reforçada) como equivalente ao ângulo de atrito interno do solo no estado crítico. Entretanto, há autores que consideram a mobilização de atrito improvável, uma vez que a zona reforçada não se comporta como bloco rígido (GOMES et al., 2004). Sugere-se que tal como na análise da estabilidade dos muros convencionais, a verificação da estabilidade externa pode ser realizada através da adoção de fatores de segurança globais (postura determinística) ou pela utilização de fatores de ponderação (postura probabilística). IV.2.2 Análise de Estabilidade Interna EHRLICH (2003) ressalta que o aspecto particular no projeto de uma estabilização em solo grampeado é a análise de estabilidade interna. Deve-se estabelecer uma quantidade de reforços suficiente a evitar a ruptura dos reforços e o arrancamento dos mesmos da zona resistente (Figura IV.3). Figura IV.3 Força máxima mobilizada no grampo (EHRLICH, 2003). Análogo às recomendações de GOMES et al. (2004) para a análise de estabilidade interna dos muros de solo reforçado, a seguir apresenta-se adaptação das recomendações do autor para as estruturas de solo grampeado. Em um sistema solo grampeado, em geral, o faceamento não desempenha papel relevante. Sua função, sob o ponto de vista mecânico, é garantir a estabilidade 101

115 localizada da massa de solo entre os grampos em uma área próxima à face. O equilíbrio global seria possível mesmo na ausência do faceamento. Na elaboração dos estudos, a determinação da magnitude dos esforços máximos de tração, cisalhamento e flexão atuantes nos grampos é fundamental para elaborar a análise de estabilidade interna. O projeto de um muro de solo grampeado deve ser conduzido de forma a garantir um embutimento mínimo do grampo na zona resistente, evitando-se o seu arrancamento em relação ao solo (Figura IV.4(a)). Para tanto, o valor da tração máxima (Tmáx) não deverá superar o valor da resistência ao arrancamento do grampo (qs), resguardado o respectivo fator de segurança. Além disso, a aderência entre a calda de cimento e a barra de aço deverá suportar força de tração máxima (Figura IV.4(b)). Para evitar a ruptura dos grampos (Figuras IV.4(c) e IV.4(d)), os valores dos esforços solicitantes não deverão ser superiores ao menor valor esperado para as resistências de projeto do grampo, resguardando-se um adequado fator de segurança. (a) (b) (c) (d) Figura IV.4 Modos de ruptura interna: (a) arrancamento entre grampo-solo, (b) arrancamento entre barra de aço e calda de cimento, (c) ruptura dos grampos por força de tração e (d) ruptura dos grampos por combinação de forças de cisalhamento e flexão excessivas (LAZARTE et al., 2003). 102

116 IV.3 Métodos de Análises de Estabilidade de Taludes Modificados Nas análises de ruptura circular, em geral, adotam-se métodos convencionais de análise de estabilidade de taludes (Bishop, Fellenius entre outros) adaptados de forma a levar em consideração a resistência do grampo. Normalmente desconsiderase a contribuição das forças de cisalhamento e flexão dos grampos, sendo a estabilidade da cunha ativa promovida pelo efeito da tração nos reforços. Conhecido a tração máxima, o seu efeito é incluído na análise de estabilidade de taludes. A adaptação destes métodos para solos grampeados envolve a introdução das forças das inclusões através de suas projeções normal e tangente à superfície potencial de ruptura na base de cada fatia reforçada. Esses métodos têm a vantagem de levar em conta a heterogeneidade e as pressões de água no solo, com facilidade. Entretanto, deve-se observar que, em geral, a hipótese de superfície de ruptura circular é inadequada para representar o mecanismo de ruptura real (EHRLICH, 2003). A análise de estabilidade global é feita considerando os esforços estabilizantes dos grampos atuando na zona ativa, dos quais podem ser traduzidos como forças aplicadas à superfície de ruptura. Estas forças podem ser incorporadas no método de análise de estabilidade, pois produzem momentos e forças estabilizantes (ABRAMENTO et al., 1998). IV.3.1 Método de Fellenius Modificado (FALCONI & ALONSO, 1996) FALCONI & ALONSO (1996) apresentam uma proposta de metodologia para cálculo de estrutura de solo grampeado que faz uso de um misto de análise de estabilidade de taludes (Bishop e Fellenius) para definir as superfícies de ruptura (fator de segurança unitário e igual a 1,5) e incluir o efeito do grampo, definindo o comprimento de cada linha de grampo. O fator de segurança, com base no método de Fellenius, é esquematizado na Figura IV.5. O processo consiste em se obter inicialmente a superfície com fator de segurança FS=1, sem levar em conta a ação estabilizadora dos grampos (Equação IV.1). Os autores ressaltam que o procedimento, também, pode ser aplicado para o caso do método de Bishop. 103

117 (a) (b) Figura IV.5 - Introdução do efeito do reforço em uma análise de equilíbrio limite pelo método de Fellenius ou das fatias: (a) sem ação do grampo e (b) efeito adicional do grampo (FALCONI & ALONSO, 1996). ci. li ( N I Ti ui. li ). tg i FS ( 1) (IV.1) O cálculo é feito por tentativas, assumindo valores do raio R da superfície de ruptura até se obter aquele que conduza a FS(1) = 1 (Figura IV.5(a)). A seguir, tomando essa superfície como referência, introduz-se a ação das forças Fci dos grampos e calcula-se o fator de segurança final (Equação IV.2), que deverá ser no mínimo 1,5 (Figura IV.5(b)). ci. li ( N I ui. li ). tg i Tci Ti N ci. tg i FS ( f ) (IV.2) Em que Tci e Nci são, respectivamente, as componentes tangencial e normal da força Fci que o grampo da fatia i deverá resistir. Conhecida esta força, o comprimento do reforço é obtido em função do seu diâmetro externo e da sua adesão com o solo. O comprimento mínimo do grampo, contado a partir da superfície com FS=1, deve ser aquele que atinja a superfície com FS=1,5, calculada pela Equação IV.1, ou seja sem levar em conta a ação dos grampos, conforme se indica na Figura IV

118 Figura IV.6 Comprimento mínimo dos grampos (FALCONI & ALONSO, 1996). FALCONI & ALONSO (1996) salientam que no cálculo das Equações IV.1 e IV.2 considerou-se apenas a resistência à tração dos grampos, já que na opinião dos autores a consideração da resistência por flexão com cortante é desprezível pois a mesma só se restringe à resistência da barra de aço e não à seção total do grampo. A força de tração (Fci) dos grampos a empregar nas Equações IV.1 e IV.2 é fornecida pela Equação IV.3. F ci. D. c. qs. l A a S f yk 0,9 2 2 (IV.3) Onde As e fyk correspondem à área útil e à resistência característica da barra de aço utilizada no grampo. IV.3.2 Aplicação das Teorias de Coulomb e Rankine Sob determinadas condições os métodos clássicos de Rankine e Coulomb podem ser adotados para elaboração da análise interna (EHRLICH, 2003). Conforme descrito pelo autor, tais métodos são válidos em solos homogêneos e condições de colapso plausíveis de serem representadas por superfícies de ruptura planar passando pelo pé da escavação (fundo estável). EHRLICH (2003) observa que as expressões clássicas de Rankine são válidas somente para escavações com faces verticais e terraplenos horizontais. Já o método de Coulomb permite com facilidade a consideração de cargas externas, taludes inclinados irregulares, cortes com inclinações quaisquer, inclinação dos grampos e pressões de água. EHRLICH (2003) ressalta que tais métodos permitem a consideração da coesão dos solos, que pode vir a ter significativa importância em se tratando de solos finos de origem residual. Em extensas áreas brasileiras, espessas camadas desses 105

119 tipos de solos comumente apresentam-se com elevado grau de laterização e não saturados. A não saturação, numa matriz fina, promove elevada sucção, que pode conferir ao solo uma significativa coesão aparente. Esta condição favorável pode ser considerada em projeto, desde que se garanta através de drenagem a manutenção da não saturação. BYRNE et al. (1998) e LAZARTE et al. (2003) apresentam um método de cálculo fundamentado na teoria de Coulomb, considerando o efeito dos grampos, referente somente ao esforço de tração do grampo. A Figura IV.7 ilustra o mecanismo de ruptura, os elementos da análise de estabilidade global do solo grampeado e as forças atuantes na cunha ativa definida pela superfície potencial de ruptura. Figura IV.7 Análise de estabilidade global de uma estrutura de solo grampeado fundamentada na teoria de Coulomb (LAZARTE et al., 2003). Onde as forças identificadas na Figura IV.6 são apresentadas a seguir. W = peso da cunha ativa; QT = sobrecarga; T = força de tração dos grampos; NF = força normal à superfície de ruptura; SF = resistência ao cisalhamento mobilizada na superfície de ruptura; 106

120 Rc = componente de coesão da resistência ao cisalhamento SF; e R = componente de atrito da resistência ao cisalhamento SF. No método as forças solicitantes consistem nas componentes dos vetores de peso (W) e sobrecarga (QT) na direção tangencial ao plano de ruptura. As forças resistentes ao longo da superfície de ruptura referem-se à resistência ao cisalhamento do solo (SF) e ao somatório das forças de tração dos grampos (T). O fator de segurança contra a ruptura global (FS) é expresso pela relação entre as forças resistentes e solicitantes que atuam tangencialmente ao plano de ruptura (Equação IV.4). forças resistentes FS (IV.4) forças solicitaçã o As forças normal e tangencial ao plano de ruptura são fornecidas pelas Equações IV.5 e IV.6. Foças Normais ( W Q ).cos T.cos( i) N 0 (IV.5) T F Foças Tangenciai s (W Q T ).sen T.sen( i) S 0 (IV.6) F Onde a resistência ao cisalhamento do solo ao longo da superfície de ruptura é definida pela Equação IV.7. S F R R c. L N. tan (IV.7) c m F F m Sendo que m e cm representam o ângulo de atrito e a coesão mobilizados do solo (Equações IV.8 e IV.9). Um único fator de segurança é aplicado nas forças resistentes de atrito ( ) e coesão (c ) do solo. Entretanto, é possível selecionar diferentes fatores de segurança para cada componente de resistência do maciço grampeado. tan ' tan m (IV.8) FS 107

121 c m c' (IV.8) FS T A ilustração esquemática e o polígono de forças considerado por BYRNE et al. (1998) na análise fundamentada na teoria de Coulomb é apresentado na Figura IV.8. A análise apresentada considera apenas o equilíbrio de forças. Métodos de análise mais rigorosos permitem verificar a estabilidade através de equações de equilíbrio de força e momento simultaneamente. 1 QU= DC.qs T W.sen T0 W W.cos T W.sen T.sen NF 1 QU= DC.qs W T W.cos T T.cos T.sen NF LF T T.cos LF m i T i m QT QT T W W cm.lf cm.lf Figura IV.8 Esquema e polígono de forças utilizado pelo método do equilíbrio limite baseado na teoria de Coulomb (adaptado de BYRNE et al., 1998). De acordo com a distribuição simplificada dos esforços axiais e da mobilização da resistência ao cisalhamento na interface solo-grampo definida por BYRNE et al. (1998) e LAZARTE et al. (2003), Qu refere-se à relação entre tração máxima e comprimento ancorado (Tmáx / La). IV.4 Métodos de Análises Clássicos da Literatura Internacional A seguir apresentam-se os principais aspectos referentes à estabilidade interna e externa de alguns dos métodos clássicos de análise de solo grampeado: Método do 108

122 Multicritério ou Francês (SCHLOSSER, 1983), Método Cinemático (JURAN et al., 1988), Método de Davis (SHEN et al, 1981) e Método Alemão (STOCKER et al., 1979). IV.4.1 Método do Multicritério ou Francês (SCHLOSSER, 1983) Método do Multicritério ou Francês (SCHLOSSER, 1983) é o mais abrangente encontrado na literatura, visto que incorpora os mecanismos básicos da interação solo-estrutura, atrito solo-grampo e pressão do solo no grampo, e considera a resistência à tração, resistência ao cisalhamento e a rigidez à flexão do grampo, fornecendo fatores e segurança tanto global, quanto local. De maneira geral, o método de cálculo do Multicritério proposto por SCHLOSSER (1982) utiliza os procedimentos convencionais de análise de estabilidade de taludes, baseados no método do equilíbrio limite de fatias (Figura IV.9) adaptados para incluir o efeito de reforço dos grampos que aplicam na base da fatia interceptada os esforços estabilizantes oriundos da resistência interna do solo, resistência passiva do solo à deformação dos grampos em ambos os lados da superfície de ruptura, resistência ao cisalhamento na interface solo-grampo e resistência dos grampos, tanto à tração, quanto à forças de cisalhamento e momentos fletores. Figura IV.9 - Introdução do efeito do reforço em uma análise de equilíbrio limite pelo método das fatias (CLOUTERRE, 1991). A estabilidade da estrutura de solo grampeada é determinada em termos de estado limite último através da busca da superfície potencial de ruptura mais crítica levando-se em consideração as rupturas interna, mista e externa (Figura IV.10). 109

123 Enquanto a estrutura apresentar-se instável, altera-se a concepção do projeto, verificando-o, quantas vezes necessárias, de modo interativo, até que se garanta a estabilidade otimizada da contenção. Figura IV.10 - Análise de estabilidade em função da localização da superfície potencial de ruptura examinada: (a) externa, (b) mista e (c) interna (CLOUTERRE, 1991). As forças no grampo no ponto de interseção com a superfície potencial de ruptura podem ser representadas pelo sistema de forças, composto pelos esforços de tração (Tn), cisalhamento (Tc) e flexão (M). A determinação destes esforços que ocasionam a ruptura dos grampos requer a consideração de quatro critérios de ruptura para os materiais constituintes e suas interações um com o outro. Considera-se a resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo, pressão aplicada pelo solo normal ao eixo do grampo, resistência dos elementos de esforço e resistência ao cisalhamento ao longo da superfície de ruptura definida pelo critério de ruptura de Mohr-Coulomb ( <c +.tan ). - Interação do atrito solo-grampo: qs ou Tmáx qs. Dc.la; - Interação da pressão lateral solo-grampo: p pu; e - Material constituinte: k. Onde k refere-se às resistências máximas à tração, ao cisalhamento e à flexão do material com o qual o grampo é feito. Nos critérios do método analisa-se, também, a combinação destes esforços. De maneira similar a análise de estacas submetidas a carregamento horizontal, considera-se que o desenvolvimento da pressão aplicada pelo solo contra a superfície normal à direção de mobilização do atrito na interface solo-grampo (p) é função da rigidez dos grampos (MITCHELL & VILLET, 1987) e atinge um valor limite máximo (pu), além do qual ocorre a plastificação do solo circundante ao grampo. 110

124 Assim, devido a sua rigidez, os grampos resistem às deformações e, conseqüentemente, mobilizam empuxo passivo de solo ao longo do seu comprimento que, para manter o estado de equilíbrio, desenvolve tensão de cisalhamento e momentos fletores, além do esforço de tração (Figura IV.11). No que diz respeito ao critério da pressão lateral do solo nos grampos (p pu), sua formulação em relação à tensão de cisalhamento (Tc) e ao momento fletor (M) requer uma suposição sobre a distribuição da pressão ao longo do grampo, da qual considera esta pressão uniforme e oposta em ambos os lados da superfície de ruptura (Figura IV.12). Figura IV.11 Critérios de ruptura do método de análise de estabilidade Multicritério e forças consideradas (SCHLOSSER, 1983 adaptado por JURAN & ELIAS, 1991). Figura IV.12 - Distribuição esquemática da pressão lateral ao longo do prego (CLOUTERRE, 1991). A determinação das forças pelos métodos de equilíbrio limite clássicos utiliza a combinação dos critérios de ruptura dos materiais e suas interações, bem como a relação entre os esforços de tração (Tn), cisalhamento (Tc) e flexão (M), foram estudadas e verificadas em experimentos (CLOUTERRE, 1991) cujo sistema solo- 111

125 grampo apresenta comportamento elastoplástico. O método do Multicritério considera quatro critérios, denominados de C1, C2, C3 e C4, correspondentes a quatros modalidades possíveis de ruptura dos grampos, que devem ser analisados para o dimensionamento da estrutura de solo grampeado. IV Critérios do Método do Multicritério (i) Critério da Resistência ao Cisalhamento na Interface Solo-Grampo (C1) Este critério corresponde à ruptura da estrutura quando os grampos são arrancados da zona passiva. O esforço normal desenvolvido no grampo (Tn) é equilibrado pela resistência ao cisalhamento na interface solo-grampo (qs) ao longo do comprimento de ancoragem (La). Considerando o solo homogêneo e a resistência ao cisalhamento (qs) constante ao longo do comprimento de ancoragem, a força de tração mobilizada deve satisfazer a condição definida pela Equação IV.9. T q. D. L (IV.9) n s c a Onde Dc corresponde ao diâmetro do grampo e Dc ao perímetro do grampo. O projeto CLOUTERRE (1991) recomenda que se aplique um fator de segurança parcial na resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo (qs), devido a considerável sensibilidade deste paramento em função da influência de vários fatores relacionados às condições de instalação dos grampos. O comprimento do grampo incluso atrás da superfície de ruptura, ou seja, na zona passiva, é definido como comprimento de ancoragem (La) para o caso de estruturas com grampos conectados à face vertical, conforme ilustrado na Figura IV.13(a). Para solos grampeados com taludes inclinados sem revestimento estrutural e grampos com as cabeças livres, determina-se o comprimento ancorado (La=L*) a partir da verificação do menor comprimento encontrado em ambos os lados da superfície de ruptura (Figura IV.13(b)). 112

126 (a) (b) Figura IV.13 Definição do comprimento de ancoragem (La) adotado no método do Multicritério para os casos de grampos: (a) conectados ao faceamento e (b) livres (CLOUTERRE, 1991). (ii) Critério da Pressão Lateral Solo-Grampo (C2) Quando ocorre o cisalhamento de uma massa de solo reforçada, a ruptura dos grampos pode ocorre por tensão de cisalhamento com a interseção com o plano potencial de ruptura, ou por plastificação nos pontos de momentos fletores máximos, que se encontram situados fora da superfície de ruptura (Figura IV.14), nas zonas ativa e passiva. Entretanto, estudos realizados por SCHLOSSER (1982) indicam que, praticamente, não ocorrem ruptura dos grampos por plastificação nos pontos de momentos máximos. Comumente, a ruptura é seguida por uma fase de deformação onde a plastificação é limitada pelos pontos de esforços fletores máximos, na qual o deslocamento lateral passa a ser controlado pela mobilização da pressão lateral do 113

127 solo (pu). Durante a mobilização da pressão lateral, o grampo pode sofrer ruptura devido à cisalhamento no ponto de esforço de cisalhamento máxima. Assim, a pressão lateral do solo (p) aplicada pelo grampo no solo, pode atingir seu valor máximo (pu), ocasionando o cisalhamento do solo. Figura IV.14 Ruptura do grampo quando ocorre cisalhamento na massa reforçada (SCHLOSSER, 1982). A pressão lateral exercida pelo grampo no solo é limitada pela pressão lateral máxima do solo (pu). A ruptura por pressão de carregamento do solo sob o grampo pode ser definida quando a pressão lateral máxima do solo (pu) coincide com o ponto de força de cisalhamento máxima, ponto 0 (Figura IV.15) ou quando o solo sofre plastificação sobre um comprimento máximo definido. Das duas suposições consideradas, a primeira é a mais simples e conservadora, cuja análise dos grampos sob carregamento combinado de força de tração, força de cisalhamento e momento fletor fornece o critério definido nas Equações (IV.10 e IV.11). No entanto, ambos os casos, o resultado é um critério baseado na força de cisalhamento Tc do tipo Tc Tmáx. T c T C 2, máx (IV.10) Com pu. D. l0 TC 2, máx (IV.11) 2 Em estruturas permanentes, a fim de limitar deformações excessivas no sistema solo-grampo, o projeto CLOUTERRE (1991) recomenda a adoção de um fator de segurança parcial igual a 2 para a pressão lateral máxima do solo (pu). Como as pressões laterais e as deformações nos grampos são similares 114

128 àquelas desenvolvidas em estacas rígidas submetidas a solicitações transversais (SCHLOSSER, 1982), pode-se utilizar o método simplificado do coeficiente de reação horizontal (Ks), do qual define o comprimento de transferência (l0) conforme apresentado na Equação IV.12. 4EI l0 4 (IV.12) k sdc A força de cisalhamento atinge seu valor máximo no ponto onde o grampo intercepta a superfície potencial de ruptura, no qual o momento fletor é nulo. Nos pontos de momentos fletores máximos situados nas zonas ativa e passiva, têm-se as tensões de cisalhamento nulas. No segundo caso, supõe-se que a zona de plastificação do solo sob o grampo é limitada ao valor de l0/2, que corresponde à distância entre os dois pontos do momento fletor máximo, determinado pelo comportamento elástico do grampo e do solo (Figura IV.15). Dessa forma, o momento fletor máximo mobilizado a uma distância l0/4 em relação ao ponto de força de cisalhamento máxima é determinado pela Equação IV M máx 0,16. pu. D. l (IV.13) Figura IV.15 - Representação esquemática da interação do solo-grampo no regime elástico (CLOUTERRE, 1991). Esforços de cisalhamento e fletores podem ser potencializados ou minimizados 115

129 conforme geometria do solo grampeado. Estudos demonstram que o desenvolvimento das tensões em grampos com a mesma rigidez depende do ângulo formado entre o grampo e a normal à superfície potencial de ruptura (JEWELL, 1980). IV Considerações sobre os Critérios C3 e C4 Os dois critérios (C3) e (C4) referem-se à resistência interna dos reforços e envolvem momento fletor (M), as forças de tração (Tn) e de cisalhamento (Tc) mobilizados pelos grampos quando há plastificação por cisalhamento no ponto de máximo esforço cortante (0), ou por momento fletor entre os pontos de momentos máximos (A e A ), conforme ilustrado na Figura IV.15. Para efeito de simplificação matemática, assume-se que a força normal (Tn) não varia na zona de esforços fletores em torno da superfície potencial de ruptura. Uma forma conservadora para representar a resistência do grampo pode ser através do critério de ANTHONIE (1987), do qual se propõem a Equação simplificada (IV.14). T R n n 2 T R c c 2 M M 0 1 (IV.14) Onde Rn, Rc e M0 correspondem a resistência do grampo à tração, ao cisalhamento e à flexão, respectivamente. Normalmente, a resistência ao cisalhamento do grampo (Rc) é definida pela metade do valor da resistência à tensão normal (Rn/2). No caso de grampo executado com barra de aço, Rn é função da área da seção transversal (As) e da tensão de escoamento característica (fyk) da barra (Rn=As.fyk). (iii) Critério da Resistência Interna do Grampo aos Esforços Normal e Cortante Combinados (C3) A plastificação do grampo por esforço cortante ocorre no ponto (0) de força de cisalhamento máxima (Tco), que corresponde à interseção do reforço com a superfície potencial de ruptura e ao momento fletor nulo (M=0). Considera-se que o grampo possui comprimento infinito, quando, em ambos os lados da superfície potencial de ruptura, seu comprimento supera em 3 vezes o valor do comprimento de transferência 116

130 (l0). e pode-se considerar que há simetria em relação ao plano de ruptura. A distância 3l0, simétrica em relação ao plano de ruptura, define o ponto a partir do qual os momentos fletores se tornam nulos nas zonas ativa e passiva. No ponto de tensão de cisalhamento máxima, coincidente com o plano da superfície potencial de ruptura, o momento fletor é nulo (M=0) e o critério de ruptura baseado na resistência interna do grampo (ANTHONIE, 1987) pode ser reescrito pela Equação IV.15. No plano Tn versus Tc, o critério de ruptura interna do grampo por esforços normal e cortante é representado por uma elipse. T R n n 2 T R c c 2 1 (IV.15) (iv) Critério da Resistência Interna do Grampo ao Momento Fletor (C4) A partir de uma suposição simplificada, considera-se que a plastificação do grampo por momento fletor ocorre nos pontos de momento máximo (A e A ) localizados em ambos os lados da superfície potencial de ruptura numa distância (lp) equivalente a l0/4 e para efeito de análise, assume-se que conjunto solo-grampo possui um comportamento elástico. A plastificação nestes pontos de momento máximo, onde a força de cisalhamento é nula (Tc=0), corresponde ao critério do qual M Mmáx, sendo o momento máximo (Mmáx) determinado pelo critério de resistência interna do grampo (ANTHONIE, 1987), que conduz a Equação IV.16 que representa uma parábola. 2 T n M máx M 0. 1 (IV.16) Rn Assim, baseado neste valor, a força de cisalhamento no ponto 0 pode ser obtida pela Equação IV M 0 Tn T c0 a.. 1 (IV.17) l0 Rn 117

131 Onde a é uma constante com valor igual a 3,12 e Tco corresponde à força de cisalhamento mobilizada na superfície de ruptura a uma distância l0/4 dos pontos de momento fletor máximo que ocorrem nas zonas ativa e passiva. A distância entre a superfície de ruptura e os pontos de momento fletores máximos (lp) inicialmente igual l0/4 é considerada constante no decorrer da mobilização dos momentos máximos. No entanto, sua determinação é complexa quando o conjunto solo grampo se encontra na fase elastoplástica. Experimentos empregados em solos grampeados pelo projeto CLOUTERRE (1991) demonstram que há uma tendência da distância lp variar no interior da massa de solo reforçada. Assim, sugere-se que, na ausência de uma informação detalhada, seja adotado o valor constante e igual a l0/4 para a distância entre os momentos máximos e a força de cisalhamento máxima que ocorre no ponto 0. Assumindo esta hipótese na mobilização dos momentos nos pontos (A e A ), a plastificação do grampo decorrente da pressão lateral do solo define o critério Tc Tc4,máx, do qual fornece a Equação IV M 0 Tn T c4, máx b.. 1 c. Dc. l0. pu l 0 R (IV.18) n Onde b e c correspondem a duas constantes com valores, respectivamente, iguais a 1,62 e 0,24. Salienta-se que a suposição de outro valor para a distância lp resultaria em um critério similar. IV Combinação dos Critérios de Ruptura (C1, C2, C3 e C4) O método do Multicritério (SCHLOSSER, 1982 e 1983) consiste na análise dos quatro critérios (C1, C2, C3 e C4) auxiliada pela representação destes no plano força normal versus força de cisalhamento (Tn x Tc). A interseção destes critérios (Figura IV.16) define um domínio convexo de estabilidade que considera as combinações dos esforços normal e cortante. O ponto representativo dos esforços no grampo sob condição de ruptura na interseção com a superfície potencial de ruptura pode, inicialmente, situar-se em qualquer lugar da fronteira do domínio. 118

132 Figura IV.16 - Combinações dos critérios de ruptura propostos pelo método do Multicritério para determinação dos esforços nos grampos (CLOUTERRE, 1991). Ressalta-se a influência da pressão lateral máxima do solo (pu) no valor da força máxima de cisalhamento (Tc,máx) resultante da aproximação do método do Multicritério (Equação IV.19). c 1, máx c 1, c 2 T mínimo T T (IV.19) Onde Tc1 e Tc2 são função da pressão lateral de solo máxima (pu). Se a pressão lateral for suficientemente elevada, a força de cisalhamento máxima (Tc,máx) pode atingir o valor da resistência ao cisalhamento do grampo (Rc) e neste caso a 119

133 interseção dos critérios é reduzida para C1. Esta condição pode ocorrer no caso de grampo instalado em um maciço rochoso que sofre cisalhamento no plano de falha da rocha. IV Fatores de Segurança Salienta-se que o método do Multicritério propõe adoção de diferentes fatores de segurança relacionados à vários modos de ruptura. Estes fatores de segurança parciais incidem na resistência do grampo à tração (Tn) e ao cisalhamento (Tc), pressão lateral do solo sobre o grampo (pu), resistência ao arrancamento do grampo (qs) e resistência ao cisalhamento do solo (coesão e ângulo de atrito). Estes fatores são função das características do solo grampeado e das condições de contorno, e geralmente assumem o valor de 1,5, exceto no caso da pressão lateral de solo, do qual recomenda-se fator de segurança igual a 2. IV.4.2 Método Cinemático (JURAN et al., 1988) Comumente, os processos de cálculo dos sistemas de solo grampeado são elaborados utilizando métodos de análise de estabilidade de taludes baseados na teoria do equilíbrio limite. Estes métodos incorporam o efeito das resistências à tração e ao cisalhamento dos reforços passivos na estabilidade do talude e fornecem somente um fator de segurança global (JURAN et al., 1988). O método de análise limite Cinemático proposto por JURAN et al. (1988) proporciona uma estimativa racional das forças de tração e cisalhamento máximas mobilizadas em cada grampo, bem como permite a avaliação do efeito dos principais parâmetros de projeto (geometria da estrutura, inclinação, espaçamentos e rigidez a flexão dos grampos) em relação às forças de tração e cisalhamento mobilizadas nos grampos durante a construção do solo grampeado. Desta forma, o método fornece condições de verificar a estabilidade local em cada nível de grampo, da qual pode se apresentar mais crítica que o fator de segurança relacionado à estabilidade global da estrutura (JURAN et al., 1990). Os autores, para verificarem a aplicabilidade do método, compararam a previsão destas forças com os resultados de monitorações de modelos físicos e estruturas em verdadeira grandeza. O método, também de origem francesa, realiza análises das superfícies potenciais de ruptura com geometria de espirais logarítmicas que interceptam a base 120

134 da estrutura grampeada. A massa grampeada é dividida em fatias paralelas aos grampos. A hipótese formulada é de que a componente horizontal (EH) da força entre duas fatias permaneça constante. Considera-se o solo homogêneo e sem presença de nível d água. Supõe-se, também, que os pontos das forças de tração e cisalhamento máximas do grampo coincidem com a superfície potencial de ruptura que corresponde ao fator de segurança global mínimo. O projeto CLOUTERRE (1991) observa que este método apresenta aspecto interessante devido a consideração da estabilidade local em cada fatia, utilizada para calcular as forças de tração e cisalhamento desenvolvidas em cada nível de grampo em seu ponto de interseção com a superfície potencial de ruptura. Assim, o solo grampeado pode ser projetado para evitar o risco progressivo de ruptura através da quebra do grampo desencadeada pela ruptura de um nível de grampo. Entretanto, o método não permite a análise de ruptura mista, ou seja, interna e externa (CLOUTERRE, 1991). O método é fundamento nas análises do estado de tensões internas na massa de solo. As principais hipóteses consideradas no método de análise limite Cinemático são ilustradas na Figura IV.17 e descritas a seguir: (i) (ii) (iii) (iv) (v) (vi) a ruptura decorre da rotação de um bloco semi-rígido na zona ativa limitada por uma superfície potencial de ruptura em forma de espiral logarítmica; na ruptura, o ponto onde ocorrem as forças de tração e cisalhamento máximas coincide com a superfície potencial de ruptura desenvolvida no solo; a zonas ativa (semi-rígida) e passiva são separadas por uma fina camada de solo no estado limite de fluxo rígido plástico; a resistência ao cisalhamento do solo, definida pelo critério de ruptura de Coulomb, é totalmente mobilizada ao longo da superfície potencial de ruptura; as componentes horizontais (Eh) das forças entre fatias atuam em ambos os lados da fatia que envolvem o grampo, são iguais; o efeito da inclinação (ou sobrecarga horizontal, Fh) no terrapleno do solo grampeado sobre as forças nos grampos decresce ao longo da superfície potencial de ruptura. 121

135 (a) (b) Figura IV.17 Hipóteses consideradas no método Cinemático: (a) mecanismos de ruptura e de análise considerados e (b) solução teórica para grampos infinitamente longos (JURAN et al., 1988 adaptado por JURAN & ELIAS, 1991). A análise do efeito da rigidez à flexão da inclusão sobre a deformação do grampo e da mobilização das forças resistentes considera três hipóteses: (1) grampos perfeitamente flexíveis que suportam somente forças de tração; (2) grampos extremamente rígidos que suportam forças de tração e cisalhamento, mas não se deformam durante a construção e (3) grampos com uma rigidez à flexão finita que controla sua deformação e, desta forma, as forças de cisalhamento mobilizadas. Para o terceiro caso, a deformação da barra (d ), bem como as forças de cisalhamento e momentos fletores mobilizados nos grampos são determinados a partir de soluções elásticas para estacas longas carregadas lateralmente. Conforme ilustrado na Figura IV.17(b), a simetria na deformação do grampo implica que na superfície potencial de ruptura, o momento é nulo (M0), ao passo que as forças de tração e de cisalhamento são máximas (Tmáx e Tc). A deformação máxima da barra (d ) ocorre na superfície de ruptura e é fornecida por (JURAN et al., 1990) através da Equação IV T d (IV.20) K.D s c 2 c.l 0 122

136 Onde o comprimento de transferência (l0) e o coeficiente de reação horizontal (Ks) são os mesmos que aqueles definidos no método do Multicritério (Equação IV.4 e Figura IV.16). As forças de cisalhamento são determinadas baseando-se na hipótese de que a força de cisalhamento máxima em um grampo é mobilizada no ponto coincidente com a superfície potencial de ruptura. A rigidez à flexão dos grampos é realizada pela análise baseada no parâmetro adimensional N definido pela Equação IV.21. N 2 k s.d c.l 0 (IV.21).H.S v.s h A força de tração máxima (Tn) e a força de cisalhamento máxima (Tc) em determinada fileira de grampo são determinadas em função de dois parâmetros adimensionais (TN e TS), fornecidos pelas Equações IV.22 e IV.23. TN T n (IV.22).H.S v.s h TS T c (IV.23).H.S v.s h A Figura IV.18 mostra o tipo de gráfico proposto para determinar a relação entre comprimento do grampo na zona ativa e altura da estrutura (S/H) as forças de tração e cisalhamento máximas (Tn e Tc), das quais dependem do parâmetro adimensional N definido na Equação IV

137 (a) (b) (c) Figura IV.18 - Método de análise proposto por JURAN et al. (1990): exemplo de gráficos utilizados para determinar as forças de tração e cisalhamento máximas (Tn e Tc), para o caso de parâmetro adimensional N=0,33 (JURAN et al., 1990). O momento fletor máximo (Mmáx) é mobilizado no grampo a uma distância de.l0/4 em relação à superfície de ruptura e sua magnitude pode ser determinada pela Equação IV.24, ou no caso de análise adimensional pela Equação IV.25. M 0,32.T. l (IV.24) máx c 0 M máx.h.s v / l 0.S h 0,32.TS (IV.25) Assume-se que a tensão de cisalhamento máxima no grampo ( máx) é mobilizada na direção ( ) da superfície de potencial de ruptura do solo reforçado. Como mostrado no círculo de Mohr para as tensões no grampo, o critério de ruptura 124

138 implica que a tensão de cisalhamento ( n) e a tensão normal ( n) atuantes no plano normal do grampo são relacionadas pela Equação IV n.cot 2 mod. n (IV.26) 2 Onde é inclinação inicial do grampo e mod é definida Equação IV.27. mod d (IV.27) O dimensionamento dos solos grampeados com análise limite cinemática é baseada na avaliação da estabilidade local de cada reforço. JURAN et al. (1988) recomendam que sejam elaboradas verificações referentes à estabilidade a partir de dois principais critérios de ruptura: (i) arrancamento do grampo e (ii) quebra do reforço por solicitações excessivas de esforços de tração, cisalhamento e flexão. IV Colapso por Arrancamento do Grampo Este tipo de colapso está associado à interação solo-grampo referente à resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo, a qual induz tensões nos grampos, predominantemente de tração, que devem ser inferiores à resistência ao arrancamento (qs). Segundo o método Cinemático, o colapso por arrancamento do grampo de seção circular pode ser avaliado pela Equação IV.28. TN T máx.h.s v.s h.d FS c P q l a s.dl (IV.28) Onde FSp é o coeficiente de segurança referente à resistência ao arrancamento do grampo, cujo valor igual a 2 é recomendado por JURAN et al. (1990). O comprimento de ancoragem (la=l-s) é fornecido pela relação entre o comprimento do grampo e altura da estrutura (L/H), parâmetros adimensionais (N e TN) e da profundidade relativa de instalação do grampo (Equação IV.29). L H S TN FS p. H (IV.29) 125

139 Onde o parâmetro é definido pela Equação IV.30. q s c (IV.30).S.D v.s h IV Colapso por Ruptura do Reforço O colapso decorrente da ruptura do reforço, também, tem relação com a interação solo-grampo, da qual a pressão lateral do solo ao longo do grampo pode promover, além de tração, a mobilização de esforços de cisalhamento e de flexão nos grampos, caso se desenvolva uma zona de plastificação na massa de solo reforçada e o grampo tenha rigidez à flexão suficiente para resistir às solicitações aplicadas sobre ele. Assim verifica-se à ruptura do grampo por ocasião de esforços de tração, cisalhamento e flexão excessivos que possam ocorrer no solo grampeado. Para o caso de grampo executado com barra de aço e calda de cimento, a ruptura decorrente do escoamento do elemento de reforço é verificada pela Equação IV.31. f yk.a.h.s v s.s h TN (IV.31) Onde fyk e As referem-se à tensão de escoamento admissível e seção transversal da barra de aço, respectivamente. No caso de grampos rígidos, a instabilidade pode ocorrer por ruptura da ação conjunta das forças de tração e cisalhamento, da qual pode ser analisada a partir de analogia com estacas carregadas lateralmente. A estabilidade é verificada pela Equação IV.32. f yk.a.h.s v s.s h K eq (IV.32) Onde Keq é fornecido pela Equação IV.33 desenvolvida a partir da consideração de que o elemento de reforço obedece ao critério de ruptura de Tresca. 126

140 K 2 2 1/ 2 eq (TN 4.TS ) (IV.33) A ruptura por momento fletor excessivo no grampo é satisfeita pelas Equações IV.34 ou IV.35. M P (F ).M 0,32.(F ).T. l (IV.34) M máx M c 0 M P.H.S / l v 0.S h (F M 0,32.Tc ).H.S.S v h (F M ).0,32.TS (IV.35) JURAN et al. (1990) sugerem o valor unitário para o coeficiente de segurança referente à plastificação do grampo por momento fletor (FM). IV.4.3 Método de Davis (SHEN et al., 1981) Este método foi desenvolvido, primeiramente, na universidade de Califórnia em Davis por SHEN et al. (1981). A análise é baseada em método de equilíbrio limite e supõe que as superfícies potencial de ruptura têm a forma parabólica em relação a um eixo vertical definido no tardoz do muro, com vértices localizados na base do faceamento, das quais passam total ou parcialmente no interior da massa de solo grampeada (Figura IV.20). A hipótese do método é baseada nas iso-curvas de fatores de segurança fornecidas por simulações numéricas, como ilustrado na Figura IV.19. Figura IV.19 Curvas de fatores de segurança obtidas por modelagens numéricas (SHEN et al., 1981, adaptado por JURAN & ELIAS, 1991). 127

141 Figura IV.20 Considerações do método de análise proposto de Davis (SHEN et al. 1981, adaptado por CLOUTERRE, 1991). O solo é considerado homogêneo, sem presença de água e obedece ao critério de ruptura de Mohr-Coulomb. A geometria da estrutura de contenção grampeada é pouco sofisticada: (i) faceamento vertical; (ii) terrapleno horizontal; (iii) linhas de grampos paralelas, eqüidistantes e com o mesmo comprimento. SHEN et al. (1981) consideram que os grampos trabalham somente à esforços de tração e instabilidade pode ocorrer por arrancamento ou escoamento do elemento de reforço. Consideram-se dois blocos separados por uma linha vertical que atravessa a extremidade dos grampos. Nas análises de estabilidade consideram-se duas situações, cuja superfície potencial de ruptura intercepta uma parcela dos grampos e passa além da massa de solo reforçada. Para calcular as forças entre estes dois blocos, utiliza-se um coeficiente K, definido como a relação entre as tensões horizontais e verticais, e toma-se como igual a 0,4 e 0,5 para solos granulares e coesivos, respectivamente. Os valores recomendados para o coeficiente K encontramse próximos daqueles definidos para o coeficiente de empuxo de solo no repouso (K0). A validade deste método, do qual é limitado à geometria muito simples e a um mecanismo de ruptura específico, foi avaliada analisando as superfícies de rupturas observadas em ensaios de modelos reduzidos realizados em centrífugas. O projeto CLOUTERRE (1991) observa que a comparação entre a previsão e os resultados 128

142 experimentais parece aceitável para a pouca quantidade e simplicidade das experiências conduzidas. Posteriormente, o método foi modificado objetivando análise de estruturas grampeadas com geometrias mais complexas (ELIAS & JURAN, 1990). O mesmo fator de segurança global FS é adotado para o solo e grampos, conforme demonstrado nas Equações IV.36 e IV.37. Aplica-se FS nos parâmetros do solo (coesão e ângulo de atrito mobilizados ao longo da superfície de ruptura) e no menor dos valores encontrados entre a resistência ao cisalhamento de interface sologrampo e a tensão de escoamento admissível da barra de aço. Estes fatores deverão ser iguais ao fator de segurança global. mob c tan. (IV.36) FS FS c q fyk.a s s mob mín, (IV.37) FS t FS t Onde FS FS FS FS. c t Procede-se a análise de estabilidade de taludes utilizando o método das fatias modificado para determinar a superfície potencial de ruptura. Elabora-se a pesquisa do fator de segurança (FS) crítico, variando a superfície de ruptura parabólica, até encontrar um valor mínimo, determinado através de processos interativos. Assim, o valor mínimo do fator de segurança (FS) que corresponde à parábola mais crítica pode ser definido. No método de Davis, as forças de tração são divididas em componentes paralelas e perpendiculares à superfície de ruptura. As componentes de força normal e tangencial, em cada grampo que atravessa a superfície de ruptura, são somadas às forças resistentes do solo para a determinação do fator de segurança de toda a massa de solo grampeado. A Figura IV.21 apresenta o mecanismo de ruptura proposto pelo processo de Davis com as forças solicitantes e estabilizantes consideradas e o diagrama de corpo livre dos elementos 1 e 2. As forças S2 e S3, relativas ao atrito interno do material, são tomadas como paralelas aos correspondentes arcos. 129

143 Figura IV.21 Esquema básico do método de equilíbrio limite de forças para análise de estabilidade de estruturas de solo grampeados, denominado de método de Davis (SHEN et al., 1981, adaptado por JURAN & ELIAS, 1991). elemento 1. As Equações IV.38 e IV.39 definem a condição de equilíbrio de forças do N 2 (W1 S1).cos 3 N 1. sen (IV.38) 3 S 2 (W1 S1).sen 3 N 1. cos (IV.39) 3 elemento 2. As Equações IV.40 e IV.41 definem a condição de equilíbrio de forças do N 3 (W2 S1).cos 5 N 1. sen (IV.40) 5 S 2 (W2 S1).sen 5 N 1. cos (IV.41) 5 Onde: Wn é o peso do elemento n considerado; S1 é a força tangencial entre os elementos 1 e 2; n é o ângulo formado entre a horizontal e a superfície de ruptura do elemento n considerado. Sendo N1 definido pelo empuxo horizontal próximo da condição de repouso (K0) na profundidade (H - L1) correspondente à interseção do plano vertical definido pelas extremidades dos grampos com a superfície de ruptura que passa além do maciço reforçado, ou seja, distância vertical entre a superfície do terrapleno e o ponto A (Equação IV.42). 130

144 N 1 2.h.K 0 (IV.42) 2 O esforço total solicitante (SD) ao longo do plano da superfície potencial de ruptura é determinada pela Equação IV.43. SD (W S ).sen (W S ).sen N.(cos cos ) (IV.43) O esforço total resistente (SR) ao longo da superfície de ruptura se constitui da resistência ao cisalhamento mobilizada no solo mais a resistência adicional devida às componentes normal e tangencial desenvolvidas pelas forças atuantes no reforço (Equação IV.44). S R c'.l T N.tan ' N'.tan ' T (IV.44) T Onde: c coesão efetiva do solo; LT comprimento da superfície de ruptura; N3 reação normal sobre a superfície de ruptura no elemento 2; n atrito interno do solo no elemento n considerado; N 2 corresponde à N2+TN; TN componente normal à superfície de ruptura devida ao esforço de tração desenvolvido no grampo; e TT componente tangencial à superfície de ruptura devida ao esforço de tração desenvolvido no grampo. Para solução da equação da força total resistente (SR), torna-se necessário definir a força de tração máxima que ocorre em cada linha de grampo, pois as componentes normal e tangencial à superfície de ruptura (TN e TT) são função deste esforço. O equilíbrio é alcançado quando os esforços total solicitante e total resistente se igualam (SD=SR) segundo um fator de segurança (FS) adequado para o caso em análise. 131

145 IV.4.4 Método Alemão (STOCKER et al., 1979) STOCKER et al. (1979) propuseram um método de equilíbrio limite para projetar estruturas de solo grampeado adaptado do método de KRANZ (1953), do qual considera a superfície de ruptura com forma bi-linear, composto por dois segmentos de reta, e adotaram a mesma definição para o fator de segurança global. Este método, que foi desenvolvido baseado na experiência dos ensaios de laboratório em modelos reduzidos, foi comparado também com monitorações de solos grampeado em verdadeira grandeza (GASSLER & GUDEHUS, 1981). Os resultados analisados conduziram a adoção de um mecanismo de ruptura composto por uma cunha bipartida (Figura IV.22). Além destes aspectos, considera-se que o conjunto solo-grampo se comporta como um muro de gravidade. Figura IV.22 Superfície de ruptura bi-linear considerada no método Alemão (STOCKER et al., 1979 adaptado por CLOUTERRE, 1991). O fator de segurança global da estrutura é definido pela relação das forças resistentes (reação do solo ao longo do plano de ruptura, tensões nos grampos) com as forças solicitantes (peso e carregamento) e então se elabora o cálculo utilizando modelo cinemático de análise limite. 132

146 No método, o momento fletor e o esforço de cisalhamento nos grampos são ignorados. Assim, considera-se que os grampos resistem aos esforços de tração e a resistência ao cisalhamento do solo, da qual obedece ao critério de ruptura de Mohr- Coulomb, é totalmente mobilizada ao longo da superfície de ruptura. Admite ainda, que o valor da resistência máxima ao cisalhamento de interface solo-grampo (qs) é constante. Na verificação da resistência máxima em cada grampo, adota-se a menor magnitude encontrada na análise das rupturas por arrancamento e por tração além do limite de escoamento do elemento de reforço considerado, normalmente barra de aço (Equação IV.45). máx c a s yk s T mín. D. l. q, f. A (IV.45) A inclinação 1 da cunha que passa através da base da estrutura grampeada é determinada por processo interativo para obter um fator de segurança mínimo. GASSLER & GUDEHUS (1981) demonstraram através de análises de estabilidade que o fator de segurança mínimo é comumente obtido pelo o ângulo 2, cujo valor é considerado igual a /4 + /2, onde o é o ângulo de atrito interno do solo. O cálculo é elaborado considerando o equilíbrio de dois blocos que deslizam um em relação ao outro ao longo de uma linha vertical retilínea. Supõe-se que o solo é homogêneo e sem presença de água. Se houver presença de camadas de solo com diferentes características mecânicas, recomenda-se que somente um valor seja usado para os parâmetros do solo, priorizando a condição mais desfavorável na resistência ao cisalhamento ou utilizando parâmetros médios ponderados. O método será descrito com o auxílio da Figura IV.23, onde um sistema de superfícies de ruptura é adotado, formando dois monolitos. O primeiro, representando uma zona reforçada, assemelhado a um muro de gravidade e como tal analisado, e o segundo, triangular, representando uma cunha ativa agindo sobre a zona reforçada. 133

147 Figura IV.23 Mecanismo de ruptura e esforços solicitantes e resistentes considerados pelo método Alemão (STOCKER et al., 1979, adaptado por JURAN & ELIAS, 1991) O mecanismo de ruptura proporciona a elaboração de um polígono de forças que pode ser representado graficamente. Conhecem-se as direções e magnitudes das forças relativas ao peso próprio do material (WA e WB), carregamento externo (P1 e P2) e as dos grampos inferiores, que atravessam a superfície de ruptura inferior (T3 a T6). Além da contribuição dos grampos, os esforços resistentes, oriundos da resistência ao cisalhamento do solo, aplicados ao longo dos dois segmentos de reta que definem a superfície de ruptura, são representados pelas forças de coesão (SCA e SCB) e de atrito (S A e S B). No processo de cálculo consideram os elementos de reforço sujeitos unicamente aos esforços de tração. Desta forma, resistência ao arrancamento (qs) ou a tensão de escoamento do elemento de reforço (fyk) é a variável decisiva para definição da força de tração máxima e elaboração da análise. Como a superfície de ruptura intercepta os grampos apenas na base da cunha A, a resultante de tração dos grampos não é considerada no processo de cálculo da cunha B. Assim, não havendo ação das forças dos grampos sobre a base cunha B, supõe-se que esta apresenta comportamento de uma cunha ativa atuando na zona reforçada (QAB). No entanto, a princípio, poderia ter sido considerado as forças de tração dos grampos superiores (N1 a N5) na interface destas cunhas. A Figura IV.24 apresenta o polígono resultante das forças solicitantes e estabilizantes mostradas na Figura IV

148 Figura IV.24 - Polígono de forças atuantes numa estrutura de solo grampeado (STOCKER et al., 1979, adaptado por JURAN & ELIAS, 1991). A definição do fator de segurança global é dada pela relação da ação conjunta das forças internas nos planos de escorregamento e da contribuição das forças nos grampos pela ação da gravidade mais de carregamentos externos. Nas análises são consideradas as contribuições somente dos grampos que atravessam a superfície de deslizamento adotada. O método sugere que se adotem fatores de segurança parciais aproximados para o ângulo de atrito interno ( ou ), coesão (c), resistência máxima ao cisalhamento de interface solo-grampo (qs) e tensão de escoamento do elemento de reforço (GASSLER & GUDEHUS, 1983). O método Alemão foi avaliado principalmente em observações em modelos reduzidos e experimentos de campo com aplicação de carregamento sobre o terrapleno. O projeto CLOUTERRE (1991) baseado nos resultados de experimentos realizados em estruturas e modelos de solos grampeados questiona o método quanto à forma adotada para a superfície de ruptura, devido à inconsistência com comportamentos observados nos ensaios sob a ação do peso próprio, cujas superfícies apresentam-se curvilíneas. Alega-se, ainda, que a ruptura induzida por sobrecarga pode não ser a condição representativa do mecanismo de ruptura que atua em estruturas grampeadas. 135

149 CAPÍTULO V OBRA DE CONTENÇÃO DA RODOVIA RJ123 km 0,5 V.1 Introdução O presente capítulo avalia os resultados da monitoração de estrutura de contenção em solo grampeado com faceamento de blocos segmentais (TERRAE tipo W) executada na rodovia estadual RJ 123, km 0,5. Descreve-se a área pesquisada, quanto a sua localização e características gerais. Relata-se o evento do deslizamento e a solução geotécnica adotada para a estabilização do talude de corte. Destaca-se a obra de contenção objeto do estudo. Apresentam-se os resultados das investigações geotécnicas, que compreenderam prospecções, coletas de amostras e ensaios de campo e laboratório. A instrumentação desenvolvida refere-se à instalação de strain gauges arranjados em ponte de Wheatstone e distribuídos ao longo de 3 (três) barras de aço que foram empregadas na confecção de grampos. Apresentam-se os detalhes da instrumentação. Foi monitorada, nessa obra, a evolução das distribuições dos esforços axiais ao longo do comprimento de cada grampo instrumentado, durante a construção da obra e em períodos chuvoso e seco. V.2 Área de Estudo V.2.1 Localização e Descrição da Área A área em estudo situa-se no km 0,5, perímetro urbano, da RJ123, rodovia estadual de ligação entre BR040 (km 51) e município de Secretário, nas coordenadas geográficas de longitude 43 08'39,87" oeste e latitude 22 19'47,5" sul (Datum horizontal: Córrego Alegre MG) com altitude média de 800 metros (Datum vertical: marégrafo Imbituba SC). A localização e a identificação dos pontos notáveis são apresentadas nas Figuras V.1 e V

150 (a) Pedro do Rio (Petrópolis) (b) (c) Rio de Janeiro RJ123 km0,5 Figura V.1 Localização da área em estudo: (a) mapa do Brasil (CPRM, 2000), (b) mapa do Estado do Rio de Janeiro com a posição geográfica da obra (GPRH, 2006) e (c) mapa rodoviário contendo a rodovia estadual RJ123, km 0,5, Secretário / RJ (DNIT, 2001). Em relação aos elementos naturais, a ocorrência insere-se no Bioma típico da Mata Atlântica e encontra-se compreendida em vale com as vertentes pertencentes à Serra das Araras. Um corpo hídrico margeia o segmento rodoviário da RJ123 e deságua no ribeirão Retiro das Pedras, afluente do rio Piabanha. 137

151 Rodovia BR040 (km 51) Rio Piabanha Talvegue natural Área do deslizamento (rodovia RJ123, km 0,5) Trevo de acesso a Pedro do Rio e RJ123 (Secretário) Rodovia RJ123 Cervejaria Itaipava Talude de corte (rodovia BR040) Local da obra (rodovia RJ123) Talude de corte (cervejaria Itaipava) Talude de corte (área urbana) Figura V.2 Ilustração fotográfica do meio físico envolvente da área de intervenções direta e indireta, identificação dos pontos notáveis e obras geotécnicas - taludes de corte nas proximidades (GOOGLE EARTH, 2007). 138

152 As obras geotécnicas de escavação de encostas (Figura V.3), caracterizadas por taludes de corte, em locais próximos à área de intervenção, indicadas na Figura V.2, representam os tipos de solos e rochas que podem ser encontradas na região, bem como registram as elevadas alturas e inclinações dos taludes proporcionadas pela resistência dos solos influenciada pelo efeito da sucção. Devido a esta propriedade, típica dos solos tropicais, estas escavações, devidamente drenadas e revestidas, apresentam-se estáveis. (a) (b) (c) (d) (e) Figura V.3 Obras geotécnicas próximas ao local da obra de estabilização: (a) vista geral do lado esquerdo da BR040, sentido MG/RJ, (b) escavação da encosta à montante da cervejaria Itaipava, (c) talude escavado em área urbana, (d) talude executado na margem direita da BR040 para implantação do trevo de acesso e (e) detalhe típico dos taludes de corte ao longo da RJ

153 As vertentes da Serra das Araras, que formam o vale onde a obra de estabilização se encontra inserida e o talvegue responsável pela escoamento das águas oriundas desta bacia de contribuição, podem ser visualizadas nas fotografias registradas no topo da área de intervenção (Figura V.4). Observa-se, na ilustração, a ocorrência de outro ponto de deslizamento, do tipo superficial pouco profundo, na vertente da esquerda, provavelmente ocasionado pela aumento do nível d água do talvegue natural que passa no pé da encosta. (a) Deslizamento (b) Figura V.4 Vistas da bacia de contribuição onde a obra de contenção se encontra inserida: (a) sentido de montante e (b) sentido de jusante do curso d água. Por fim, apresenta-se na Figura V.5 o local do deslizamento em diferentes fases ao longo dos anos de 2008 e 2009: (a) janeiro de 2008 material deslizado já removido e obra superior, cortina atirantada, em fase inicial e (b) abril de 2009 aproximadamente um ano após a conclusão da obra. (a) (b) Figura V.5 Local objeto da pesquisa rodovia RJ123, km 0,5 pouco depois do deslizamento e um ano após a conclusão da obra. 140

154 V.2.2 Características da Área Conforme descrito por DANTAS (2000), a área de estudo apresenta terreno montanhoso e amorreado, de amplitude de relevo elevada, muito acidentado, localizado no reverso da escarpa da Serra das Araras. Trata-se de superfícies residuais, soerguidas por tectônica, que resistiram aos processos erosivos e de aplainamento atuantes durante o Cenozóico Superior. Vertentes caracterizadas por gradiente elevado a muito elevado são predominantemente retilíneas a côncavas, escarpadas e topos de cristas alinhadas, aguçados ou levemente arredondados. Ocorrência de compartimentos colinosos e/ou de morros, em seções alveolares nos vales principais. Densidade de drenagem alta de padrão de drenagem variável (dendrítico a treliça ou retangular). Predomínio de amplitude topográfica superiores a 500m e gradientes elevados, com ocorrência de colúvios e depósitos de tálus, solos rasos e afloramentos de rocha. O trecho inicial da rodovia RJ123, objeto da presente pesquisa, foi construído a 700 m acima no nível do mar, numa região onde o regime climático é do tipo Cwbclima do sistema de Köppen denominado de tropical de altitude (úmido), com verões úmidos e invernos secos, que domina as porções mais elevadas do estado do Rio de Janeiro. Segundo GUIDICINI & NIEBLE (1983) o ambiente tropical úmido, ou os perfis de intemperismo de encostas, em condições climáticas tropicais úmidas, representam um meio ideal ao aparecimento de fenômenos de instabilidade. A Figura V.6 ilustra o relevo e as áreas das bacias hidrográficas sob influência direta e indireta do local do deslizamento. 141

155 Rio Piabanha Área 1,92 km² RJ123, km0,5 Bacia c. Retiro das Pedras (13,67 km²) Figura V.6 Topografia da área em estudo - carta geográfica de Itaipava/RJ (IBGE, 1979). V.3 Descrição da Ocorrência Ações antrópicas que vêm se processando na região, aliadas às condições geológicas, geomorfológicas, geotécnicas, climatológicas e pedológicas, têm sido as responsáveis pelos deslizamentos e movimentos de massas que ocorrem nos períodos chuvosos. A chuva é um dos fatores mais significativos, pois quase todos os registros estão associados a episódios de chuvas de forte intensidade, ou de períodos prolongados, geralmente concentrados em alguns meses, o que é muito comum nas regiões tropicais. 142

156 Os taludes escavados ao longo da encosta para implantação da rodovia RJ123 apresentam geometria caracterizada por elevadas alturas e inclinações acentuadas, superiores a 10 m e a 1:1 (H:V), respectivamente. Há segmentos com os pés dos cortes cortados verticalmente até uma altura média de 2,60 m e revestidos com pedra arrumada - espessura média de 50 cm (Figura V.3 (e)) e outros com presença de taludes subverticais com cristas de inclinações negativas (Figura V.7). Os taludes que se situam acima do lençol freático, em condições não saturadas das quais as forças capilares retêm a água na interface ar-água sob pressões atmosféricas negativas, possuem resistência devida ao efeito da sucção, que os fazem permanecer verticais e ou subverticais, estáveis, em alturas superiores a 10 m, mesmo em situações de inclinação acentuada, como as apresentadas na Figura V.7. Figura V.7 - Influência da sucção na estabilidade dos cortes em solos tropicais. Observa-se que a superfície do terreno a montante do deslizamento é côncava, formando uma micro-bacia com o lançamento do deflúvio na direção da área em estudo. A carta geográfica apresentada na Figura V.8 ilustra o relevo do local e a área de contribuição com m². Ações antrópicas - edificações e estradas de acesso - na micro-bacia modificaram o uso e ocupação da área, repercutindo assim na capacidade de infiltração das águas no solo, favorecendo o escoamento superficial e a concentração do deflúvio na direção do deslizamento. 143

157 Figura V.8 - Delimitação da área de contribuição a montante da área do deslizamento (IBGE, 1979). No meio tropical brasileiro é de conhecimento generalizado a vinculação dos escorregamentos à estação de chuvas e, dentro dela, à ocorrência de chuvas intensas (GUIDICINI & NIEBLE, 1983). Na região as chuvas se concentram de outubro a março, ocorrendo com maior intensidade no mês de dezembro. No período menos chuvoso, que vai de maio a agosto, o mês de julho apresenta o menor índice pluviométrico. O deslizamento do talude de corte ocorreu no mês de dezembro de 2007, após período prolongado de chuvas de forte intensidade. Com a grande quantidade de água infiltrada na encosta, o efeito da coesão aparente foi praticamente eliminado, reduzindo a resistência ao cisalhamento do maciço e da superfície de contato da capa de argila com o solo residual jovem. A superfície potencial de ruptura da massa colapsada, ou cicatriz do movimento, ocorreu na interface da capa de argila pouco espessa com o solo residual pouco intemperizado (Figura V.9). 144

158 Figura V.9 Superfície de ruptura ou cicatriz do deslizamento. V.4 Solução Geotécnica O talude, antes da ruptura, configurava geometria definida por corte com inclinação superior a 45º, com acabamento em pedra arrumada no pé do talude até a altura de 2,6 m com inclinação de 90º, que foram executados durante a fase construtiva da rodovia. O maciço remanescente, a ser estabilizado, se compõe basicamente, por silte arenoso. As soluções adotadas para estabilização do talude foram: (i) solo grampeado no pé do corte; (ii) retaludamento; (iii) plantio de vegetação (biomanta vegetal); (iv) cortina atirantada na crista do corte e (v) drenagens superficial, sub-superficial, profunda e de contato. A Figura V.10 ilustra a seção típica do sistema de contenção. As sondagens com ensaio SPT, o projeto e a obra foram executados pela GEOMECÂNICA S/A (2007). 145

159 COTAS (m) 30 PARAMENTO DE CONCRETO ARMADO ,8 RUA (ACESSO) 15 TIRANTES C.T. 200kN ANCORAGEM 7,0 m SUAVIZAÇÃO TALUDE 20 17,6 RJ123 REVEST. BIOMANTA BLOCOS SEGMENTAIS , BRITA 15 5m 1 6m 1 7m ESTACAS RAIZ Ø20cm DHPs PERFURAÇÃO Ø10cm AÇO CA50 Ø25,4mm Figura V.10 - Esquema da seção típica da solução geotécnica projetada para estabilização do talude de corte. DISTÂNCIA EM RELAÇÃO À LINHA BASE (m) A cortina atirantada situada na crista do corte tem altura de 5,0 m e da estrutura de solo grampeado 4,0 m. Suavizou-se para a inclinação de 45º o talude situado entre o topo do solo grampeado na base da encosta e crista da banqueta de pé da cortina atirantada acima. A superfície do corte foi protegida com revestimento de biomanta vegetal. Dispositivos de drenagem superficial e subterrânea foram executados para proteger o sistema de contenção, prevenir a instalação de processos erosivos e rebaixar o lençol freático nos períodos de chuvas. O conjunto formado por sarjetas, descida d água e caixa coletora - passagem estabelecem a condução adequada e deságüe seguro das águas captadas em superfície. Instalaram-se drenos subhorizontais, DHPs, com 15,0 m de comprimento, espaçados a cada 2,0 m, na profundidade de 1,1 m em relação ao topo do faceamento do solo grampeado. V.4.1 Estrutura de Contenção Analisada A estrutura de contenção analisada é composta pelos seguintes elementos: (i) base do paramento, (ii) faceamento em blocos pré-moldados, (iii) grampos, (iv) drenagem de contato e (v) drenos subhorizontais. Ao contrário dos métodos executivos convencionais, o processo executivo do solo grampeado com face de 146

160 blocos pré-moldados é ascensional. A Figura V.11 ilustra os detalhes executivos da obra em seção e planta. (a) (b) 0.15 (c) Figura V.11 Detalhes típicos do solo grampeado com face em blocos segmentais: (a) seção transversal típica, (b) detalhes do grampo e faceamento em planta e (c) fixação da cabeça do grampo na face. Conforme recomendado pela TERRAE, os blocos pré-moldados foram instalados por simples justaposição sem utilização de argamassa para rejunte, ou seja, encaixe a seco. A inclinação longitudinal do paramento acompanhou o greide da rodovia. A Figura V.12 registra as fases de execução da obra. 147

161 (a) (b) (c) (d) (e) (f) Figura V.12 Registro fotográfico da execução do solo grampeado: (a) preparação da base; (b) execução do faceamento de baixo para cima; (c) seções intermediária e laterais; (d) inclusão dos grampos em declive - perfuração, instalação da barra de aço e injeção de calda de cimento; (e) implantação do sistema de drenagem e (f) aplicação da biomanta na superfície do talude obra concluída (junho de 2008). O trecho em solo grampeado tem 50,0 m de extensão e 4,0 m de altura. A contenção foi executada no pé do corte e possui dois tipos de faceamento: (i) blocos segmentais com inclinação de 1:10 (H:V) ou 84,29º (subvertical) no trecho intermediário e (ii) pedras arrumadas remanescentes com complemento da altura em blocos segmentais. 148

162 A contenção apresenta três níveis de grampeamento, 0,5 m, 2,1 m e 3,5 m. Grampos com 5,0 m, 6,0 m e 7,0 m de comprimento foram instalados em cada um desses níveis, respectivamente. O espaçamento horizontal entre grampos foi de 2,0 m. Os grampos foram instalados em furos de 100 mm com inclinação de 15º, utilizando-se calda de cimento, sem pressão, e barras de aço CA50 com diâmetro de 25,4 mm. Os grampos fixam-se aos blocos segmentais preenchidos com concreto. V.5 Investigações Geotécnicas O programa de investigações para a elaboração do projeto consistiu no conhecimento do perfil geotécnico através de quatro sondagens com ensaio SPT (GEOMECÂNICA S/A, 2007). Visando ao desenvolvimento desta pesquisa a qual avalia o comportamento do solo grampeado conduziram-se campanhas de retiradas de amostras deformadas e indeformadas para a realização de ensaios em laboratório (Laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ, 2008). As sondagens realizadas caracterizaram perfil de intemperismo de natureza gnáissica, constituído por horizontes de alteração de rocha, com valores médios de N(SPT) crescente com a profundidade, solo residual jovem, de cor marrom clara, homogêneo (NSPT=12), e capa pouco espessa de solo residual maduro, de cor vermelha. O levantamento plani-altimétrico cobrindo a área que sofreu o deslizamento e circunvizinhanças com a locação das sondagens a percussão e o perfil geológico geotécnico com os índices de resistência à penetração (N) são apresentados nas Figuras V.13 e V.14, respectivamente. Coletaram-se amostras, após a conclusão da obra, que serviram de subsídio para a plotagem do perfil de intemperismo do solo e, também, para a determinação do teor de umidade ao longo da profundidade. Salienta-se que as características dos solos residuais de gnaisse sofrem variações em função, principalmente, do grau de intemperismo e das características herdadas da rocha matriz. A Figura V.15 ilustra o perfil do solo próximo ao tardoz do muro. 149

163 Figura V.13 - Plani-altimetria com locação das contenções, sondagens e seção geológica geotécnica. Figura V.14 - Seção topográfica geológica geotécnica do talude de corte antes do deslizamento. 150

164 Fotos ampliadas de amostras (sem escala) Figura V.15 Perfil de intemperismo do solo reforçado com grampeamento. A superfície de ruptura ocorreu na interface da capa argilosa com o solo residual pouco intemperizado. O grampeamento reforça a camada de solo residual jovem, classificado como silte arenoso. As camadas superficiais, capa argilosa e silte arenoso, e a superfície de ruptura podem ser observadas na Figura V.16. As curvas granulométricas destes materiais são apresentadas na Figura V.17. Figura V.16 - Detalhe das camadas superficiais e superfície de ruptura (contato capa argilosa solo residual jovem). 151

165 Porcentagem que passa (%) Figura V.17 - Curvas granulométricas dos materiais. Na Tabela V.1 apresentam-se as principais características físicas desses solos. Tabela V.1 - Características físicas das camadas superiores. Características Capa argilosa Silte arenoso Gs (g/cm³) 2,671 2,667 LL (%) 53 LP (%) 17,1 NP IP (%) 35,9 Granulometria % de argila 41 4 % silte % areia fina % areia média % areia grossa % pedregulho 1 8 Os resultados apresentados a seguir referem-se a amostras indeformadas retiradas da camada silto arenosa objeto do grampeamento. A mineralogia do solo é constituída principalmente por grãos de quartzo, feldspato e, em menor porção, mica. A Figura V.18 apresenta o detalhe de duas amostras indeformadas que foram utilizadas no ensaio para obtenção das curvas características do solo, em condições úmida e seca (umidade natural e secagem em estufa). 152

166 Figura V.18 Detalhe de corpos de prova de amostras indeformadas na umidade natural e após secagem em estufa. Os ensaios de permeabilidade, com permeâmetro de carga variável, forneceram valores de condutividade hidráulica na faixa de 2 a 3 x10-4 cm/s. Dados da literatura indicam que estes resultados apresentam magnitude típica de solos residuais derivados de gnaisse no estado do Rio de Janeiro. Ensaios de cisalhamento direto foram efetuados na umidade natural e no estado inundado (corpos de prova embebidos por um período de 24 horas), objetivando avaliar a importância da sucção no comportamento responsável pelo desenvolvimento de coesão aparente no solo. As tensões normais aplicadas para estes ensaios foram de 12,3, 25, 50 e 100 kpa, para a condição inundada e 12,3, 50, 100 e 190 kpa, para o estado natural, num total de quatro ensaios por envoltória. A velocidade de deformação adotada foi de 0,1 mm/minuto. As envoltórias apresentaram-se razoavelmente lineares e definiram-se os parâmetros pelo ajuste de uma reta. As curvas tensão de cisalhamento versus deslocamento horizontal e deslocamento vertical versus deslocamento horizontal, determinadas através do ensaio de cisalhamento direto nas condições naturais e inundadas, são apresentadas nas Figuras V.19 e V.20, respectivamente. A Figura V.21 mostra as envoltórias e os parâmetros de resistência (ângulo de atrito e intercepto de coesão) determinados pelo ensaio de cisalhamento direto. O peso específico natural do solo é, aproximadamente, 14,5 kn/m³. 153

167 Deslocamento Verical (mm) Tensão de Cisalhamento (kpa) Deslocamento Horizontal x Tensão de Cisalhamento 120 Tensão 12,3kPa Tensão 25kPa Tensão 50kPa Tensão 100kPa ,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 Deslocamento Horizontal (mm) Deslocamento Horizontal x Deslocamento Vertical 0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 0,0-0,3-0,5-0,8 Tensão 12,3kPa Tensão 25kPa Tensão 50kPa Tensão 100kPa Deslocamento Horizontal (mm) Figura V.19 Curvas tensão de cisalhamento versus deslocamento horizontal e deslocamento vertical versus deslocamento horizontal de amostras no estado inundado. 154

168 Deslocamento Verical (mm) Tensão de Cisalhamento (kpa) Deslocamento Horizontal x Tensão de Cisalhamento Tensão 12,3kPa Tensão 100kPa Tensão 50kPa Tensão 190kPa ,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 Deslocamento Horizontal (mm) Deslocamento Horizontal x Deslocamento Vertical - 0,6-0,4 Tensão 12,3kPa Tensão 100kPa Tensão 50kPa Tensão 190kPa - 0,1 0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0-0,2-0,4-0,7 Deslocamento Horizontal (mm) Figura V.20 Curvas tensão de cisalhamento versus deslocamento horizontal e deslocamento vertical versus deslocamento horizontal de amostras na umidade natural. Observa-se a influência da sucção na resistência ao cisalhamento do solo nos ensaios realizados nas condições de submersão e de umidade natural. O intercepto de coesão foi nulo, para cisalhamento com os corpos de prova embebidos, e 9 kpa na umidade natural. Os valores dos ângulos de atrito variaram entre 40 e

169 umidade natural e c kpa estado inundado e c Figura V.21 - Envoltórias do ensaio de cisalhamento direto e parâmetros de resistência. Para realização dos ensaios de curva característica do solo (residual jovem), utilizou-se o método do papel filtro, segundo procedimento preconizado por MARINHO (1994). As curvas características foram obtidas no ramo de secagem. A primeira medição foi feita a partir da umidade de campo, colocando-se os papéis filtro logo após a retirada do corpo de prova. Após a primeira leitura cada corpo de prova foi saturado e submetido ao processo de secagem lenta para induzir as variações de sucção (MARINHO, 2001). Foram realizadas oito medições em dez corpos de prova. Adotou-se o período mínimo de sete dias com tempo de equalização. A sucção desenvolvida foi determinada a partir das umidades obtidas para cada estágio, utilizando-se a curva de calibração do papel quantitativo Whatman n 42 (CHANDLER et al., 1992). A sucção variou de 6 kpa a kpa, para teores de umidade entre 25% e 5%. A Figura V.22 mostra os corpos de prova ensaiados e a relação sucção mátrica (ua uw) versus teor de umidade. 156

170 Teor de Umidade (%) CP01, CP06, CP07, CP08 e CP09 CP12, CP13, CP14, CP15 e CP CP01 CP06 CP07 CP08 CP09 CP12 CP13 CP14 CP15 CP Sucção (kpa) Figura V.22 - Corpos de prova ensaiados e curva característica do solo. Na Figura V.23 apresentam-se perfis de umidade no solo medidos em diferentes épocas do ano: (i) período seco, após conclusão da obra (2008) e (ii) final do período chuvoso (2009). Observa-se que a umidade se manteve constante partir de 3,5 m de profundidade. As medições parecem indicar que a drenagem interna influencia significativamente a umidade no solo. Observa-se que os teores de umidade variaram nos períodos chuvoso e seco, em média, de 11% a 18%, respectivamente. A curva característica do solo mostra que nestas condições, mesmo para uma diferença pequena entre as umidades naturais, ocorre uma variação significativa na sucção, entre kpa e 30 kpa, conferindo, por efeito da coesão aparente, alterações no comportamento mecânico do solo, aumento ou diminuição da resistência ao cisalhamento do maciço reforçado. 157

171 Figura V.23 - Variação do teor de umidade com a profundidade determinada nos períodos seco (2008) e chuvoso (2009). V.6 Instrumentação V Desenvolvimento de uma célula de carga com capacidade de 200 kn A célula de carga foi desenvolvida em aço destinado à fabricação de peças com alta solicitação mecânica, aço SAE 4340, planejada para receber esforços máximos de 200 kn e deformar-se dentro do regime elástico a que foi planejada. Os valores de deformação para medir as forças dependem exclusivamente do tipo de material e geometria da estrutura. Adotou-se um tarugo de aço com altura de 100 mm e seção cilíndrica com diâmetro de 75 mm de modo a prover um aumento do momento de inércia e conseqüentemente maior resistência a esforços de flexão que de alguma forma não fossem eliminados. Foram colados quatro strain gauges no pilarete metálico cilíndrico. Dois extensômetros foram montados segundo as geratrizes do cilindro, enquanto que os 158

172 outros segundo sua circunferência, diametralmente opostos dois a dois. A ponte de Wheatstone foi o circuito utilizado para a realização das medições. Quando um carregamento é aplicado, os strain gauges solidarizados ao corpo da célula sofrem uma deformação que é proporcional à carga atuante. A célula de carga foi revestida com tubo de PVC de diâmetro nominal igual a 75 mm e comprimento de 100 mm. As Figuras V.24 e V.25 apresentam a célula de carga desenvolvida para os ensaios de calibração das barras de aço dos grampos e os detalhes executivos, respectivamente. Figura V.24 Célula de carga com capacidade de 200 kn, sem e com proteções. CORTE LONGITUDINAL 10.9 SEÇÃO AB A B RANHURA ANEL BORRACHA C D SEÇÃO CD Figura V.25 - Estrutura de aço especial projetada para a célula de carga. 159

173 Cargas aplicadas (kn) Para determinação das curvas de calibração, a célula de carga foi carregada sob compressão em prensa digital de até kn (Laboratório de Estruturas da COPPE/UFRJ) em estágios crescentes e decrescentes. A Figura V.26 apresenta detalhes do ensaio e curva de calibração da célula projetada para carga de 200 kn. Curva de Calibração - Célula de Carga 200 kn 200 y = 0,0605x - 54,269 R 2 = 0, Leituras 0 Carregamento Ciclo 01 Descarregamento Ciclo 01 Carregamento Ciclo 02 Descarregamento Ciclo 02 Carregamento Ciclo 03 Descarregamento Ciclo 03 Linha de Tendência (Linear) Figura V.26 Ensaio e curva de calibração da célula de carga. V.6.2 Instrumentação dos Grampos Foram instrumentados 12 (doze) pontos em 3 barras de aço com diâmetro de 25,4 mm, sendo 4 pontos distribuídos ao longo do comprimento de cada barra. Em cada ponto foram colados 4 (quatro) strain gauges, arranjados em ponte de Wheatstone, totalizando 48 (quarenta e oito) unidades de strain gauges. Posicionaram-se dois pontos no início de cada barra para avaliar os esforços junto à face. A Tabela V.2 indica os afastamentos dos pontos instrumentados em relação à face interna dos blocos segmentais para cada barra de aço e as Figuras V.27 e V.28 ilustram os grampos das seções monitoradas com a locação da instrumentação. 160

174 Tabela V.2 Afastamento dos pontos de instrumentação por grampo. Grampo G1 (L=7,0 m) - Nível +3,50 m Pontos Afast. (m) 0,6 1,1 2,25 4,5 Grampo G2 (L=6,0 m) - Nível +2,10 m Pontos Afast. (m) 0,55 0,85 1,75 3,5 Grampo G3 (L=7,0 m) - Nível +3,50 m Pontos Afast. (m) 0,75 1,35 2,5 4,6 Silte arenoso Alteração de rocha 0.5 Figura V.27 Locação dos pontos instrumentados nos grampos G1 e G2 da seção 01. Silte arenoso Alteração de rocha 0.5 Figura V.28 Locação dos pontos instrumentados no grampo G3 da seção

175 Os grampos instrumentados foram instalados em duas seções centrais. Na estaca 44 (seção 01) instalaram-se dois níveis de grampo, intermediário e superior, e na estaca 46 (seção 02), no nível superior. A localização das seções objetiva uma condição representativa do estado plano de deformações, característica de obras geotécnicas de contenção. A Figura V.29 revela a localização dos grampos instrumentados. Grampos Instrumentados Figura V.29 - Locação dos grampos instrumentados. A instrumentação extensométrica dos grampos exigiu a definição dos procedimentos, dos materiais e de logística. Este estudo orientou as atividades que englobaram: (i) preparação das barras; (ii) montagem dos strain gauges ; (iii) execução do cabeamento e conectores; (iv) ensaios de calibração e (v) transporte e instalação das barras. A seguir, descreve-se em linhas gerais o desenvolvimento de cada fase da instrumentação. A superfície de barra, onde foram montados os strain gauges, foi preparada através da eliminação das nervuras por meio de usinagem, polimento manual com lixa e remoção de possíveis resíduos oleosos com solvente. Esta preparação foi fundamental para garantir uma superfície isenta de irregularidades e resíduos indesejáveis para a colagem dos strain gauges. A montagem dos strain gauges consiste na colagem, ligação do circuito elétrico e proteção do conjunto. A colagem é realizada através do uso de resina especial e aplicação de uma tensão mínima para solidarizá-los à barra de aço. Os 162

176 strain gauges foram arranjados com a técnica tradicional em ponte de Wheatstone e, em conjunto com os elementos que compõem o circuito elétrico, protegidos contra umidade e danos de origem física e química. A Figura V.30 ilustra o esquema de montagem de um ponto instrumentado, composto por dois pares de strain gauges, posicionados em lados opostos em relação ao diâmetro da seção transversal da barra. Figura V.30 - Instalação e proteção dos pontos instrumentados. A Figura V.31 mostra esquematicamente o diagrama da ligação elétrica e o strain gauge de filme metálico colado que foi utilizado na instrumentação - modelo KFG C1-11 do fabricante KYOWA. Figura V.31 Detalhe típico do strain gauge de filme metálico colado e esquema do diagrama do circuito elétrico (ponte de Wheatstone) utilizado na instrumentação. Garantiram-se as proteções do cabeamento, bem como do circuito elétrico, através de tubos flexíveis resistentes à umidade, à infiltração e aos efeitos parasitas 163

177 que porventura pudesse ocorrer, nas leituras. As conexões e terminais foram fabricados em aço inoxidável e alumínio, devidamente vedados para evitar qualquer migração de umidade pelo cabeamento (Figura V.32). Figura V.32 Conectores e terminais protegidos por meio de caixas blindadas. Na calibração das barras utilizou-se célula de carga especialmente desenvolvida para tal. Curvas de calibração foram obtidas para cada ponto instrumentado com base em ciclos de carga e descarga com variação de 10 kn, até a carga de 100 kn, para se verificar o comportamento dos strain gauges em diferentes níveis de carregamento. Estes ensaios foram executados com a barra inserida em tubo de aço de parede espessa, onde as extremidades foram ancoradas no tubo e no final do conjunto formado pelas placas de reação, macaco hidráulico e célula de carga, situado entre o tubo e placa de reação/suporte. Os níveis de carga, aplicados pelo macaco hidráulico, foram controlados pela célula de carga e correlacionados com as leituras registradas pela deformação dos strain gauges. A Figura V.33 registra a realização do ensaio e ilustra o arranjo do sistema empregado na calibração das barras. As doze curvas de calibração plotadas indicaram comportamento elástico linear, fornecendo constantes de calibração semelhantes em todos os strain gauges de uma mesma barra instrumentada. A Figura V.34 apresenta as curvas de calibração de uma barra. Os resultados da calibração encontram-se no Apêndice A (Figuras A.3, A.4 e A.5). 164

178 Cargas Aplicadas (kn) Figura V.33 Ensaio e esquema típico da calibração das barras instrumentadas. Curvas de Calibração - Strain Gauges - Barra 7mB (G3) 100,0 90,0 Calibração PTO 10 y = 0,0345x - 35,246 R 2 = 0,9931 Calibração PTO 09 y = 0,0317x - 37,006 R 2 = 0, ,0 70,0 Calibração PTO 11 y = 0,0349x - 17,806 R 2 = 0, ,0 50,0 Calibração PTO 12 y = 0,0339x - 68,257 R 2 = 0, ,0 30,0 20,0 10,0 Leituras 0, PTO 09 PTO 10 PTO 11 PTO 12 Linear P09 Linear P10 Linear P11 Linear P12 Figura V.34 Curva de calibração referente ao ponto 12 da barra do grampo G

179 As barras foram transportadas para o local da obra com auxílio de estrutura de madeira para evitar que as mesmas sofressem flexão (Figura V.35). As etapas de instalação das barras são registradas na Figura V.36. Figura V.35 Transporte das barras de aço instrumentadas para o local da obra. Tubo injeção (b) Centralizadores (PVC) Barra Instrumentada (a) Aquisição de dados (c) (d) Figura V.36 Instalação das barras: (a) colocação dos centralizadores, (b) inclusão da barra e calda de cimento grampo intermediário G2 (+2,1 m), (c) leitura inicial dos grampos superiores G1 e G3 (+3,5 m) e (d) indicação das seções instrumentadas (Estacas 44 e 46). 166

180 V.7 Monitoração da Obra O programa de pesquisa da monitoração previa acompanhamento da evolução da distribuição dos esforços axiais em três grampos de uma mesma seção. Entretanto, quando a equipe (COPPE/UFRJ, 2008) foi acionada para começar os trabalhos de instrumentação das barras de aço, o primeiro nível (+0,5 m) de grampos já havia sido executado. Decidiu-se, então, instrumentar duas barras de 7 m e uma de 6 m, referentes aos níveis superior e intermediário (Figuras V.27 e V.28), respectivamente. O sistema foi projetado adequadamente e, conforme demonstrado nas curvas de calibração (Apêndice A, Figuras A.3, A.4 e A.5), a instrumentação das barras obteve o sucesso almejado. Monitoraram-se as solicitações nos grampos durante a construção, em serviço e em períodos chuvoso e seco. Dos três grampos que tiveram os esforços axiais monitorados, aqueles pertencentes ao nível superior (G1 e G3, +3,5 m) apresentaram comportamento inesperado, indicando que estes trabalharam, predominantemente, à compressão. Os resultados apresentados a seguir referem-se ao grampo G2, nível intermediário (+2,1 m), cujos esforços mobilizados ao longo do seu comprimento foram de tração. V.7.1 Monitoração e Análise dos Resultados do Grampo Intermediário Na Figura V.37 apresenta-se a evolução das distribuições das forças axiais medidas ao longo do comprimento do grampo intermediário. As medições foram efetuadas durante a instalação, em construção, em serviço e em períodos seco e chuvoso (vide Figura V.23). As leituras iniciais dos pontos instrumentados foram realizadas logo após a inclusão das barras instrumentadas nos furos. 167

181 Força (kn) Afastamento em relação à face (m) 30/5/2008 3/6/ /6/ /8/ /12/ /4/2009 Figura V.37 Evolução da distribuição de esforços normais no grampo intermediário da estaca 44. Na execução do solo grampeado com faceamento em blocos pré-moldados há particularidades caracterizadas, principalmente, pelo método executivo do grampeamento e da face, que é ascensional. Ou seja, para executar o facemaneto e grampeamento, o talude tem que ser previamente escavado. Desta forma, o solo já terá sofrido deformações e os grampos serão mobilizados devido às deformações originadas por variações internas (teor de umidade, saturação...) e ou externas (mudança da geometria, carregamentos...) no maciço de solo reforçado. À medida que os blocos vão ganhando nível, preenche-se o espaço entre a superfície do talude escavado e o tardoz com brita (dreno de contato) e com camadas de solo compactado com soquete vibratório (reaterro). Nesta região a compactação induz um acréscimo na tensão vertical efetiva, que corresponde a um aumento das tensões horizontais. Os mecanismos do conjunto solo-grampo sofreram forte influência da compactação, principalmente na distribuição das tensões ao longo dos grampos, que levou à concentração das trações máximas junto à face durante a construção da obra e para o interior da massa quando em serviço. As Figuras V.36 e V.38 ilustram o sistema construtivo que foi empregado na obra. Salienta-se que no trecho do grampo entre a superfície escavada e o tardoz, a barra de aço, mesmo com pintura anticorrosiva, deve ser protegida com calda de cimento tendo como forma, por exemplo, tubo de PVC com diâmetro equivalente ao da perfuração. 168

182 Figura V.38 Procedimento empregado para a execução do solo grampeado com face em blocos pré-moldados. Ao final da construção, 20 de junho de 2008, verificou-se que os maiores esforços de tração registrados ocorreram junto à face. Esse comportamento é atribuído ao efeito da compactação do reaterro, que induz tensões laterais oriundas do processo histerético de carga e descarga, promovido pela operação de compactação de cada camada de solo (DUNCAN & SEED, 1986; EHRLICH & MITCHELL, 1994). Buscando-se contextualizar a monitoração com os estágios da obra em conjunto com as trações máximas junto à face, influenciadas pela compactação do reaterro, e as máximas no interior da massa reforçada decorrentes das deformações do solo residual, montou-se a Tabela V.3. Na Figura V.39 apresenta-se a evolução da magnitude das trações máximas no grampo nas sucessivas etapas da construção e em serviço, inclusive durante períodos chuvoso e seco. 169

183 19/5/ /05/08 03/06/08 20/06/08 13/08/08 11/12/08 24/04/09 0,00 0,00 0,00 0,38 1,68 8,69 8,74 6,43 7,87 8,26 Tração máxima (kn) 11,42 10,85 Final da obra 15,50 14,93 Tabela V.3 Estágios da monitoração e trações máximas correspondentes às deformações no interior do solo residual e ao efeito da compactação do reaterro. Monitoração do Grampo G2 (cota +2,1m) Data Tmáx Interior solo Junto a ` face Observações (estágios da obra) 19/5/2008 0,00 0,00 Instalação do grampo G02 (+2,1m) 30/05/08 0,00 8,69 Compactação do reaterro (+3,0m) 03/06/08 0,38 8,74 Instalação dos grampos superiores (+3,5m) 20/06/08 1,68 11,42 Conclusão da face e reaterro (+4,0m) 13/08/08 6,43 10,85 Após escavação para o canal de topo 11/12/08 14,93 15,50 Período de chuvas intensas 24/04/09 8,26 7,87 Final do período chuvoso 20 Trações máximas no grampo G Tmáx (interior do solo) Tmáx (junto ` a face) Figura V.39 Evolução das trações máximas correspondentes às deformações no interior da massa reforçada e aquelas oriundas do efeito da compactação das camadas de solo que constituem o reaterro. As magnitudes das cargas assinalam que a mobilização das tensões cisalhantes da interface solo-grampo, oriunda das deformações do grampeamento no solo residual, foi muito pequena. A partir do final da obra, desconsiderando a ação da compactação, observa-se que os maiores esforços axiais ocorreram no período de chuvas intensas e se encontram na região próxima ao terceiro ponto instrumentado 170

184 (afastamento 1,75 m). A tração do grampo neste trecho da barra foi, aproximadamente, de 15 kn. O comportamento do grampo instrumentado pode ser segmentado em fases. Na fase 1, durante as sucessivas etapas da construção da estrutura de solo grampeado até o final da obra (julho de 2008), a mobilização do grampo está associada, principalmente, às tensões induzidas pela compactação do reaterro executado entre a superfície escavada e o faceamento. Nesta fase, as trações máximas no grampo ocorrem junto à face, na região do reaterro, cuja operação do equipamento de compactação gerou no solo reforçado um efeito similar ao sobreadensamento, induzido pela máxima tensão vertical efetiva (EHRLICH & MITCHELL, 1994). Assim, ao final da compactação o solo estará pré-adensado submetido a uma tensão horizontal maior que a inicial. Com a conclusão da obra, a magnitude da tração máxima, decorrente do efeito da compactação, estabeleceu um patamar médio com valor de 9 kn (Figura V.39), em decorrência do incremento da tensão horizontal ocasionado pela máxima tensão vertical que ocorreu no solo em sua história, ou seja, durante a execução do reaterro. Após o término da estrutura de contenção grampeada, fase 2, verifica-se o progressivo aumento da tração nos pontos do grampo situados no interior do solo residual e a manutenção do nível médio de tensão nos pontos junto à face. Nesta fase, os teores de umidade registrados no solo residual apresentaram uma média de 17,5% (elevação +2,1), ocasionando a diminuição do efeito da coesão aparente do solo e, conseqüentemente, o aumento das tensões de tração nos grampos decorrente da mobilização das tensões cisalhantes ao longo do contato solo-grampo originada pelas deformações internas no maciço de solo grampeado. A fase 3 engloba os períodos de chuvas intensas e final das chuvas, nos quais a evolução das forças axiais está relacionada às solicitações ocorridas no conjunto constituído pelos solos do reaterro e do maciço remanescente, decorrentes das variações de sucção. Visto os grampos serem elementos passivos, em linhas gerais, as mobilizações de cargas no caso devem se originar principalmente das alterações nos teores de umidade do solo. A redução nas tensões no grampo, observada entre os meses de dezembro e abril, provavelmente está relacionada às variações observadas no teor de umidade. Nesse período ocorreram chuvas com maior intensidade e maior infiltração d água no terreno. No caso de faceamento em blocos pré-moldados, por não ser empregada argamassa no assentamento dos blocos, existe um flexibilidade relativa das extremidades dos grampos, reduzindo o carregamento junto à face (T0) e fazendo com que o ponto de máxima tensão de tração (Tmáx) do grampo seja deslocado para o 171

185 Força (kn) interior da massa de solo reforçado (SARAMAGO et al., 2005). Na monitoração realizada no período de chuvas intensas, cujas medições não são mais influenciadas pelo efeito da compactação, o acréscimo de força de tração do grampo no ponto instrumentado posicionado junto à face foi da ordem de 7 kn. Comparando-se esse valor com a tração máxima decorrente da deformação da massa grampeada, a relação T0/Tmáx, desenvolvida no grampo G2, equivale a 0,5. Esta relação traduziria uma distribuição das cargas axiais conforme ilustrado na Figura V.40. Entretanto, apesar de sugestivo o patamar que estabelece a pressão de sobre-adensamento (Figura V.39), não se pode ter certeza da parcela da tração na face induzida pela compactação, mas pode-se verificar que o ponto de tração máxima ocorre no interior do solo Afastamento em relação à face (m) 30/5/2008 3/6/ /6/ /8/ /12/ /4/2009 Figura V.40 - Distribuição de esforços axiais desconsiderando a ação da compactação. A partir das deformações permitidas no solo grampeado, uma parcela do empuxo ativo se desenvolve junto à face interna do paramento. Uma vez estando o grampo ligado estruturalmente à face, essa parcela do empuxo ativo se equilibra através de tensões iguais e opostas na cabeça do grampo (FEIJÓ, 2007). Na elaboração de projetos de solo grampeado, a definição do valor da força de tração na face (T0) serve de suporte para o dimensionamento do tipo de faceamento adotado que por sua vez promoverá a estabilidade local do solo próximo à face. Na monitoração empregada pretendia-se, também, verificar a relação T0/Tmáx com face em blocos pré-moldados, entretanto, o processo executivo deste tipo de grampeamento modificou o estado de tensões do solo pela ação da compactação, que comumente, em escavações grampeadas, é decorrente da descompressão lateral. Vários trabalhos publicados na literatura, envolvendo estudos numéricos e experimentos, têm apresentado relação entre a tração na face (T0) e a tração máxima 172

186 Profundidade (m) (Tmáx). Desconsiderando o processo executivo apresentado, esta relação sofre oscilações para cada caso analisado, pois depende: (i) das características geológicas e geotécnicas do perfil do solo; (ii) da resistência interna e rigidez do solo; (iii) da flexibilidade, rigidez e inclinação da face; (iv) da rigidez, espaçamentos (horizontal e vertical) e profundidade dos grampos; (v) da relação entre o comprimento do grampo e altura da escavação; (vi) da resistência ao arrancamento do grampo e (vii) da condição de ancoragem da cabeça grampo na face (solta ou fixa). Na Figura V.41 apresenta-se o estado de tensão do grampo monitorado na situação de mobilização máxima, comparando-o com a condição de repouso e estado ativo. O valor medido é pouco inferior aos correspondentes ao estado ativo. Em decorrência das maiores deformações nos grampos superiores em relação aos subjacentes, provavelmente a força máxima mobilizada na profundidade -0,5 m pode superar a condição de repouso. Por outro lado, a tensão no nível inferior da contenção tenderá a se afastar mais do estado ativo, devido à redução das deformações próximas ao pé da contenção. Esta diminuição no coeficiente de empuxo com a profundidade, de K0 a Ka, é um comportamento característico do solo grampeado Tmáx cos (kn/m²) Sh Sv =40 =15 Sh=2 e Sv=1,5 3 Ka H Ko H 4 Figura V.41 Estado de tensão, força máxima mobilizada no grampo G2. Consistentemente com os elevados valores de sucção, as cargas axiais medidas nos grampos se apresentaram pequenas, indicando que o maciço deve se encontrar muito afastado da ruptura. Na monitoração, o valor de pico da tração 173

187 máxima foi encontrado no período de chuvas intensas e apresenta magnitude muito pequena para estruturas de contenção de solo grampeado e muito inferior à carga admissível do aço, que se encontra muito além da sua tensão de escoamento. Da mesma forma, provavelmente a resistência ao arrancamento máxima mobilizada apresenta um fator de segurança elevado. A Figura V.42 apresenta uma simplificação da distribuição dos esforços axiais ao longo do grampo. Segundo BYRNE et al. (1998), a força de tração no grampo aumenta com uma inclinação constante Qu (força de tração mobilizada por comprimento ancorado) até atingir um valor da tração máxima (Tmáx) e decresce na mesma taxa (Qu) em direção à tração junto à face (T0). Traçando uma linha definida pelo ponto de tração nula (final do grampo) e o ponto extremo do patamar representativo da região de tração máxima obtém-se a resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo por comprimento ancorado (La) do grampo (4,6 kn/m). Utilizando-se esta mesma inclinação (Qu) para obter o valor da tração junto à face, verifica-se que a relação T0/Tmáx equivale a um valor próximo de 0,5. LAZARTE et al. (2003) propõem uma faixa de valores para estimativa da tensão junto à face compreendida entre 0,6 e 1,0 da tração máxima (Tmáx) para os tipos de faceamento comumente utilizados em estruturas de solos grampeados. Figura V.42 Distribuição simplificada dos esforços axiais ao longo do grampo. FEIJÓ & EHRLICH (2001) obtiveram, como resultado de uma campanha de 20 ensaios de arrancamento realizados em solos não saturados de natureza gnáissica, valores médios de resistência ao arrancamento (qs) entre 95 e 295 kpa. Segundo a distribuição simplificada (Figura V.42) proposta por BYRNE et al. (1998), o grampo G2, na condição de solicitação máxima, mobilizou resistência ao cisalhamento de interface 174

188 solo-grampo com magnitude aproximada de 14,5 kpa, a qual se encontra muito afastada dos valores indicados na literatura para resistência ao arrancamento (qs). Salienta-se que a Figura V.42 representa uma distribuição simplificada e não se pode afirmar que todo o comprimento do grampo na zona passiva foi mobilizado. A Figura V.43 ilustra as superfícies potenciais de ruptura definidas por análises de Equilíbrio Limite considerando a seqüência executiva do sistema de contenção, a qual foi iniciada com a construção da cortina atirantada na crista do talude. Após a conclusão da estrutura superior, o solo grampeado foi executado na base do talude. Utilizou-se o software de análise de estabilidade de taludes GEOSLOPE, o qual definiu as superfícies potenciais de ruptura através do método de Morgenstern & Price considerando a contribuição dos elementos ativos (tirantes) e passivos (grampos). A condição de equilíbrio do talude encontra-se no limite (FS=1) até que se construa a estrutura grampeada na base. Observa-se que as superfícies potenciais de ruptura interceptam o grampo intermediário próximo ao trecho de tração máxima definida pelo diagrama simplificado sugerida por BYRNE et al. (1998) e LAZARTE et al. (2003). Figura V.43 Superfícies potenciais de ruptura definidas pelas análises de Equilíbrio Limite considerando: (1) conjunto solo grampeado e cortina atirantada (FS=1,32); (2) e (3) término da execução dos tirantes (FS=1,0). 175

189 Força (kn) Força (kn) V.7.2 Resultados da Monitoração dos Grampos Superiores Nas Figuras V.44 e V.45 apresenta-se a evolução das distribuições das forças axiais medidas ao longo do comprimento dos grampos superiores. As medições foram efetuadas durante a instalação, em construção, em serviço e em períodos seco e chuvoso, no entanto, ao contrário do esperado, os esforços registrados na monitoração indicaram que estes grampos trabalharam, essencialmente, à compressão. Os resultados da monitoração dos grampos superiores, que sugerem uma possível rotação da estrutura, são apresentados para fins de registro Afastamento em relação à face (m) 20/6/ /8/ /12/ /4/2009 Figura V.44 Evolução da distribuição de esforços normais no grampo superior G Afastamento em relação à face (m) 20/6/ /8/ /12/ /4/2009 Figura V.45 Evolução da distribuição de esforços normais no grampo superior G3. 176

190 CAPÍTULO VI MODELOS FÍSICOS DE SOLO GRAMPEADO ESCALA 1:1 VI.1 Introdução Neste capítulo o comportamento e mecanismos de estruturas de contenção grampeadas foram avaliados através da monitoração geotécnica de modelos físicos na escala 1:1. Apresentam-se os materiais e métodos utilizados para construção dos modelos físicos de solos grampeados, bem como os resultados e análises dos resultados da monitoração durante a construção e sob condições de trabalho. Os dois modelos físicos diferenciam-se pela liberdade de movimentação na base do faceamento. O modelo físico MF01 foi construído com os blocos em contato direto com o piso de concreto, de forma a minimizar a tendência de movimentação horizontal pela contribuição do atrito na interface piso-bloco, enquanto que, ao contrário, no modelo MF02 lubrificou-se a base do muro com recurso que garantiu a ausência de atrito na interface piso-bloco. Nos dois casos a superfície de ruptura foi transladada para trás, objetivando-se simular um nível de grampo entre a base e o topo de uma estrutura de solo grampeado e monitorar as tensões máximas nos grampos instrumentados numa região mais afastada do faceamento de forma a distribuir melhor estes esforços ao longo dos reforços. Aplicaram-se ciclos de carregamento e descarregamento, variando entre 0 e 100 kpa com auxílio de uma bolsa de ar implantada entre o terrapleno e uma estrutura de reação. Para evitar a influência do atrito das paredes e da bolsa de ar nos resultados da monitoração, o mesmo recurso utilizado para lubrificar interface pisobloco do modelo MF02 foi adotado nas demais interfaces, cuja ausência de atrito é garantida por um sistema composto por graxa teflon entre uma manta de PVC e tiras da manta de PVC. Os acréscimos de carga promoveram movimentos laterais carregando os grampos e a face. Buscou-se representar, neste carregamento, situações representativas das oriundas da saturação do solo e de alturas superiores à caixa de ensaio. As variações de tensões efetivas oriundas da saturação do solo da mesma forma promovem deformações no maciço. A instrumentação para monitoração dos modelos físicos foi composta por barras de aço com strain gauges, células de tensão total CTT s, células de pressão 177

191 total CPT s, medidores elétricos de deslocamentos LVDT s e medidores de deslocamentos verticais. As células de pressão total CPT s e os medidores de deslocamento vertical MDV s foram construídos com auxílio de transdutores de pressão. Na monitoração utilizou-se um total de 29 instrumentos que foram desenvolvidos e calibrados no Laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ. Nos dois modelos avaliaram-se os esforços de tração ao longo dos grampos, as tensões do solo junto à face em diferentes profundidades, as tensões verticais do solo grampeado nas zonas ativa e passiva, os deslocamentos verticais do terrapleno horizontal, os deslocamentos horizontais do faceamento em planta e perfil e os deslocamentos internos da massa de solo reforçada. VI.2 Materiais e Metodologia Para construção dos modelos físicos utilizou-se a estrutura e equipamentos do Laboratório de Modelos Físicos (Prédio Willy Lacerda), solo fabricado (quartzo moído), blocos segmentais, instrumentos geotécnicos e acessórios auxiliares. O experimento foi empregado em dois modelos físicos, cuja diferença é caracterizada pela presença e ausência de atrito na interface piso-bloco na base do faceamento. Além de garantir o estado plano de deformações e de evitar a influência do atrito dos contatos do solo grampeado com as paredes e bolsa de ar, a metodologia adotada para avaliação do comportamento e mecanismos dos modelos físicos consistiu na monitoração através da leitura dos instrumentos durante a construção e aplicação dos ciclos de carregamento e descarregamento. VI.2.1 Modelos Físicos Ensaiados Os muros foram construídos com faces em blocos pré-moldados de concreto (ou segmentais), solo fabricado e dois grampos, dentro de uma caixa de ensaio. O solo foi compactado de forma a reproduzir um terreno natural e garantir a homogeneidade. Aplicando-se ciclos de carregamento e descarregamento, foi acompanhado o comportamento dos modelos físicos através de medição das movimentações horizontais externas (faceamento) e internas (massa de solo grampeado), dos deslocamentos verticais ao longo do terrapleno horizontal, das tensões no solo junto à face, dos esforços de tração ao longo dos grampos instrumentados com strain gauges e das pressões verticais nas zonas ativa e 178

192 passiva do solo grampeado. da distribuição das tensões normais e flexurais nos grampos instrumentados, além das deformações. A caixa de ensaio tem a forma de U, com as paredes em concreto armado e possui as seguintes dimensões: 2,0 m de largura, 3,0 m de profundidade e 1,5 m de altura. O sistema composto por bolsa de ar comprimido e estrutura de reação foi responsável pela aplicação de sobrecarga de 100 kpa nos topos do maciço grampeado e dos blocos. A massa que foi reforçada utilizou um solo fabricado, decorrente da moagem de minerais de quartzo. Este material sem coesão equivale a uma areia bem graduada (cu = 8,9) e nas condições em que os modelos físicos foram ensaiados ( =21 kn/m³ e índice de vazios médio de 0,55) o ângulo de atrito interno corresponde a 58,48º. VI Concepção do Modelo Físico Nos itens a seguir são descritos os procedimentos utilizados para análise de estabilidade interna e dimensionamento dos grampos. A análise das forças atuantes e a elaboração do dimensionamento dos reforços basearam-se nas geometrias do modelo físico, nos parâmetros adotados para os materiais (solo fabricado e grampo) e nas hipóteses consideradas. VI Geometria do Modelo Físico A área útil para a montagem do modelo físico foi determinada pelas dimensões da bolsa de ar responsável pela aplicação das sobrecargas nas superfícies de topo do terrapleno e blocos segmentais, situados na altura de 1,40 m em relação ao piso da caixa de ensaio. Os modelos físicos foram construídos em uma caixa projetada, inicialmente, para experimentos de solos grampeados. No entanto, até o momento somente foram ensaiados modelos físicos de solos reforçados (SARAMAGO, 2002; BARBOZA JÚNIOR, 2003; GUEDES, 2004; OLIVEIRA, 2006; COSTA, 2008). A caixa foi construída com as mesmas dimensões do projeto inicial, possuindo 2 m de largura, 3 m de profundidade e 1,5 m de altura. As laterais da caixa foram construídas em concreto armado que garantem um estado plano de deformações. A bolsa de ar responsável pela aplicação da sobrecarga possui as seguintes dimensões: 2,0 m de largura e 2,50 m de profundidade. A profundidade da bolsa 179

193 determinou o off set de crista do faceamento da estrutura grampeada, locado a 2,50 m da parede de fundo da caixa de ensaio. O faceamento foi executado com blocos segmentais de concreto, com dimensões de 0,20 m (altura), 0,40 m (largura frontal) e 0,40 m (largura transversal), obtendo paramento com inclinação de 1:10 (H:V) ou i=84,29º (subvertical). Os blocos pré-moldados foram instalados por simples justaposição sem utilização de argamassa para rejunte, ou seja, encaixe a seco, e preenchidos com o material utilizado para a confecção do maciço e assentados sobre o piso da caixa de ensaio, sendo um modelo (MF01) com atrito na base e o outro praticamente sem atrito (MF02). Para a confecção da face foram necessários 33 blocos inteiros e 8 metades de blocos. A bolsa situada no topo do conjunto blocos-maciço grampeado e a inclinação do paramento determinaram o off set de pé do muro, locado a 2,62 m da parede de fundo da caixa de ensaio. Após a montagem do conjunto blocos e maciço, o muro tem a forma de um prisma oblíquo. Nas quatro faces do plano vertical, duas são idênticas e paralelas entre si (paredes laterais) e as outras possuem comprimento e direção diferentes. As faces superior e inferior são paralelas e cada uma possui as seguintes dimensões: 2,00 m x 2,50 m e 2,00 m x 2,62 m, respectivamente. A Figura VI.1 ilustra o perfil longitudinal do conjunto maciço e blocos: trapézio com altura de 1,40 m, base maior de 2,62 m e base menor de 2,50 m, que corresponde ao comprimento da bolsa de ar comprimido. A Figura VI.2(a) ilustra a seção transversal: retângulo com 2,00 m de base e 1,40 m de altura. A planta baixa dos modelos físicos é apresentada na Figura VI.2(b). Sobrecarga até 100kPa (intervalos de 10kPa) Figura VI.1 - Perfil longitudinal do modelo físico. 180

194 (a) 2.00 sobrecarga 100kPa Locação dos grampos (b) Caixa de ensaio parede de concreto lubrificada Figura VI.2 Modelo físico de solo grampeado: (a) seção transversal e (b) planta baixa. 181

195 O modelo físico representativo da estrutura de solo grampeado é constituído de dois grampos posicionados na terceira linha de blocos pré-moldados, na altura de 0,60 m, nivelados com a horizontal (sem inclinação) e com afastamentos laterais de 0,40 m em relação às paredes. A horizontalidade dos grampos coincide com a direção principal maior de deformação da massa reforçada ( 1) e, conseqüentemente, promove sua eficiência máxima, sendo os grampos submetidos unicamente aos esforços axiais O contato da face de montante do grampo se fez no tardoz da quarta linha, que se encontra afastado de 2,16 m em relação à parede de fundo da caixa de ensaio. Assim, a extremidade do grampo distou 0,36 m da parede de fundo da caixa de ensaio. Os grampos compostos por barra de aço instrumentada e calda de cimento possuem o comprimento de 1,8 m. A partir da definição da geometria dos modelos físicos elaboraram-se as análises e dimensionamento dos grampos dos modelos físicos. A Tabela VI.1 apresenta os parâmetros geométricos do modelo físico. Tabela VI.1 - Parâmetros geométricos do modelo físico. Parâmetro geométrico Ht (altura total) Hi (altura abaixo do grampo) Hs (altura acima do grampo) L (comprimento do grampo) La (comprimento de ancoragem) Sh (espaçamento horizontal) Sv (espaçamento vertical) Valor 1,40 m 0,60 m 0,80 m 1,80 m 1,06 m 1,00 m 1,40 m Procurando avaliar a distribuição dos esforços axiais ao longo dos grampos, transladou-se a superfície de ruptura em relação ao faceamento do modelo físico e, por conseqüência, o ponto de máxima tração no reforço foi afastado da face. O translado da superfície de ruptura e a aplicação de sobrecarga correspondem a um solo grampeado com alturas superiores àquelas de construção dos modelos físicos. Portanto, os experimentos representam uma porção de uma estrutura de solo grampeado com altura de 8,75 m, correspondente aos acréscimos de altura de 2,55 m e 4,8 m além da altura dos modelos físicos, promovidos pelo prolongamento da superfície de ruptura até a base do faceamento e pelo carregamento máximo aplicado na superfície do terrapleno, respectivamente. O plano de ruptura do quartzo moído, sem considerar os grampos, foi determinado pela teoria de Coulomb ( cr = (i+ )/2). A 182

196 Figura VI.3 ilustra a estrutura de solo grampeada representativa dos experimentos realizados. A relação entre o comprimento do grampo e a altura equivalente no nível de instalação dos grampos nos modelos físicos encontra-se dentro do intervalo recomendado pelo projeto CLOUTERRE (1991), o qual sugere uma relação L/H entre 0,5 e 1,2. Conforme relatado, a ausência de inclinação dos grampos é devida à necessidade de se garantir sua eficiência máxima, objetivando monitorar os esforços de tração, sem contribuição de esforços de cisalhamento e flexão. Quartzo moído Zona ativa Zona passiva Modelo físico Superfície de ruptura Teoria de Coulomb Figura VI.3 Estrutura de solo grampeado representativa dos modelos físicos ensaiados. 183

197 VI Considerações Para reproduzir os mecanismos de comportamento dos solos grampeados nos ensaios com modelos físicos foram feitas as seguintes considerações: Paredes da caixa de ensaio permitem a livre movimentação do maciço e dos blocos; Condição de deformação plana (característica típica das obras de contenção); Condição de fundo estável para que a tendência de movimentação seja preponderantemente horizontal; Os grampos por sua rigidez podem ser solicitados à tração, à flexão e ao cisalhamento, porém na análise e dimensionamento as contribuições da resistência à flexão e ao cisalhamento foram negligenciadas; A tração mobilizada nos grampos prepondera como mecanismo estabilizador; As deformações que ocorrem no maciço são controladas pela deformabilidade do grampo, isto é, as movimentações relativas solo-grampo são nulas nas condições de trabalho; Ocorre aderência da barra de aço com a calda de cimento; Os reforços permitem deformação suficiente para mobilização do estado ativo; O terrapleno é perfeitamente horizontal; O método de análise de estabilidade adotado no estudo é o método analítico baseado na teoria do equilíbrio limite; e A superfície potencial de ruptura é planar passando por uma linha com afastamento de 0,6 m em relação ao pé do tardoz do muro. VI Parâmetros do solo e dos grampos O solo utilizado nos modelos físicos é caracterizado por se tratar de um material inerte e puramente friccional (c=0). Este solo foi fabricado através da moagem de minerais de quartzo, que produziu uma areia com distribuição granulométrica bem graduada (Cu = 8,9), apresentando um comportamento histerético quando carregada e descarregada. COSTA (2005) verificou os ângulos de atrito interno deste quartzo moído na condição de deformação plana ( PS) e através de ensaios triaxiais convencionais ( AS), com tensões confinantes de 50, 100, 200 e 300 kpa, que forneceram valores médios de 58,48 e 48,05, respectivamente. Executa-se a 184

198 compactação por intermédio de uma placa vibratória. Experimentos de modelos físicos de solo reforçado realizados com o mesmo material e processo de compactação forneceram um peso específico médio da ordem de 21 kn/m³ (SARAMAGO, 2002; BARBOZA JÚNIOR, 2003; GUEDES, 2004; OLIVEIRA, 2006; COSTA, 2008). A Tabela VI.2 apresenta os parâmetros geotécnicos do solo nas condições de ensaio dos modelos físicos. A Figura VI.4 mostra a curva granulométrica do solo fabricado utilizado nos experimentos. Tabela VI.2 - Parâmetros geotécnicos do solo. Parâmetro geotécnico Valor d (fofo) 16,3 kn/m³ d (compacto) 21,0 kn/m³ Densidade real do grãos (Gs) 2,644 g/cm³ Índice de vazios mínimo (emín) 0,40 Índice de vazios máximo (emáx) 0,71 Coeficiente de não uniformidade (Cu) 8,9 Coesão efetiva (c') 0 kpa Ângulo de atrito médio ( PS) 58,48 Ângulo de atrito médio ( AS) 48,05 Figura VI.4 Curva granulométrica do quartzo moído (SARAMAGO, 2002). 185

199 O elemento de reforço do grampo considerado para elaboração dos cálculos é de aço existente no mercado, do tipo A (laminado a quente) e categoria CA50. A categoria é indicada pelo código CA (aço de concreto armado) e pelo número indicativo da tensão de escoamento (50 kn/cm²). Considera-se que o conjunto aço e calda de cimento seja uma construção solidária, isto é, admite-se que não há deslocamento de um em relação ao outro. Conhecidos os valores característicos das tensões de escoamento do aço (fyk), para determinar o valor de cálculo (fyd) divide-se pelo coeficiente de minoração ( ys) igual a 1,15. O módulo de elasticidade (Es) do aço é igual a kn/cm². A Tabela VI.3 apresenta os parâmetros mecânicos dos elementos das barras. Tabela VI.3 - Parâmetros mecânicos das barras de aço. Categoria Tensão de escoamento mínima, fyk (kn/cm²) Tensão para deformação de 0,2% sd (kn/cm²) Tensão de cálculo fyd (kn/cm²) Módulo de elasticidade Es (kncm²) Aderência com a calda de cimento CA 50 A ,5 VI Análises e Cálculos Para determinação da tração máxima nos grampos utilizaram-se os métodos clássicos de Rankine e Coulomb. FEIJÓ & EHRLICH (2001) relatam que utilizaram um modelo simplista, com base na teoria de Rankine, o qual apresentou resultados consistentes com as forças de tração medidas em grampos instrumentados com strain gauges. Entretanto, para utilizar a teoria de Rankine, considerou-se faceamento vertical ( =90 ). Devido à face possuir uma inclinação de 1:10 (H:V) ou 84,29º, aplicou-se, também, a teoria de Coulomb. A concepção dos Modelos Físicos da estrutura de solo grampeado contempla dois grampos com espaçamentos vertical (Sv) de 1,40 m e horizontal (Sh) de 1,00 m, o que corresponde a uma densidade de 1 grampo para cada 1,40 metros quadrados de face. Considerando a profundidade de instalação (z=-0,8) e a área de influência de cada grampo, as teorias de Rankine e Coulomb fornecem esforços de tração em cada grampo de 7,1 kn e 9,6 kn, respectivamente. No projeto, com base no maior valor encontrado para força de tração máxima, definiu-se uma seção de aço adequada para se evitar a ruptura e um comprimento de transferência do grampo suficiente para evitar seu arrancamento da zona resistente. 186

200 Em particular, a deformação na barra de aço promovida pela tensão máxima exercida no grampo deve ter um valor mínimo para que se possam monitorar os deslocamentos com os recursos da instrumentação disponível para a realização dos estudos. A Tabela VI.3 apresenta os parâmetros mecânicos do aço CA50. A barra de aço com comprimento de 1,8 m deve trabalhar dentro de uma faixa de tensão, em que a relação entre a força que produz uma deformação L / L seja constante (relação linear). A Tabela VI.4 apresenta os resultados dos cálculos da tensão máxima e deformações que ocorrem nas barras de aço CA50 de diferentes diâmetros possíveis de serem usados na confecção dos grampos, com comprimento de 1,8 m, para o esforço axial máximo previsto, 9,6 kn. Tabela VI.4- Tensão máxima e deformações nas barras de aço. Ø (mm) Área (cm²) (kn/cm²) (%) L (mm) ,8 0, ,5 1,25 7,68 0, ,8 12 0, Os resultados demonstram que a barra com diâmetro de 12,5 mm atende aos critérios de ruptura e apresenta um alongamento de 66 mm. As deformações nos grampos foram acompanhadas através de medição extensométrica indireta de deformações que se processaram através do uso de strain gauges. Definida a seção transversal da barra de aço, deve-se garantir que não ocorra arrancamento dos grampos da zona resistente. Os principais métodos de análise consideram o desenvolvimento de duas zonas (ativa e resistente), limitada por uma superfície potencial de deslizamento. O atrito mobilizado ao longo do grampo tem direções opostas nas zonas ativa e resistente, seguindo a tendência de movimento relativo da interface. O limite entre as duas regiões é definido pela localização do ponto de força axial máxima, que ocorre na interseção do grampo com a superfície potencial de ruptura. Na Figura VI.5 ilustram-se a locação da superfície de ruptura e o comprimento do grampo incluso na zona resistente ou passiva. 187

201 Superfície de ruptura Teoria de Coulomb Zona ativa Zona resistente Translado da superfície Sanduíche manta PVC e graxa Figura VI.5 - Definição das zonas ativa e resistente no Modelo Físico de solo grampeado. A superfície de ruptura parte de um ponto afastado 0,6 m da base dos modelos físicos. O recurso adotado para transladar a superfície de ruptura foi o mesmo que COSTA (2008) utilizou nos modelos físicos de solo reforçado. O sistema de lubrificação da base da cunha ativa é composto por uma fina camada de graxa teflon entre a manta de PVC e tiras de manta de PVC. A superfície de contato com o solo (recortes da manta de PVC) foi protegida com filme de PVC. Na interface da superfície de contato com o filme de PVC aplicou-se uma fina camada de vaselina. COSTA (2007) realizou ensaios para verificar o atrito entre os diversos materiais e verificou que o sistema de lubrificação projetado garante a ausência de atrito e não sofre influência de variações de temperatura. A Figura VI.6 demonstra o sistema de lubrificação idealizado por COSTA (2007). 188

202 (a) (b) (c) (d) Figura VI.6 Sistema de lubrificação adotado para transladar a superfície de ruptura: (a) aplicação da camada de graxa teflon sobre a manta de PVC, (b) colocação dos recortes da manta de PVC sobre o pano de manta de PVC engraxada, (c) aplicação da camada de vaselina sobre as tiras de manta de PVC e (d) proteção da superfície de contato com o solo com filme de PVC. Definindo o ponto onde a superfície de ruptura intercepta o grampo, conhecese o comprimento do grampo embutido na zona resistente. A Figura VI.5 mostra os comprimentos do grampo nas zonas ativa e passiva. O trecho ancorado de cada grampo (la) tem 1,06 m de comprimento. Para verificar se o comprimento ancorado é suficiente para evitar o arrancamento do grampo da zona resistente é necessário o conhecimento das forças de atrito desenvolvidas na interface solo-grampo. Para tanto, admite-se que a resistência ao cisalhamento máxima de interface solo-grampo (qs) é constante ao longo do grampo e pode ser determinado teoricamente pelo critério de ruptura de Mohr-Coulomb (Equação VI.1). q. H.tan ' (VI.1) s eq 189

203 Luva rosqueada Luva rosqueada 100 mm 12,5mm Onde Heq corresponde à soma da altura equivalente promovida pela sobrecarga com a profundidade de instalação do grampo (z=-0,8m). O critério de ruptura fornecido pela Equação VI.1 pode se apresentar adequado, se a superfície do perímetro do grampo for constituída do mesmo material do solo. Mais adiante será demonstrado que esta condição foi garantida quando fabricaram-se os grampos. Para garantir a estabilidade interna dos modelos físicos, verificou-se as resistências ao arrancamento (qs) para cada nível de carregamento e suas correspondentes forças de tração máximas nos grampos determinadas pela Equação VI.2. T q. D. l (VI.2) máx s c a Na prática executam-se grampos com diâmetros (Dc) de 75 mm e 100 mm. A análise da estabilidade interna referente ao arrancamento do grampo da zona resistente indicou que o mais adequado seria adotar um diâmetro de 100 mm. A Figura VI.7 apresenta os detalhes executivos da cabeça e corpo dos grampos. Ø100mm Calda cimento CA50 Ø12,5mm Figura VI.7 Detalhe executivo das duas partes dos grampos: cabeça e corpo unidas com emenda por luva. 190

204 VI Instrumentação dos Modelos Físicos O desempenho do modelo físico em solo grampeado foi observado através da monitoração dos deslocamentos da massa reforçada, faceamento e terrapleno, das tensões horizontais do solo junto à face, das pressões verticais atuantes nas zonas ativa e passiva e da distribuição dos esforços axiais mobilizados nos grampos, durante as etapas de construção e de aplicação dos ciclos de carregamento e descarregamento. Os parâmetros monitorados e os instrumentos utilizados nos experimentos são descritos a seguir: Movimentação horizontal da face obtida pelos medidores elétricos de deslocamento (LVDT s) em contato com a face em dois alinhamentos verticais e três alinhamentos horizontais, instalados em plano de referência fixo (estrutura de suporte dos LVDT s); A movimentação do terrapleno da massa de solo grampeado monitorada por cinco unidades de medidores de deslocamentos verticais (MDV s); Movimentações internas da massa reforçada observadas em quatro pontos situados nas zonas ativa e passiva através da instalação de fio de aço protegido com tubo plástico com uma das extremidades ancorada no interior do solo e a outra, para fora do faceamento, conectada em LVDT instalado em plano de referência fixo (estrutura de suporte dos LVDT s); Esforços atuantes ao longo do comprimento dos grampos, com especial atenção para a magnitude e localização das trações máximas (Tmáx), fornecidos por strain gauges arranjados em ponte de Wheatstone em quatro pontos distribuídos nas barras de aço; Pressões verticais na massa de solo reforçado obtidas pelas leituras dos transdutores de pressão instalados nas células de pressão total CPT s (COSTA, 2008), posicionadas nas zonas ativa e passiva; e Tensões no solo junto à face obtidas por células de tensão total CTT s (GUIMARÃES, 2007) instaladas no faceamento em diferentes profundidades. As Figuras VI.8 e VI.9 apresentam a seção transversal e vista frontal da montagem da instrumentação dos modelos físicos de solo grampeado. Nas figuras são indicadas as localizações dos strain gauges, dos medidores de deslocamento vertical MDV s, células de pressão total CPT s (COSTA, 2008), células de tensão total CTT s 191

205 (GUIMARÃES, 2007), medidores elétricos de deslocamento LVDT s responsáveis pelas medidas de deslocamento horizontal do faceamento e da massa de solo grampeado. 2x Zona ativa Zona passiva 3x 4x 2x crít (Coulomb) Translado da superfície de ruptura (camada de graxa entre manta e tiras de PVC) com e sem atrito na base LVDT ( h solo) LVDT ( h face) CPT (solo) e CTT (face) Strain gauges (p. completa) MDV ( vertical) Figura VI.8 - Seção transversal dos modelos físicos com a instrumentação montada. VI Instrumentação para Monitorar a Movimentação Horizontal da Face Para monitorar a movimentação do faceamento utilizaram-se medidores elétricos de deslocamento (LVDT s) posicionados em diferentes pontos obtendo dois alinhamentos verticais e três alinhamentos horizontais. A localização dos LVDT s é apresentada na vista frontal, ilustrada na Figura VI.9. Para a realização da medição dos deslocamentos foi necessária a construção de uma estrutura de suporte fixada no piso do laboratório para instalar os LVDT s e servir como plano de referência (Figura VI.10). Utilizou-se a estrutura de suporte de LVDT s desenvolvida por SARAMAGO (2002) e fabricou-se outra para permitir medir os deslocamentos em diversos pontos do faceamento. 192

206 Perfil vertical 01 Afast. 1,0m Perfil vertical 02 Afast. 1,4m Suporte LVDT's Perfil horizontal 03 (cota 1,1m) Perfil horizontal 02 (cota 0,7m) Perfil horizontal 01 (cota 0,3m) Plano de referência deslocamento interno do solo Locação dos grampos Conexões para suporte dos LVDT's ( h face) Células de tensão total CTT's (solo-face) LVDT's fixados na mesa e ligados nos fios de aço ( h solo) Figura VI.9 - Localização dos pontos de contato dos LVDT s na face do modelo físico. Figura VI.10 Fabricação da estrutura de suporte dos LVDT s. As calibrações dos medidores elétricos de deslocamento (LVDT s) foram realizadas com o auxílio de micrômetro que serviu como referência das medidas em mm. Os intervalos de medida variaram de 2,5 mm, em ciclos de encurtamento e alongamento, até o valor máximo de 50 mm. As figuras VI.11 e VI.12 apresentam os detalhes do ensaio, a título de exemplo, uma das curvas de calibração. As demais curvas de calibração dos LVDT s encontram-se no Apêndice B. 193

207 Micrômetro (mm) Figura VI.11 Calibração dos LVDT s com auxílio das leituras de um micrômetro. Curvas de Calibração - Linear Variable Displacement Transducers - LVDT LVDT-01 (ENSAIO 02) y = 1E-05x + 0,3011 R 2 = 0,999 LVDT-01 (ENSAIO 01) y = 1E-05x + 0,1953 R 2 = 0, Leitura SAD LVDT-01_E1 LVDT-01_E2 LVDT-01 (ENSAIO 01) LVDT-01 (ENSAIO 02) Figura VI.12 Curva de calibração de um dos LVDT s. 194

208 VI Instrumentação para Monitorar os Deslocamentos Verticais do Terrapleno As movimentações na superfície de topo do maciço foram obtidas por cinco unidades de medidores de deslocamentos verticais (MDV s), instalados em seção situada no meio do muro, a 1,0 m das paredes laterais, na superfície de topo do maciço reforçado (cota +1,40 m) ou terrapleno. Os MDV s foram dispostos a 0,15 m, 0,65 m, 1,25 m, 1,60 m e 1,90 m da face (Figura VI.8). Norteando-se na concepção empregada por EHRLICH (1979) para o desenvolvimento de medidor de deslocamento vertical, o instrumento baseia-se no princípio dos vasos comunicantes e utiliza dois líquidos (mercúrio e água) para ampliação do desnível entre dois pontos. Assim, o medidor de deslocamento vertical MDV é um sistema composto de duas partes interligadas: disco e pote de acrílico, ambos providos de reservatório interno preenchidos com mercúrio na parte inferior e água desaerada na superior. Um tubo plástico interliga as bases dos reservatórios, ficando estes em contato com a atmosfera durante a operação do instrumento. O disco é instalado na superfície que se deseja monitorar os deslocamentos verticais. No pote ligado a um plano de referência fixado na parede do laboratório é instalado um transdutor de pressão no topo do reservatório onde contém água desaerada. A variação do nível do mercúrio em função do desnível entre os dois reservatórios promove acréscimo ou redução de pressão na coluna de água contida na parte superior do reservatório do pote. Esta variação de pressão, a qual é registrada pelo transdutor de pressão, é associada à variação dos deslocamentos verticais. Tal correlação é realizada através das curvas de calibração. A Figura VI.13 apresenta os detalhes do sistema utilizado para monitorar os deslocamentos verticais durante os ciclos de carregamento e descarregamento dos modelos físicos. 195

209 (a) (b) (c) Figura VI.13 Detalhe dos medidores de deslocamentos verticais MDV s: (a) esquema do sistema de medição (OLIVEIRA, 2006), (b) disco instalado na superfície do terrapleno e (c) reservatório ligado ao transdutor de pressão. Os ensaios de calibração dos MDV s foram efetuados numa prensa de deformação controlada e consistiram da correlação dos acréscimos e decréscimos de deslocamentos verticais fornecidos por extensômetro analógico com as leituras do transdutor de pressão registradas pelo sistema de aquisição de dados. Os ensaios de calibração foram realizados por VASCONCELOS (2009). A Figura VI.14 apresenta as curvas de calibração de cada um dos medidores de deslocamentos verticais (MDV s). 196

210 Leitura SAD (MDV) Leitura SAD (MDV) x Deslocamento (mm) Deslocamento (mm) MDV-04 y = x - 2E+07 R 2 = 0, MDV-02 y = x - 2E+07 R 2 = 0, MDV-05 y = x - 2E+07 R 2 = 0, MDV-01 y = x - 2E+07 R 2 = 0, MDV-03 y = x - 2E+07 R 2 = 0, MDV-01 MDV-02 MDV-03 MDV-04 MDV-05 Linear MDV-01 Linear MDV-02 Linear MDV-03 Linear MDV-04 Linear MDV-05 Figura VI.14 Curvas de calibração dos medidores de deslocamentos verticais MDV s. VI Instrumentação para Monitorar os Deslocamento no Interior do Solo Os deslocamentos no interior da massa de solo grampeado foram monitorados em dois pontos de cada uma das zonas ativa e passiva, totalizando quatro pontos de medição posicionados na mesma cota de instalação dos grampos (+0,6 m). O recurso empregado para a monitoração utilizou fio de aço protegido com tubo guia de plástico, o qual teve uma extremidade ancorada no interior do solo e a outra, para fora do faceamento, conectada em LVDT que tem a função de tensionar o fio de aço e registrar os deslocamentos da extremidade ancorada no interior da massa de solo grampeado. Os LVDT s são instalados na estrutura de suporte fabricada por SARAMAGO (2002) fixada no piso do laboratório. Foram instaladas quatro placas de 197

211 A B C D LVDT's ancoragem na massa reforçada com afastamento em relação à face interna do muro (tardoz) de 0,15 m, 0,5 m, 0,9 m e 1,2 m. O esquema de montagem é ilustrado nas Figuras VI.15 e VI.16. Caixa de ensaio (a) Superfície de ruptura Movimentação interna do maciço grampeado (b) (c) Figura VI.15 - Montagem do sistema de monitoração dos deslocamentos no interior do solo: (a) locação dos pontos em relação ao tardoz, (b) conjunto placa de ancoragem e fio de aço protegido por tubo guia de plástico e (c) extremidade externa do fio de aço conectado ao LVDT que tensiona o fio e registra os deslocamentos horizontais. 198

212 LVDT's Fio de aço fixado ao LVDT Tubo guia Fio de aço Ancoragem LVDT ( solo) LVDT ( h face) Figura VI.16 Esquema típico de medição dos deslocamentos internos da massa de solo grampeado nas zonas ativa e passiva. VI Instrumentação para Monitorar as Tensões no Solo junto à Face As componentes de tensões horizontais do solo atuando junto à face em diferentes profundidades foram monitoradas através de três células de tensão total CTT s de contato solo-estrutura, posicionadas na fronteira faceamento-solo, acima, ao lado e abaixo de um dos grampos. Para medição das tensões totais atuantes próximas à face, foram utilizadas células de tensão total do tipo fluido confinado (GUIMARÃES, 2007). As células de tensão total CTT s são instrumentos capazes de medir a tensão total do solo na direção ortogonal à face sensível da célula (Figura VI.17(b)). As células foram executadas por uma empresa fabricante de dispositivos mecânicos, possuindo 50 mm de diâmetro, aproximadamente 10 mm de espessura e altura total variando entre 150 e 200 mm (Figura VI.17(a)). As células de tensão total CTT s projetadas na COPPE/UFRJ funcionam com a transmissão da tensão do solo para um fluido incompressível confinado em seu interior, sensibilizando um transdutor de pressão que emite sinal ao sistema de aquisição de dados. 199

213 Face sensível Figura VI.17 Célula Tensão Total CTT: (a) conjunto corpo e peça de adaptação (copo) e (b) face sensível da célula (GUIMARÃES, 2007). A Figura VI.18 ilustra os detalhes dos ensaios de calibração e a Figura VI.19 apresenta a curva de calibração obtida para uma das células. Os resultados da calibração das demais células são apresentados no Apêndice B. (a) (b) Figura VI.18 Detalhes do ensaio de calibração das células de tensão total CTT s: (a) painel de controle pneumático responsável pela aplicação da pressão de ar e (b) célula instalada dentro da câmara de ar e manômetro responsável pela precisão das leituras feitas preliminarmente pelo painel de controle. 200

214 Pressão (kpa) As células foram calibradas dentro de uma câmara totalmente vedada com as extremidades ligadas a um sistema de aplicação de pressão de ar e a um manômetro digital (Figura VI.18), o qual garantiu a precisão das leituras indicadas no painel de controle pneumático. Aplicando-se estágios de aumento e redução de pressão de ar na câmara contendo a célula de tensão total, correlacionaram-se as pressões registradas pelo manômetro com as leituras do sistema de aquisição de dados. CURVAS CALIBRAÇÃO - CÉLULA DE TENSÃO TOTAL CTT03 20 ENSAIO 02 y = -0,4421x R 2 = 0,9959 ENSAIO 01 y = -0,4954x R 2 = 0,99 16 ENSAIO 03 y = -0,4407x R 2 = 0, Leitura SAD CTT03_E1 CTT03_E2 CTT03_E3 Linear (CTT03_E2) Linear (CTT03_E3) Linear (CTT03_E1) Figura VI.19 Curva de calibração de uma das células de tensão total CTT s. Após a identificação das células, adotou-se o procedimento empregado por GUIMARÃES (2007) para fixação do corpo das CTT s nas peças de adaptação (copos). A colagem artesanal utilizou uma mistura de duas massas adesivas (tipo Durepoxi). Durante fixação do conjunto copo-célula garantiu-se a ausência de saliências entre as superfícies da célula e da peça de adaptação. A Figura VI.20 apresenta o corpo da célula e a peça de adaptação, bem como a seqüência de fixação de um no outro. 201

215 Figura VI.20 Detalhe do corpo célula de tensão total CTT e da peça de adaptação (copo) e seqüência de montagem do conjunto. Para instalação da célula no faceamento, realizou-se um furo no bloco prémoldado de concreto com serra copo diamantada com diâmetro equivalente ao da célula, conforme ilustrado na Figura VI.21. CTT Furo d=76/60 mm Proteção da CTT Proteção do cabo Leitura Figura VI.21 Detalhe da instalação da célula de tensão total CTT no bloco prémoldado de concreto e do bloco após serviços de perfuração e ranhura. 202

216 Tubo ligação VI Instrumentação para Monitorar a Pressão Vertical do Solo Grampeado As pressões verticais no solo foram monitoradas com auxílio de 2 células de pressão total CPT s instaladas em seção situada no meio do muro, a 1,0 m das paredes laterais, no interior da massa grampeada nas zonas ativa e passiva a 0,40 m abaixo do nível de instalação dos grampos. As CPT s foram dispostas a 0,4 m e 0,9 m da face (Figura VI.8). Para medição das pressões verticais no solo COSTA (2008) projetou e desenvolveu células de pressão total do tipo fluido confinado, das quais transmitiram a pressão do solo para um fluido incompressível existente em seu interior, sensibilizando um transdutor de pressão instalado no instrumento. O corpo das células com diâmetro de 0,2 m desenvolvidas por COSTA (2008) foram construídas com o material utilizado na bolsa de ar comprimido utilizada por SARAMAGO (2002) para aplicar sobrecarga no terrapleno dos modelos físicos de solo reforçado. Buscou-se com este tipo de material evitar a influência do fenômeno de arqueamento, que poderia falsear os resultados da instrumentação. Conforme RICCIO FILHO (2007), o fluido utilizado para preenchimento da câmara foi água desaerada, o que representou uma simplificação operacional considerável. A câmara da célula foi conectada a um transdutor de pressão por meio de um tubo plástico. A Figura VI.22 apresenta os detalhes da célula de pressão total CPT. (a) 0,2m Célula Transdutor de pressão Solda (b) Figura VI.22 Detalhes da célula de pressão total desenvolvidas por COSTA (2008): (a) planta baixa e seção transversal do conjunto corpo da célula e transdutor e (b) fotografia da instrumento sobre camada do solo fabricado (quartzo moído). 203

217 Pressão vertical (kpa) Cada célula foi calibrada no maciço do solo fabricado (quartzo moído) contido na caixa de ensaio utilizada no experimento dos modelos físicos. Aproveitando a construção de um dos modelos físicos, instalaram-se as células sobre o solo 20 cm acima do piso. Sobre as células foram construídas camadas de solo com 20 cm de espessura até atingir cota +140 cm. Na superfície do terrapleno aplicaram-se ciclos de carregamento e descarregamento de 10 kpa até a sobrecarga máxima de 100 kpa, com auxílio um sistema composto de bolsa de ar comprimido e estrutura de reação. Para a realização do ensaio de calibração, em todas as fronteiras da estrutura e bolsa de ar com o solo eliminou-se o atrito através da aplicação de camada de graxa entre mantas de PVC (sistema de lubrificação). Para cada camada de solo e nível de sobrecarga aplicada foram registradas leituras dos transdutores no sistema de aquisição de dados, cujos valores foram correlacionados. As Figuras VI.23 e VI.24 apresentam as curvas de calibração das células de pressão total CPT e o esquema típico do ensaio de calibração, respectivamente. Durante a construção do segundo modelo físico, verificaram-se as leituras da CPT s com o produto do peso específico pela espessura da camada sobrejacente. Calibração das Células de Pressão Total CPT s CPT-01 y = -0, x - 7, R 2 = 0, CPT-02 y = -0, x - 6, R 2 = 0, Leitura do sistema Milhares 0 Figura VI.23 Curva CPT1 de calibração CPT2 de uma Linear das CPT1 células Linear de pressão CPT2 total CPT s

218 Sobrecarga (10 a 100 kpa, L7 a L16 e 90 a 0 kpa, L17 a L26) Caixa de ensaio L6 L5 L4 Solo fabricado (quartzo moído) L3 L2 CPT CPT Leitura L1 Instalação Figura VI.24 Esquema de calibração das células de pressão total CPT s. VI Instrumentação para Monitorar os Esforços nos Grampos Objetivando a monitoração da distribuição dos esforços axiais nos grampos durante construção e ensaios dos modelos físicos instalaram-se strain gauges em duas barras de aço CA50, com 12,5 mm de diâmetro nominal, que foram utilizadas na confecção de grampos dos experimentos. A mesma técnica adotada para fabricação das barras instrumentadas da estrutura de contenção em solo grampeado da rodovia RJ123 (Capítulo V, item V.6.2) foi procedida na instrumentação dos grampos dos modelos físicos. Utilizou-se, também, a célula de carga fabricada (COPPE, 2008) para controlar a aplicação de cargas na execução dos ensaios de calibração das barras instrumentadas. Foram instrumentados 4 (quatro) pontos por barra de aço com diâmetro, distribuídos ao longo do comprimento de cada barra. Em cada ponto foram colados 4 (quatro) strain gauges, arranjados em ponte de Wheatstone. Posicionaram-se dois pontos no início de cada barra para avaliar a relação entre as tensões próxima à face durante os estágios de construção e sob condições de serviço. A Tabela VI.4 indica os afastamentos dos pontos instrumentados em relação ao tardoz para cada grampo. A Figura VI.8 apresenta a seção transversal dos modelos físicos com locação dos pontos instrumentados nos grampos. 205

219 Tabela VI.4 - Afastamento dos pontos de instrumentação por grampo. Grampo G1 (L=1,8 m) - Nível +0,6 m Pontos Afast. (m) 0,15 0,55 0,95 1,35 Grampo G2 (L=1,8 m) - Nível +0,6 m Pontos Afast. (m) 0,15 0,55 0,95 1,35 Conforme ilustrado na Figura VI.1, os grampos instrumentados foram instalados a 0,6 m e 0,4 m em relação ao piso e a parede da caixa de ensaio, respectivamente. A geometria de instalação dos grampos corresponde aos espaçamentos de 1,4 m e 1,0 m nas direções vertical e horizontal, respectivamente. As etapas da instrumentação das barras seguiram a mesma seqüência executiva que evolveram: (i) preparação das barras; (ii) montagem dos strain gauges ; (iii) execução do cabeamento e conectores e (iv) ensaios de calibração. A superfície de barra nos pontos de instrumentação foi preparada através da eliminação das nervuras e resíduos indesejáveis para a colagem dos strain gauges. Os Strain gauges foram arranjados com a técnica tradicional em ponte de Wheatstone e, em conjunto com os elementos que compõem o circuito elétrico, protegidos contra umidade e danos de origem física e química (Figura VI.25). Figura VI.25 Detalhes do sistema de proteção dos pontos instrumentados com strain gauges. 206

220 Após a montagem dos strain gauges, circuito elétrico, proteção dos pontos instrumentados e ligação dos cabos, foram feitos ensaios preliminares de calibração, objetivando a verificação do funcionamento da instrumentação, para finalmente executar a soldagem dos fios nos conectores seriais RS232 de nove pinos utilizados no sistema de aquisição de dados dos modelos físicos. A Figura VI.26 apresenta o esquema empregado para a realização destes ensaios, que consistiu na fixação de uma das extremidades e aplicação de carga e descarga na outra, através da colocação de discos com peso conhecidos. Figura VI.26 Verificação do funcionamento da instrumentação através de ensaios preliminares de calibração. Nos ensaios de calibração, as barras de aço instrumentadas foram carregadas sob tração em estágios crescentes e decrescentes, com variação de 2 kn até a carga de 20 kn, verificando-se o comportamento dos strain gauges em diferentes níveis de carregamento. Estes ensaios foram executados com a barra de aço inserida em tubo de aço de parede espessa, onde as extremidades foram ancoradas no tubo com placas de reação e luvas rosqueadas. Os níveis de carga, aplicados pelo aperto de uma das luvas e fixação da outra com o auxílio de chaves de grifo, foram controlados pela célula de carga fabricada para tal finalidade. As leituras da célula de carga foram realizadas no mesmo sistema de aquisição de dados utilizado para sua calibração 207

221 (vishay) e as leituras dos pontos instrumentados pelo sistema a ser utilizado nos experimentos dos modelos físicos. A Figura V.27 ilustra o arranjo do sistema empregado na calibração das barras e registra a realização do ensaio. Leitura Célula carga (COPPE, 2008) Barra de aço instrumentada Centralizador Luva rosqueada Luva rosqueada Rosca Placa de reação Placa de reação e suporte Tubo rígido Placa de reação Rosca Figura V.27 - Esquema típico e registro do ensaio de calibração das barras instrumentadas dos modelos físicos. As 8 (oito) curvas de calibração plotadas indicaram comportamento elástico linear, fornecendo constantes de calibração semelhantes em todos os pontos instrumentados de uma mesma barra de aço. A Figura V.28 apresenta uma das curvas de calibração das barras instrumentadas com strain gauges arranjados em ponte de Wheatstone. 208

222 LEITURA SISTEMA 18,00 CALIBRAÇÃO STRAIN GAUGES BARRA 01-4 BATERIAS DE CARGA e DESCARGA 16,00 14,00 STRAIN GAUGE 01 y = 0,0059x + 5,6545 R 2 = 0, ,00 10,00 STRAIN GAUGE 04 y = 0,0053x + 4,3624 R 2 = 0,9551 8,00 6,00 STRAIN GAUGE 02 y = 0,0058x - 0,7991 R 2 = 0,9476 4,00 2,00 0,00-2, ,00-6,00 STRAIN GAUGE 03 y = 0,0051x - 5,5137 R 2 = 0,9501-8,00 CARGA (kg) CARGA e DESCARGA - STRAIN GAUGE 01 CARGA e DESCARGA - STRAIN GAUGE 02 CARGA e DESCARGA - STRAIN GAUGE 03 CARGA e DESCARGA - STRAIN GAUGE 04 Figura VI.28 Curvas de calibração dos pontos instrumentados com strain gauges arranjados em ponte de Wheatstone das barras de aço utilizadas para a confecção dos grampos dos modelos físicos. Finalizado os ensaios de calibração das barras instrumentadas, partiu-se para a confecção do conjunto barras instrumentadas e calda de cimento. Como forma, utilizou-se um tubo de PVC com diâmetro interno de 100 mm. A barra de aço foi centralizada dentro do tubo, deixando a extremidade rosqueada para fora. Os centralizadores desenvolvidos também serviram de passagem e fixação dos cabos elétricos. Adotou-se o mesmo fator água cimento comumente utilizado na execução dos grampos em campo (proporção A/C=0,5). A concretagem foi realizada no Laboratório de Estruturas da COPPE/UFRJ, onde se esperou a pré-cura da calda de cimento para seu transporte até o Laboratório de Geotecnia. O uso de desmoldante nas paredes internas dos tubos facilitou a retirada do grampo. Após a desforma, criou- 209

223 se uma aspereza na superfície dos grampos, colando-se ao longo do perímetro dos grampos o mesmo solo utilizado na montagem dos modelos físicos (quartzo moído). A Figura VI.29 apresenta a barra instrumentada pouco antes da concretagem com os detalhes da passagem e fixação dos cabos elétricos nos centralizadores fabricados com arames de aço, o sistema de proteção dos pontos instrumentados e a forma de tubo de PVC com desmoldante. (a) (b) (c) (d) Figura VI.29 Detalhes da fabricação dos grampos: (a), (b) e (c) barra de aço instrumentada, centralizadores, passagem e fixação dos cabos elétricos, sistema de proteção dos pontos instrumentados e formas de tubo de PVC 100 mm e (d) barra inserida na forma de PVC com desmoldante na parede interna do tubo. 210

224 A Figura VI.30(a) apresenta o grampo após a desforma com destaque para saída dos cabos elétricos e extremidade rosqueada da barra de aço que será unida à cabeça do grampo através de luva rosqueada. Objetivando obter uma superfície áspera ao longo do perímetro do grampo com as mesmas características do solo fabricado pela moagem de quartzo, aplicou-se uma cola muito resistente ao longo do perímetro dos grampos para garantir a fixação dos grãos de quartzo moído utilizados como solo para construção dos modelos físicos, conforme ilustrado na Figura VI.30(b). (a) (b) Figura VI.30 Ilustração do acabamento final dos grampos: (a) após a desforma e (b) colagem dos grãos de quartzo moído ao longo do perímetro do grampo. A Figura VI.31 apresenta a aspereza criada com o recurso de colar o solo na superfície do grampo e o detalhe da ligação da cabeça ao corpo do grampo. A junção das duas partes de cada grampo (cabeça e corpo) foi realizada através da emenda com luva rosqueada. A exigência básica pertinente às ligações com luvas impõe que as luvas apresentem resistência superior à das barras emendadas. A emenda por luva projetada obedece ao disposto na NBR 6118 e NBR

225 (b) Figura VI.31 Detalhes dos grampos: (a) e (b) aspereza criada na superfície do grampo e detalhe da junção da cabeça ao corpo do grampo (emenda por luva). (a) VI Construção dos Modelos Físicos Na construção dos dois muros foram utilizados dois grampos com espaçamentos vertical de 1,40 m e horizontal de 1,00 m, o que corresponde a uma densidade de 1 grampo para cada 1,40 metros quadrados de face e comprimento em relação à face interna do muro igual a 1,80 m. Os grampos foram executados com diâmetro de 100 mm, confeccionados em tubo de PVC (forma perdida), utilizando calda de cimento com fator água cimento na proporção A/C=0,5 injetada pela ação da gravidade e barra de aço CA50 de 12,5 mm. A face foi executada com blocos segmentais de concreto, com dimensões de 0,2 m (altura), 0,40 m (largura frontal) e 0,40 (largura transversal), instalados por simples justaposição, obtendo paramento com inclinação de 1:10 (H:V) ou 84,29º (subvertical) e assentados sobre piso (com e sem atrito). A fim de se reduzir o atrito na interface elementos de contorno e solo, foi instalado o sistema de lubrificação nas paredes laterais, na interface da bolsa de ar com a superfície de topo do maciço e parcialmente no piso (Figura VI.31). O sistema de lubrificação é composto por fina camada de graxa teflon entre pano e recortes de manta de PVC. Objetivou-se com este procedimento diminuir a influência do atrito das paredes e da bolsa de ar no comportamento da massa de solo reforçado. 212

226 (a) (b) Figura VI.31 Sistema de lubrificação das superfícies de contato com solo para evitar influência do atrito nas interface dos materiais: (a) paredes da caixa de ensaio e translado da superfície de ruptura e (b) superfície do terrapleno que receberá a bolsa de ar comprimido responsável pela aplicação de sobrecarga. A primeira camada de solo foi colocada sobre um sanduíche de manta de PVC e de graxa a base de teflon, responsável por transladar a superfície potencial de ruptura para o interior do maciço (Figura VI.31(a)). Sobre a primeira camada de solo (0,2 m) instalaram-se as células de pressão total CPT s nas zonas ativa e passiva. Nas segunda, terceira e quarta linhas de blocos do faceamento instalaram-se as células de tensão total CTT responsáveis pela medição das tensões do solo junto à face antes do lançamento das respectivas camadas de solo. Os grampos foram posicionados a 0,6 m de altura em relação à base do faceamento e a 0,40 m das paredes laterais da caixa de ensaio. Na interface da 3ª com a 4ª camada foram instalados os grampos com inclinação de 0 ancorados com a dobra da barra de aço para baixo em blocos situados na 3ª linha. Nesta mesma cota instalaram-se o sistema de medição dos deslocamentos internos da massa de solo grampeado. Cada grampo confeccionado foi conectado ao paramento através da inserção da dobra da extremidade da barra de aço (comprimento de 0,20 m) dentro do bloco pré-moldado de concreto utilizado no faceamento dos modelos físicos de solo grampeado. Para tanto, um tarugo de alumínio ranhurado por fora e vazado no centro com o mesmo diâmetro da barra de aço foi concretado no vazio da parte de trás dos blocos. Em campo a cabeça do grampo é solidarizada à face através do mesmo processo, com exceção da presença do tarugo de alumínio vazado. O detalhe da conexão da cabeça do grampo no faceamento é ilustrado na Figura VI

227 Figura VI.32 Detalhe do bloco responsável pela conexão da cabeça do grampo no faceamento. A execução dos modelos físicos foi ascendente (N0 até N140). Após a montagem de uma linha dos blocos segmentados (devidamente vedados nas interfaces, por exemplo, com tiras de geotêxtil), o solo foi colocado seco distribuído em camadas com 0,2 m de espessura. Compactaram-se as camadas (cotas 0,4 m, 0,6 m, 1,0 m, 1,2 m e 1,4 m) em toda extensão com placa vibratória. Acima do grampo a compactação foi executada após o lançamento de 0,4 m de camada de solo, visto que para espessura menor poderia danificá-lo. A seqüência do processo de construção é apresentado na Figura VI.33. Manta e tiras de PVC entre graxa teflon N140 N120 N100 Compactação 5 Compactação 4 Compactação 3 N80 N60 N40 Compactação 2 Compactação 1 N20 MF01 (atrito na base) MF02 (sem atrito na base) Manta e tiras de PVC entre graxa teflon Figura VI.33 Seqüência de construção dos modelos físicos de solo grampeado. 214

228 Elevação da face (cm) Após a compactação, de no máximo duas camadas (0,40 m), realizaram-se ensaios para determinação do peso específico. A Figura VI.34 mostra o perfil do peso específico ao longo da profundidade dos modelos físicos MF01 e MF02, onde se observa que o valor médio, para os dois casos, é de 21 kn/m³. 140 Peso específico do solo com a profundidade MF01 MF02 Peso específico (kn/m3) Figura VI.34 Peso específico do solo de quartzo moído ao longo da profundidade da massa de solo grampeada. As compactações das camadas N40, N60, N100, N120 e N140 foram realizadas de forma homogênea na superfície com placa vibratória por um período de 10 minutos. A Figura VI.35 mostra a compactação das camadas de assentamento dos grampos (N60) e do terrapleno (N140). 215

229 Figura VI.35 Compactação realizada com placa vibratória. Durante a construção de ambos os modelos físicos, MF01 e MF02, implantaram-se sistemas de escoramento que fizeram uso de uma das vigas de aço da estrutura de reação para aplicação de sobrecarga, viga de madeira e blocos prémoldados de concreto. O sistema de escoramento pode ser observado no Figura VI.36. Escoramento da base Figura VI.36 Sistema de escoramento das bases dos modelos físicos. Os modelos físicos de solo grampeado MF01 e MF02 foram construídos com o mesmo processo executivo supracitado, diferenciando-se pela forma como a base do faceamento se interage com o piso de concreto da caixa de ensaio. No primeiro experimento, a primeira linha de blocos que compõe a base do faceamento foi apoiada diretamente no piso da caixa. Já no segundo experimento a interface entre o piso da caixa de ensaio e base do faceamento foi lubrificada para permitir sua livre movimentação. As Figuras VI.37(a) e VI.37(b) apresentam a distinção entre os dois modelos físicos através do registro fotográfico da execução das bases do MF01 e MF02, respectivamente. O sistema responsável pelo translado da superfície de ruptura 216

230 composto por camada de graxa teflon entre pano e recortes de manta PVC foi prolongado para, também, abranger a base da primeira linha de blocos do modelo físico MF02. (a) (b) Figura VI.37 Distinção entre os modelos físicos: (a) MF01, base do faceamento com atrito e (b) MF02, base do faceamento sobre sistema de lubrificação. VI.2.5 Instalação da Instrumentação Durante a construção dos modelos físicos instalaram-se os instrumentos projetados e fabricados para a monitoração dos experimentos MF01 e MF02. Para cada instalação realizou-se a leitura zero do instrumento. Desta forma, na etapa de construção dos modelos físicos monitoraram-se as tensões verticais no solo, as tensões horizontais junto à face e a distribuição dos esforços ao longo do comprimento dos grampos. 217

231 O processo executivo dos modelos físicos não reproduz a construção dos solos grampeados, que comumente é realizada de cima para baixo em estágios de escavação com aproximadamente 1,5 m a 2 m de profundidade. No entanto, as tensões induzidas pela metodologia construtiva dos modelos físicos de solo grampeado devem ser consideradas para observar o comportamento dos modelos durante sua construção e determinar o estado de tensão inicial antes da aplicação dos estágios de sobrecargas previstos para os experimentos MF01 e MF02. Não houve preocupação quanto aos deslocamentos impostos pela construção dos modelos físicos, instalando-se os medidores elétricos de deslocamento LVDT s somente após o término completo da montagem dos modelos físicos. Sobre a superfície da primeira camada de solo, N20, instalaram-se as células de pressão total CPT s com diferentes afastamentos em relação ao faceamento de forma que os instrumentos ficassem nas zonas ativa e passiva do solo grampeado, conforme registrado na Figura VI.38. Figura VI.38 Instalação das células de pressão total nas zonas ativa e passiva dos solo grampeado e detalhe do bloco de espera para montagem da célula de tensão total CTT. As tensões do solo junto à face foram monitoradas por células de tensão total instaladas nos blocos que compõem o faceamento, em pontos situados abaixo, ao lado e acima de um dos grampos, nos níveis 0,3 m, 0,5 e 0,7 m em relação ao piso da caixa de ensaio. Montaram-se as células em furos com o mesmo diâmetro da peça de adaptação (copo) das CTT s, realizando a leitura inicial antes de lançar as camadas de solo N40, N60 e N80. Nas Figuras VI.38 e VI.39 observa-se o bloco preparado para a 218

232 instalação da célula e o esquema de montagem da CTT, respectivamente. Na Figura VI.42 apresenta-se a face sensível da célula. (a) Grampo GR2 z=0,7m z=0,9m z=1,1m z=1,4m (base do faceamento) (b) Figura VI.39 Esquema típico de montagem das células de tensão total nos blocos que compõem o faceamento dos modelos físicos: (a) locação das CTT s e (b) instalação da CTT. No nível N60, após compactação de 0,2 m de camada de solo, sua superfície foi nivelada e regularizada com o topo dos blocos. No local de instalação dos grampos, à 0,4 m das paredes laterais, escavou-se uma seção de meia circunferência com o auxílio de um pedaço de tubo de PVC de 100 mm ao longo de 1,8 m em relação ao tardoz. O conjunto cabeça e corpo do grampo devidamente emendado foi conectado no furo de espera dos blocos confeccionados para a conexão da cabeça do grampo no faceamento. Após a instalação do grampo verificou-se sua horizontalidade e realizouse a leitura zero de cada ponto instrumentado. As Figuras VI.40 e VI.41 apresentam a 219

233 instalação dos grampos e o detalhe da conexão das cabeças no faceamento, respectivamente. Figura VI.40 Instalação dos grampos. Figura VI.41 Conexão das cabeças dos grampos GR2 (lado esquerdo) e GR1 (lado direito) no faceamento. No mesmo nível de instalação dos grampos montou-se o sistema de medição dos deslocamentos internos do solo reforçado, composto por placas de ancoragem ligadas à fios de aço protegidos por tubo guia. Os tubos guias atravessaram os blocos em ranhuras criadas na base dos blocos da linha superior ao nível N60. A extremidade do conjunto tubo guia e fio de aço ficou para fora da face esperando a montagem do plano de referência e ligação dos fios de aço nos LVDT s. A Figura VI.42 ilustra o esquema de montagem do sistema de medição dos deslocamento internos da massa de solo grampeada. 220

234 Figura VI.42 Esquema de montagem do sistema de medição dos deslocamentos internos da massa de solo grampeada e detalhe da face sensível da célula de tensão total CTT. Após a compactação da última camada de solo, N140, na superfície horizontal do terrapleno nivelada e regularizada com o topo do faceamento instalaram-se os medidores de deslocamento vertical MDV s na seção central dos modelos físicos com diferentes afastamentos em relação ao faceamento através de pequenas escavações manuais realizadas com colher de pedreiro. A leitura inicial foi realizada após garantir que os instrumentos estivessem nivelados com a horizontal. A Figura VI.43 ilustra a montagem dos MDV s na superfície do terrapleno, destacando um dos MDV s antes de colocar uma fina camada de solo sobre o topo do disco. Figura VI.43 Medidores de deslocamento vertical instalados na superfície do terrapleno horizontal dos modelos físicos. 221

235 Concluída a montagem do modelo físico, fixam-se as estruturas de suporte dos medidores elétricos de deslocamento LVDT s no piso de fora da caixa de ensaio objetivando um plano de referência para a medição da movimentação da face e do interior da massa de solo grampeada. A Figura VI.44 apresenta a ligação dos fios de aço do sistema de medição dos deslocamentos internos do solo nos LVDT s. A montagem completa das estruturas de suporte dos LVDT s responsáveis pela monitoração dos deslocamentos da face e do solo é apresentada na Figura VI.45. Figura VI.44 Mesa de fixação dos LVDT s conectados aos fios de aço das placas de ancoragem instaladas dentro do solo. Figura VI.45 Estrutura de suporte dos LVDT s chumbada ao piso do laboratório para garantir o plano de referência dos deslocamentos internos (solo) e externos (face). 222

236 VI.2.6 Sistema de Aplicação de Sobrecarga A última etapa da construção dos modelos físicos de solo grampeado consiste da instalação da bolsa de ar comprimido devidamente protegida com geotêxtil (Figura VI.46) e da montagem da estrutura de reação (Figura VI.47) composta por perfis de aço, tirantes, placas de ancoragem, vigas e pranchas de madeira. Oito vigas de aço em perfil de 10 (duas a duas) foram instaladas no topo da caixa e a mesma quantidade no fundo da caixa. Entre as pranchas de madeira sobre a bolsa de ar e as vigas de aço superiores posicionaram-se, na direção transversal ao faceamento, 13 vigas de aço em perfil de 3. Na interface das vigas de aço superiores e inferiores instalaram-se vigas de madeira abaixo e na mesma direção da base da vigas superiores. Figura VI.46 Instalação da bolsa de ar comprimido sobre sistema de lubrificação situado entre a superfície do terrapleno e geotêxtil de proteção. 223

237 (a) (b) (c) (d) Figura VI.47 Sistema de aplicação de sobrecarga composto por bolsa de ar comprimido e estrutura de reação: (a) montagem da estrutura de reação e vistas (b) frontal, (c) superior e (d) lateral. Garantiu-se a uniformidade da aplicação da sobrecarga na superfície do terrapleno e topo dos blocos do faceamento através das pranchas de madeira instaladas entre a bolsa de ar e vigas de reação ancoradas no sistema de tirantes (Dywidag ST85/105 32mm). A Figura VI.48 apresenta a realização do experimento nas fases de aplicação de sobrecarga, bem como, o sistema que controla as pressões de ar injetado dentro da bolsa. 224

238 (a) (b) Bolsa com ar comprimido (c) Figura VI.48 Detalhe da aplicação da sobrecarga: (a) conjunto estrutura de reação e bolsa de ar comprimido, (b) bolsa com ar comprimido aplicando sobrecarga no terrapleno e (c) vista do painel de controle da pressão de ar. VI.3 Resultados e Análises da Monitoração dos Modelos Físicos Monitoraram e analisaram-se as etapas de construção dos modelos físicos e dos estágios de carregamento uniformemente distribuído aplicados sobre o terrapleno horizontal. Mesmo sendo o processo executivo dos modelos físicos diferente daquele comumente executado em estruturas de contenção de solos grampeados, monitoraram-se as tensões induzidas pela construção dos MF01 e MF02 no interior da massa reforçada, no solo junto à face e nos grampos, objetivando-se conhecer as leituras inciais de cada instrumento responsável por estas medições antes da aplicação das sobrecargas. A Figura VI.49 apresenta a montagem completa do modelo físico de solo grampeado com todos os instrumentos, equipamento e acessórios, inclusive o sistema de aquisição de dados utilizado para a monitoração dos experimentos MF01 e MF

239 Figura VI.49 Modelo físico montado e sistema de aquisição de dados utilizado para a monitoração dos experimentos MF01 e MF02. VI.3.1 Monitoração durante a Construção dos Modelos Físicos Durante a construção dos modelos físicos foram realizadas leituras dos instrumentos assim que instalados e no decorrer dos avanços da altura do conjunto linha de blocos e camada de solo. O esquema para monitoração das tensões verticais nas zonas ativa e passiva, das tensões do solo junto à face e da distribuição dos 226

240 esforços axiais ao longo do comprimento dos grampos foi realizado sequencialmente contemplando as seguintes etapas: (i) lançamento da camada de solo (0,2 m), (ii) durante a compactação (10 minutos) e (iii) após compactação. Devido ao processo construtivo, ao final da construção dos modelos físicos, como esperado, as magnitudes e forma de distribuição dos esforços de tração nos grampos sofreram influência significativa das tensões induzidas pela compactação. Este efeito, também, influenciou os resultados das pressões verticais e horizontais do solo. Apresentam-se os resultados da monitoração das construções dos experimentos MF01 (com atrito na base) e MF02 (base lubrificada) para cada etapa da ascensão dos solos grampeados: (i) lançamento da camada N20, (ii) lançamento da camada N40, (ii) camada N40 após a compactação (ou compactada), (iii) lançamento da camada N60, (iv) camada N60 compactada, (v) lançamento da camada N80, (vi) lançamento da camada N100, (vii) camada N100 compactada, (viii) lançamento da camada N120, (ix) camada N120 compactada, (x) lançamento da camada N140, (xi) camada N140 compactada, (xii) 12 horas depois da compactação da camada N140 e (xiii) montagem final do conjunto bolsa de ar comprimido e estrutura de reação. As células de pressão e tensão total (CPT s e CTT s) começaram a ser monitoradas a partir do lançamento da camada N20 (cota de instalação 0,2 m). Já nos grampos, a leitura inicial foi realizada após a compactação da camada N60, quando estes foram instalados na horizontal. Denominaram-se os grampos como GR1 e GR2, sendo o primeiro o grampo instalado no lado direito e o outro no esquerdo, referenciado pela vista frontal do faceamento. As Figuras VI.50 e VI.51 apresentam os resultados da monitoração da distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento dos grampos GR1 e GR2 decorrentes da construção dos modelos físicos MF01 e MF

241 Força de tração (kn) Força de tração (kn) 1,5 Esforços axiais ao longo do Grampo 01 (construção do MF01) 1,0 0,5 0,0 0 0,4 0,8 1,2 1,6 Nível 60cm -L0Afastamento em relação Nível 80cm à cabeça do grampo (m) Nível 100cm Nível 100cm compactado Nível 120cm Nível 120cm compactado Nível 140cm Nível 140cm compactado N140 (12hs) N140 - L0 ENSAIO 1,5 Esforços axiais ao longo do Grampo 02 (construção do MF01) 1,0 0,5 0,0 0 0,4 0,8 1,2 1,6 Nível 60cm -L0Afastamento em relação Nível 80cm à cabeça do grampo (m) Nível 100cm Nível 100cm compactado Nível 120cm Nível 120cm compactado Nível 140cm Nível 140cm compactado N140 (12hs) N140 - L0 ENSAIO Figura VI.50 Distribuição das forças de tração ao longo do comprimento dos grampos (GR1 e GR2) decorrente da construção do modelo físicos MF01 (com atrito na base). 228

242 Força de tração (kn) Força de tração (kn) 2,0 Esforços axiais ao longo do Grampo 01 (construção do MF02) 1,5 1,0 0,5 0,0 0 0,4 0,8 1,2 1,6 Nível 60cm -L0Afastamento em relação Nível 80cm à cabeça do grampo (m) Nível 100cm Nível 100cm compactado Nível 120cm Nível 120cm compactado Nível 140cm Nível 140cm compactado N140 (12hs) N140 - L0 ENSAIO 2,0 Esforços axiais ao longo do Grampo 02 (construção do MF02) 1,5 1,0 0,5 0,0 0 0,4 0,8 1,2 1,6 Nível 60cm -L0Afastamento em relação Nível 80cm à cabeça do grampo (m) Nível 100cm Nível 100cm compactado Nível 120cm Nível 120cm compactado Nível 140cm Nível 140cm compactado N140 (12hs) N140 - L0 ENSAIO Figura VI.51 Distribuição das forças de tração ao longo do comprimento dos grampos (GR1 e GR2) decorrente da construção do modelo físicos MF02 (sem atrito na base). A magnitude e distribuição das forças de tração estão relacionadas, principalmente, às tensões induzidas no solo pela compactação. Devido ao processo 229

243 construtivo dos modelos físicos não reproduzirem a metodologia executiva das estruturas de solo grampeado, a monitoração durante as construções dos MF01 e MF02 objetivou o conhecimento das forças de tração desenvolvidas nos grampos antes do início dos ensaios. As Tabelas VI.5 e VI.6 apresentam os resultados dos esforços de tração registrados ao final da construção dos modelos físicos, as relações entre as trações de cada ponto instrumentado dos grampos GR1 e GR2 e a relação entre a tração do ponto próximo à face e a máxima de cada grampo (T0/Tmáx). Tabela VI.5 Esforços de tração nos grampos GR1 e GR2 após término da construção do modelo físico MF01 (distribuição e relações). Esforços nos grampos no término da construção do MF01 Tração ao longo dos grampos (kn) TGR1/TGR2 Relações T0/Tmáx Afast. (m) GR1 GR2 GR1 GR2 GR1+GR2 0,15 0,48 0,63 0,76 0,55 1,31 0,97 1,35 0,37 0,60 0,47 0,95 1,30 1,05 1,24 1,35 1,06 0,96 1,11 Tabela VI.6 Esforços de tração nos grampos GR1 e GR2 após término da construção do modelo físico MF02 (distribuição e relações). Esforços nos grampos no término da construção do MF02 Tração ao longo dos grampos (kn) TGR1/TGR2 Relações T0/Tmáx Afast. (m) GR1 GR2 GR1 GR2 GR1+GR2 0,15 0,96 0,78 1,23 0,55 1,50 1,94 0,77 0,64 0,40 0,51 0,95 1,32 1,58 0,83 1,35 0,87 1,34 0,65 Comparando-se os resultados das forças de tração máximas nos grampos GR1 e GR2 dos modelos físicos MF01 e MF02 (Tabela VI.7), constata-se que as magnitudes destes esforços foram maiores no MF02, haja vista a liberdade de movimentação da base do faceamento deste modelo físico. Observa-se que ao contrário do modelo físico MF01, o grampo GR2 foi mais solicitado que o GR1. Para cada modelo físico a diferença entre as trações máximas variou entre 20% a 30%. 230

244 Pressão vertical - prof. 1,20 m (kpa) Tabela VI.7 Comparação das forças de tração máximas nos grampos GR1 e GR2 após término da construção dos modelos físicos MF01 e MF02. Tmáx nos grampos (kn) após construção Grampo MF01 MF02 MF01/MF02 GR1 1,31 1,50 0,80 GR2 1,05 1,94 1,29 GR1+GR2 2,36 3,44 0,69 Os resultados da monitoração das pressões verticais nas zonas ativa e passiva durante a construção dos modelos físicos MF01 e MF02 são apresentadas nas Figuras VI.50 e VI.51. As pressões verticais na zona potencialmente instável (ativa) superiores à da zona resistente (passiva) indicam que, ainda durante a construção dos modelos, houve movimentação da cunha entre o faceamento e superfície potencial de ruptura. 32 Pressão vertical na profundidade -1,20 m (construção MF01) Afastamento em relação à face (m) - zonas ativa e passiva 0 0 0,4 0,8 1,2 1,6 2 Nível 20cm (L0 CPTs) Nível 40cm Nível 40cm compactado Nível 40cm comp. 12hs Nível 60cm Nível 60cm compactado Nível 60cm 12hs Nível 80cm Nível 100cm Nível 100cm compactado Nível 120cm Nível 120cm compactado Nível 140cm Nível 140cm compactado N140 (12hs) N140 - L0 ENSAIO Figura VI.50 Pressões verticais do solo grampeado nas zonas ativa e passiva durante a construção do modelo físico MF

245 Pressão vertical - prof. 1,20 m (kpa) Pressão vertical na profundidade -1,20 m (construção MF02) Afastamento em relação à face (m) - zonas ativa e passiva ,4 0,8 1,2 1,6 2 Nível 20cm (L0 CPTs) Nível 40cm Nível 40cm compactado Nível 40cm comp. 12hs Nível 60cm Nível 60cm compactado Nível 60cm 12hs Nível 80cm Nível 100cm Nível 100cm compactado Nível 120cm Nível 120cm compactado Nível 140cm Nível 140cm compactado Figura VI.51 Pressões verticais do solo grampeado nas zonas ativa e passiva durante a construção do modelo físico MF02. No dia seguinte à compactação da camada final do modelo físico MF02, as leituras registradas na monitoração do experimento indicaram problemas na célula de pressão total CPT instalada na zona passiva. Desta forma, a monitoração da pressão vertical na zona passiva não será apresentada nos resultados do experimento MF02. A evolução das tensões de solo junto à face durante a construção dos modelos físicos MF01 e MF02 é apresentada nas Figuras VI.52 e VI.53. Em função do travamento da terceira linha de blocos pré-moldados promovido pela ancoragem dos grampos, verifica-se que as tensões do solo junto à face registrada no bloco ao lado da conexão da cabeça do grampo GR2 são superiores àquelas registradas pelas células de tensão total CTT s posicionadas acima e abaixo deste grampo. As tensões do solo junto à face do MF01 superiores às do MF02 são condizentes com os deslocamentos horizontais do faceamento daquele modelo que são inferiores ao do MF

246 Profundidade do faceamento (m) 0,0 Tensão horizontal junto à face (construção do MF01) Tensão horizontal junto à face (kpa) 0,2 GR2 z=0,7m z=0,9m 0,4 z=1,1m z=1,4m (base do faceamento) 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 Nível 20cm (L0 CTT+30cm) Nível 40cm compactado Nível 60cm Nível 60cm 12hs (L0 CTT+70cm) Nível 100cm Nível 120cm Nível 140cm N140 (12hs) Nível 40cm Nível 40cm comp. 12hs (L0 CTT+50cm) Nível 60cm compactado Nível 80cm Nível 100cm compactado Nível 120cm compactado Nível 140cm compactado N140 - L0 ENSAIO Figura VI.52 Tensões do solo junto à face durante a construção do modelo físico MF

247 Profundidade do faceamento (m) 0,0 Tensão horizontal junto à face (construção do MF02) Tensão horizontal junto à face (kpa) 0,2 GR2 z=0,7m z=0,9m 0,4 z=1,1m z=1,4m (base do faceamento) 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 Nível 20cm (L0 CTT+30cm) Nível 40cm compactado Nível 60cm Nível 60cm 12hs (L0 CTT+70cm) Nível 100cm Nível 120cm Nível 140cm N140 (12hs) Nível 40cm Nível 40cm comp. 12hs (L0 CTT+50cm) Nível 60cm compactado Nível 80cm Nível 100cm compactado Nível 120cm compactado Nível 140cm compactado N140 - L0 ENSAIO Figura VI.53 Tensões do solo junto à face durante a construção do modelo físico MF

248 VI.3.2 Monitoração dos Modelos Físicos sob Aplicação de Sobrecarga no Terrapleno O experimento dos modelos físicos consistiu da monitoração do solo grampeado sob aplicação de sobrecargas na superfície do terrapleno e topo do faceamento, cujos estágios de carregamento e descarregamento buscaram representar situações representativas das oriundas da saturação do solo e de alturas superiores à caixa de ensaio. Assim, realizaram-se medidas nos instrumentos instalados em cada um dos estágios de carregamento e descarregamento, que variaram de 10 kpa, até o carregamento máximo de 100 kpa. Para cada modelo físico realizaram-se dois ensaios de sobrecarga, o primeiro foi denominado de carregamento virgem e o segundo de recarregamento. No ensaio de recarregamento apresentam-se as análises das tensões mobilizadas nos grampos. Apresentam-se, a seguir, os resultados das monitorações empregadas nos modelos físicos, MF01 (item VI.3.2.1) e MF02 (item VI.3.2.2), nas fases de carregamento e descarregamento, na seguinte seqüência: (i) distribuição e evolução dos esforços axiais ao longo dos grampos, (ii) tensões do solo junto à face, (iii) pressões verticais do solo reforçado nas zonas ativa e passiva, (iv) movimentação do faceamento caracterizadas por deslocamentos horizontais, (v) deslocamentos no interior da massa de solo grampeado e (vi) deslocamentos verticais da superfície do terrapleno. As análises dos resultados da monitoração dos modelos físicos MF01 (base do faceamento com atrito) e MF02 (base sobre sistema de lubrificação) no primeiro ensaio de aplicação de sobrecarga (carregamento virgem) são apresentadas nos itens VI e VI.3.3.2, cujos seus subitens referem-se às análises do recarregamento (ensaio 2 de sobrecarga), respectivamente. Devido a problemas com três unidades de medidores de deslocamento elétricos (LVDT s), a movimentação da face foi analisada através de dois perfis verticais (PV-01 e PV-02) e do alinhamento horizontal inferior (AH-01). A Figura VI.54 apresenta os LVDT s com defeito e os perfis verticais e o alinhamento vertical definidos pelos LVDT s que funcionaram corretamente. 235

249 PV-02 PV-01 Suporte LVDT's AH-01 (cota 0,3m) Locação dos grampos Conexões para suporte dos LVDT's ( h face) LVDT's fixados na mesa e ligados nos fios de aço ( h solo) Plano de referência deslocamento interno do solo LVDT's com defeito Figura VI.54 Perfis verticais e alinhamento horizontal dos quais monitoraram-se os deslocamentos da face e LVDT s que apresentaram mau funcionamento. VI Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF01 sob Aplicação de Sobrecarga (base do faceamento com atrito) As Figuras VI.55 e VI.56 apresentam os resultados da monitoração da evolução e distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento dos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento, respectivamente. A carga máxima medida, para o carregamento virgem, foi de 6 kn. Observa-se que o ponto de esforço axial máximo ocorre no interior da massa de solo grampeado, sendo sua posição, praticamente, coincidente com a interseção da superfície de ruptura com os grampos, nos estágios de carregamento e descarregamento. Verifica-se que os incrementos de tração entre as sobrecargas de 0 a 20 kpa são menores que os demais no estágio de carregamento e maiores no estágio de descarregamento. Neste intervalo, no estágio de carregamento os acréscimos de tração apresentam valores próximos dos decréscimos registrados no intervalo de descarregamento de 100 a 20 kpa. E no estágio de descarregamento ocorre o contrário. 236

250 Força de tração (kn) Força de tração (kn) A partir da sobrecarga de 20 kpa os acréscimos de tração mobilizados nos ciclos de carregamento variam muito pouco. Os decréscimos de tensão, no intervalo de 100 a 20 kpa diminuem pouco com o descarregamento e as trações nos grampos no final da aplicação de sobrecarga equivalem ao carregamento de 50 kpa. Esforços axiais ao longo do Grampo 01 (carregamento) ,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação à cabeça do grampo (m) 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa Esforços axiais ao longo do Grampo 01 (descarregamento) 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa ,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação à cabeça do grampo (m) 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.55 Distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento do grampo GR1 nas fases de carregamento e descarregamento do experimento MF

251 Força de tração (kn) Força de tração (kn) 6 Esforços axiais ao longo do Grampo 02 (carregamento) ,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação à cabeça do grampo (m) 6 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa Esforços axiais ao longo do Grampo 02 (descarregamento) 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa ,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação à cabeça do grampo (m) 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.56 Distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento do grampo GR2 nas fases de carregamento e descarregamento do experimento MF01. As tensões do solo junto à face do experimento MF01 considerando e desconsiderando as tensões horizontais induzidas durante construção do modelo físico são apresentados nas Figuras VI.57 e VI.58, respectivamente. 238

252 Profundidade do faceamento (m) Profundidade do faceamento (m) Tensão horizontal junto à face (carregamento) 0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 0,0 Tensão do solo junto à face (kpa) 0,2 0,4 GR2 z=0,7m z=0,9m 0,6 z=1,1m z=1,4m (base do faceamento) 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa Tensão horizontal junto à face (descarregamento) 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa 0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 0,0 0,2 Tensão do solo junto à face (kpa) 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.57 Tensões do solo junto à face do experimento MF01 nas fases de carregamento e descarregamento considerando as tensões mobilizadas na construção do modelo físico. 239

253 Profundidade do faceamento (m) Profundidade do faceamento (m) Incremento de tensão horizontal junto à face (carregamento) 0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 0,0 Tensão do solo junto à face (kpa) 0,2 0,4 GR2 z=0,7m z=0,9m 0,6 z=1,1m z=1,4m (base do faceamento) 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa Incremento de tensão horizontal junto à face (descarregamento) 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa 0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 0,0 Tensão do solo junto à face (kpa) 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.58 Tensões do solo junto à face do experimento MF01 nas fases de carregamento e descarregamento desconsiderando as tensões mobilizadas na construção do modelo físico. 240

254 Verifica-se que as tensões do contato do solo com o faceamento no nível de instalação do grampo são superiores àquelas mobilizadas acima e abaixo do grampo. Estas tensões medidas na célula instalada na mesma linha de blocos de conexão da cabeça dos grampos demonstram o travamento proporcionado pelos reforços. Somase a esta menor movimentação da linha de blocos de conexão das cabeças dos grampos, a indução de tensões horizontais promovida pela compactação da camada de assentamento dos grampos (entre os níveis N40 e N60). Em vista das diferenças de liberdade de movimentação horizontal do faceamento, são variáveis as tensões horizontais do solo junto à face registradas nas células de tensão total instaladas acima, abaixo e ao lado do grampo. Observa-se que as tensões horizontais do solo junto à face acima do grampo são pouco maiores àquelas registradas logo abaixo. No entanto, comportamento pouco esperado pode ser observado no término da fase de descarregamento, cujo estado de tensão final do solo junto à face não corresponde ao estado induzido pela sobrecarga máxima de 100 kpa. Os resultados destacam a relação entre a deformação do solo e as tensões do solo junto à face, cujos deslocamentos horizontais da face ocasionam mudanças no estado de tensões atuantes no contato do solo com o faceamento, resultando em aumento pronunciado nas pressões horizontais próximas à conexão das cabeças dos grampos na face. A Figura VI.59 apresenta o resultado da monitoração das pressões verticais no solo grampeado nas zonas ativa e passiva referente ao experimento MF01 nas fases de carregamento e descarregamento. Devido à tendência de movimentação do maciço na cunha ativa, observou-se que as pressões verticais do solo grampeado são ligeiramente maiores nesta zona. Os incrementos de pressão são constantes tanto na zona ativa, quanto na zona passiva. Ao contrário do padrão de comportamento observado na tensão do solo junto à face, o estado de tensão antes da aplicação da sobrecarga volta a sua condição inicial com final do descarregamento. 241

255 Pressão vertical - prof. 1,20 m (kpa) Pressão vertical - prof. 1,20 m (kpa) 150 Pressão vertical na profundidade -1,20 m (carregamento) ,4 0,8 1,2 1,6 2 Afastamento em relação à face (m) - zonas ativa e passiva 150 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa Pressão vertical na profundidade -1,20 m (descarregamento) 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa ,4 0,8 1,2 1,6 2 Afastamento em relação à face (m) - zonas ativa e passiva 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.59 Pressões verticais do solo grampeado nas zonas ativa e passiva do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento. A movimentação do faceamento do modelo físico MF01 definida pelos deslocamentos horizontais dos perfis verticais PV-01 e PV-02 e alinhamento horizontal AH-01 nas fases de carregamento e descarregamento são apresentados nas Figuras VI.60, VI.61 e VI.63, nesta ordem. 242

256 Profundidade do faceamento (m) Profundidade do faceamento (m) 0,0 0,2 Movimentação da face - perfil vertical (1,0m) (carregamento) 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Deslocamento da face (mm) 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa Movimentação da face - perfil vertical (1,0m) 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa (descarregamento) 0,0 80kPa 0,1 0,2 90kPa 0,3 100kPa 0,4 0,5 0,0 Deslocamento da face (mm) 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.60 Deslocamentos horizontais do perfil vertical PV01 do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento. 243

257 Profundidade do faceamento (m) Profundidade do faceamento (m) 0,0 0,2 Movimentação da face - perfil vertical (1,4m) (carregamento) 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 Deslocamento da face (mm) 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa Movimentação da face - perfil vertical (1,4m) 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa (descarregamento) 80kPa 90kPa 100kPa 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 0,0 Deslocamento da face (mm) 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.61 Deslocamentos horizontais do perfil vertical PV02 do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento. 244

258 As medidas realizadas na seção vertical entre grampos, central (PV-01), indicam que os deslocamentos foram muito pequenos, inferiores à 0,5 mm. Apesar dos deslocamentos à meia altura serem inferiores àqueles próximos à base do faceamento, os resultados da monitoração indicam que há uma tendência destes se igualarem à medida que a sobrecarga aumenta. Conforme esperado, no descarregamento, os deslocamentos da face permanecem inalterados. O perfil vertical dos deslocamentos horizontais da face PV-02 plotado a partir de leituras realizadas em LVDT s instalados na base (z=1,1 m) e topo do faceamento (z=0,3 m), indicam que, ainda que pequenos, os deslocamentos são maiores no topo do faceamento (0,8 mm) e menores na sua base (0,3 mm). Por outro lado, o perfil PV- 01 (central) indica que os deslocamentos no faceamento próximos ao nível de instalação dos grampos são inferiores àqueles que ocorrem na sua base. Assim, as medidas dos deslocamentos que ocorrem nestas duas seções (PV-01 e PV-02) sugerem que os deslocamentos horizontais ao longo da altura da face podem ser representados, grosseiramente, por dois segmentos de reta, no qual na altura média há um ponto de inflexão onde a movimentação da face é menor. A sugestão de um perfil vertical de deslocamentos horizontais na face bi-linear é razoável quando comparado com as tensões do solo registradas junto à face (Figura VI.58). Comparando os resultados das medições das tensões de contato do solo com o faceamento e dos deslocamentos horizontais da face, observa-se que as tensões atuantes no solo e cargas nos grampos são diretamente influenciadas pelo valor e tipo da movimentação. Menores deformações tenderão a manter o estado de tensões próximo ao repouso e movimentações mais significativas no faceamento promoverão modificações no estado de tensões, tendendo-as ao estado ativo. Através do alinhamento horizontal delineado pelos LVDT s instalados nas bases das seções central e próxima ao grampo, observa-se que, ainda que pequenos, os deslocamentos são maiores na seção intermediária dos grampos (Figura VI.62). 245

259 Deslocamento da face (mm) Deslocamento da face (mm) Mov. da face - perfil horizontal inferior (+0,3m) (carregamento) 0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 0,0 Largura do muro (m) 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Mov. da face - perfil horizontal inferior (+0,3m) (descarregamento) 0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 0,0 Largura do muro (m) 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.62 Deslocamentos horizontais do alinhamento horizontal AH01 do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento. Os deslocamentos internos do solo grampeado foram monitorados em quatro pontos com afastamentos de 0,15 m, 0,5 m, 0,9 m e 1,2 m em relação ao tardoz, sendo os dois primeiros situados na zona ativa e os demais na zona passiva. Os resultados do sistema de medição dos deslocamentos internos dos pontos ancorados dentro da massa de solo grampeada do modelo físico MF01 nas fases de 246

260 Carga aplicada (kpa) carregamento e descarregamento são apresentados num mesmo gráfico (Figura VI.63) e em gráficos separados para a zona ativa e passiva (Figuras VI.64 e VI.65). Deslocamento horizontal no interior do maciço (cota 0,6m) 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0 Deslocamento horizontal (mm) Zona ativa (15cm da face) - carregamento Zona ativa (50cm da face) - carregamento Zona passiva (90cm da face) - carregamento Zona passiva (120cm da face) - carregamento Zona ativa (15cm da face) - descarrregamento Zona ativa (50cm da face) - descarregamento Zona passiva (90cm da face) - descarregamento Zona passiva (120cm da face) - descarregamento Figura VI.63 Movimentação interna da massa de solo grampeada do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento (gráfico unificado). Verificou-se que os deslocamentos horizontais no interior da massa de solo grampeada foram pequenos, tanto na zona ativa que apresentou deslocamentos máximos variando entre 0,1 e 0,4 mm, quanto na zona passiva cujos valores foram pouco significativos, inferiores a 0,1 mm. Os deslocamentos do ponto afastado 0,15 m do tardoz apresentaram correspondência razoável com a medição dos deslocamentos horizontais realizados na face (Figuras VI.60 e VI.61) e indicaram, como esperado, maiores movimentações na zona ativa. 247

261 Carga aplicada (kpa) Carga aplicada (kpa) Conforme mostram as Figuras VI.64 e VI.65, os deslocamentos medidos nos três pontos mais afastados do tardoz no interior da massa de solo oscilaram um pouco, tanto na fase de carregamento, quanto no descarregamento, avançando e retrocedendo. Esta tendência de movimentação é devida à precisão dos medidores de deslocamentos lineares frente aos pequenos deslocamentos que ocorrem no interior do solo reforçado que não ultrapassam a magnitude de 0,1 mm. 0 Desloc. horizontal (mm) 0,00 0,25 0,50 0 Desloc. horizontal (mm) 0,00 0,05 0, Zona ativa (15cm da face) - carregamento Zona ativa (15cm da face) - descarrregamento Zona ativa (50cm da face) - carregamento Zona ativa (50cm da face) - descarregamento Figura VI.64 Movimentação interna da massa de solo grampeada do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento (zona ativa). 248

262 Carga aplicada (kpa) Carga aplicada (kpa) 0 Desloc. horizontal (mm) 0,00 0,05 0,10 0 Desloc. horizontal (mm) 0,00 0,05 0,10 0, Zona passiva (90cm da face) - carregamento Zona passiva (90cm da face) - descarregamento Zona passiva (120cm da face) - carregamento Zona passiva (120cm da face) - descarregamento Figura VI.65 Movimentação interna da massa de solo grampeada do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento (zona passiva). Os deslocamentos verticais da superfície do terrapleno monitorados na seção entre grampos do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento são apresentados na Figura VI.66. A evolução dos deslocamentos verticais do terrapleno indica que, além da zona potencialmente instável entre a superfície de ruptura e a face, ocorre outra zona ativa após o final do comprimento do grampo, na qual se observam recalques pouco maiores daqueles próximos ao topo do faceamento. Entre estas duas zonas ativas, ou seja, na zona passiva, observa-se que a massa de solo reforçado se expande. O deslocamento vertical praticamente nulo indica que o ponto de divisão entre as zonas ativa e passiva, conforme esperado, encontra-se próximo à superfície de ruptura. 249

263 Deslocamento vertical (mm) Deslocamento vertical (mm) Deslocamentos verticais do terrapleno (carregamento) 0,0 0 0,5 1 1,5 2-5,0-10,0 2,5 Terrapleno - distância em relação ao faceamento (m) 0kPa Deslocamentos 10kPa verticais 20kPa do terrapleno 30kPa (descarregamento) 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa 0 0,5 1 1,5 2-2,5-7,5-12,5 Terrapleno - distância em relação ao faceamento (m) 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.66 Deslocamentos verticais da superfície do terrapleno do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento. 250

264 Força de tração (kn) Força de tração (kn) VI Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF02 sob Aplicação de Sobrecarga (base do faceamento sobre sistema de lubrificação) As Figuras VI.67 e VI.68 apresentam a evolução das cargas nos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF02 durante o carregamento e descarregamento. Esforços axiais ao longo do Grampo 01 (carregamento) ,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação à cabeça do grampo (m) 0kPa Esforços axiais 10kPa ao longo 20kPa do Grampo 30kPa 01 (descarregamento) 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa ,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação à cabeça do grampo (m) 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.67 - Distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento do grampo GR1 nas fases de carregamento e descarregamento do experimento MF

265 Força de tração (kn) Força de tração (kn) Esforços axiais ao longo do Grampo 02 (carregamento) ,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação à cabeça do grampo (m) 0kPa Esforços axiais 10kPa ao longo 20kPa do Grampo 30kPa 02 (descarregamento) 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa ,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação à cabeça do grampo (m) 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.68 - Distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento do grampo GR2 nas fases de carregamento e descarregamento do experimento MF02. Em vista das maiores deformações do modelo físico MF02 oriundas da liberdade de movimentação da base do faceamento, a força de tração máxima mobilizada no modelo físico MF01 (base com atrito) corresponde ao carregamento de 252

266 30 kpa do experimento MF02, cuja carga máxima medida, para o carregamento virgem, foi de 20 kn, cerca de 3,3 vezes a carga máxima do experimento MF01. Através da comparação dos resultados obtidos nos dois experimentos, MF01 e MF02, fica evidenciado que as forças transmitidas aos grampos dependem da magnitude e tipo de movimentação do solo grampeado, notadamente os deslocamentos do faceamento. Da mesma forma que na evolução da distribuição dos esforços de tração nos grampos do experimento MF01, o ponto de força axial máxima ocorre no interior da massa de solo grampeado, sendo sua localização próxima à interseção da superfície de ruptura com os grampos, nos estágios de carregamento e descarregamento. Semelhante ao padrão de comportamento verificado no experimento MF01, os incrementos de tração indicam que a sobrecarga de 20 kpa define o nível de tensão nos grampos cujo os acréscimos e decréscimos de forças axiais são, respectivamente, menores no estágio de carregamento e maiores no descarregamento dentro do intervalo de 0 a 20 kpa. No intervalo de sobrecarga entre 20 e 100 kpa, durante o estágio de carregamento os incrementos de tensão de tração nos grampos quase não variam significativamente. Entretanto, no descarregamento as trações variam de forma não linear, cujos decréscimos aumentam à medida que se diminui a sobrecarga até que o estado de tensões nos grampos corresponda àquele mobilizado quando se aplicou o carregamento de 50 kpa. Com exceção das magnitudes dos esforços axiais, os grampos dos modelos físicos com e sem atrito na base do faceamento, respectivamente MF01 e MF02, apresentaram semelhanças no que se refere aos aspectos comportamentais discutidos acima. As tensões do solo junto à face do experimento MF02, considerando e desconsiderando as tensões horizontais induzidas durante a construção do modelo físico, são apresentados nas Figuras VI.69 e VI.70, respectivamente. 253

267 Profundidade do faceamento (m) Profundidade do faceamento (m) Tensão horizontal junto à face (carregamento) 0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 0,0 Tensão do solo junto à face (kpa) 0,2 0,4 GR2 z=0,7m z=0,9m 0,6 z=1,1m z=1,4m (base do faceamento) 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa Tensão horizontal junto à face (descarregamento) 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa 0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 0,0 0,2 Tensão do solo junto à face (kpa) 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.69 Tensões do solo junto à face do experimento MF02 nas fases de carregamento e descarregamento considerando as tensões mobilizadas na construção do modelo físico. 254

268 Profundidade do faceamento (m) Profundidade do faceamento (m) Incremento de tensão horizontal junto à face (carregamento) 0, Tensão do solo junto à face (kpa) 0,2 0,4 GR2 z=0,7m z=0,9m 0,6 z=1,1m 0,8 1,0 1,2 1,4 0,0 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa Incremento de tensão horizontal junto à face (descarregamento) 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Tensão do solo junto à face (kpa) 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.70 Tensões do solo junto à face do experimento MF02 nas fases de carregamento e descarregamento desconsiderando as tensões mobilizadas na construção do modelo físico. 255

269 O sistema de escoramento instalado na base do faceamento do modelo físico durante a sua construção somado ao processo executivo empregado justifica a evolução das tensões do solo junto à face observada na Figura VI.69 que apresenta maiores tensões horizontais no nível de ancoragem da cabeça do grampo. Na Figura VI.70 verifica-se que as tensões do contato do solo com a face são decrescentes com a profundidade e as diferenças de tensão horizontal medidas nas três células instaladas acima, abaixo e ao lado do grampo são constantes quando se aplica a sobrecarga máxima, tendendo a um comportamento linear. Devido à associação da mobilização de tensão horizontal com os deslocamentos impostos, que no caso é decorrente da aplicação da sobrecarga no terrapleno, os resultados da monitoração, cujas tensões do solo junto à face são decrescentes com a profundidade, confirmam a liberdade de movimentação da base do faceamento. Observa-se que as medidas dos incrementos de tensão horizontal oscilaram bastante no nível de ancoragem da cabeça do grampo. Como será visto adiante, esta variação não teve relação direta com os deslocamentos horizontais da face e do solo reforçado. Entretanto, no geral, os resultados mostraram-se consistentes com os deslocamentos horizontais medidos na face que aumentam com a profundidade (Figuras VI.72 e VI.73), promovendo maior alívio das tensões horizontais na base do faceamento do modelo físico MF02. A Figura VI.71 apresenta as pressões verticais medidas na zona ativa do solo grampeado do experimento MF02 nas fases de carregamento e descarregamento. A monitoração da evolução da pressão vertical na zona passiva foi comprometida pela ruptura do corpo da célula de pressão total, e conseqüente vazamento do fluido, após o término da construção do modelo físico. Observa-se que os incrementos de pressão vertical durante aplicação da sobrecarga aumentaram de maneira não muito linear e no final do descarregamento a pressão não voltou a seu valor inicial. Além disso, apesar da pressão vertical inicial na zona ativa apresentar-se próxima daquela medida no experimento MF01, no final do carregamento houve uma diferença de aproximadamente 10 kpa entre as pressões. Durante a desmontagem do modelo MF02, ao verificar o estado da célula de pressão total CPT na zona ativa, verificou-se que havia presença de ar na tubulação entre o corpo da célula e o transdutor de pressão. Os resultados das pressões verticais durante a construção do modelo físico MF02 parecem consistentes, quando comparados com o MF01. No entanto, devido aos problemas encontrados nas CPT s os resultados são apresentados (Figura VI.71) para fins de registro, não sendo analisados. 256

270 Pressão vertical - prof. 1,20 m (kpa) Pressão vertical - prof. 1,20 m (kpa) 150 Pressão vertical na profundidade -1,20 m (carregamento) ,4 0,8 1,2 1,6 2 Afastamento em relação à face (m) - zonas ativa e passiva 150 0kPa Pressão vertical 10kPa na profundidade 20kPa -1,2030kPa m (descarregamento) 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa ,4 0,8 1,2 1,6 2 Afastamento em relação à face (m) - zonas ativa e passiva 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.71 Pressões verticais do solo grampeado nas zonas ativa e passiva do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento. A movimentação do faceamento do modelo físico MF02 definida pelos deslocamentos horizontais dos perfis verticais PV01 e PV02 e alinhamento horizontal AH01 nas fases de carregamento e descarregamento são apresentados nas Figuras VI.72, VI.73 e VI.74, nesta ordem. 257

271 Profundidade do faceamento (m) Profundidade do faceamento (m) 0,0 0,2 Movimentação da face - perfil vertical (1,0m) (carregamento) 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 Deslocamento da face (mm) 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa Movimentação da face - perfil vertical (1,0m) 40kPa (descarregamento) 50kPa 60kPa 70kPa 0,0 80kPa 1,0 2,090kPa 3,0 100kPa 4,0 5,0 0,0 Deslocamento da face (mm) 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.72 Deslocamentos horizontais do perfil vertical PV01 do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento. 258

272 Profundidade do faceamento (m) Profundidade do faceamento (m) 0,0 0,2 Movimentação da face - perfil vertical (1,4m) (carregamento) 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 Deslocamento da face (mm) 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa Movimentação da face - perfil vertical (1,4m) 40kPa (descarregamento) 50kPa 60kPa 70kPa 0,0 80kPa 1,0 2,090kPa 3,0 100kPa 4,0 5,0 0,0 Deslocamento da face (mm) 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.73 Deslocamentos horizontais do perfil vertical PV02 do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento. 259

273 Deslocamento da face (mm) Deslocamento da face (mm) Não houve diferença significativa entre os deslocamentos medidos nos perfis PV-01 e PV-02. A movimentação da face representada no alinhamento horizontal AH- 01 (Figura VI.74) indica que os deslocamentos horizontais da base do faceamento (z=1,1 m) apresentam a mesma ordem de grandeza. Da crista ao pé da face, deformações laterais crescentes (Figuras VI.72 e VI.73) apresentam consistência com as tensões horizontais decrescentes com a profundidade (Figura VI.71). Mov. da face - perfil horizontal inferior (+0,3m) (carregamento) 0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 0,0 Largura do muro (m) 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Mov. da face - perfil horizontal inferior (+0,3m) (descarregamento) 0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 0,0 Largura do muro (m) 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.74 Deslocamentos horizontais do alinhamento horizontal AH01 do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento. 260

274 Carga aplicada (kpa) Os deslocamentos horizontais no interior da massa de solo grampeada medidos em ancoragens instaladas em pontos situados nas zonas ativa e passiva do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento são apresentados num mesmo gráfico (Figura VI.75) e em gráficos separados para a zona ativa e passiva (Figuras VI.76 e VI.77). 0 Deslocamento horizontal no interior do maciço (cota 0,6m) Deslocamento horizontal (mm) Zona ativa (15cm da face) - carregamento Zona ativa (50cm da face) - carregamento Zona passiva (90cm da face) - carregamento Zona passiva (120cm da face) - carregamento Zona ativa (15cm da face) - descarrregamento Zona ativa (50cm da face) - descarregamento Zona passiva (90cm da face) - descarregamento Zona passiva (120cm da face) - descarregamento Figura VI.75 Movimentação interna da massa de solo grampeada do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento (gráfico unificado). As deformações no interior do solo grampeado do experimento MF02 tiveram magnitudes, em média, dez vezes superiores àqueles observados no MF01. Os deslocamentos horizontais máximos variaram de 1,45 a 3,35 mm na zona ativa e 261

275 Carga aplicada (kpa) Carga aplicada (kpa) foram inferiores a 0,82 mm na zona passiva, sendo de 0,26 mm no ponto mais distante (afastamento de 1,2 m). Observa-se que a partir do carregamento de 20 kpa as os incrementos de deslocamentos horizontais em função da sobrecarga são constantes e maiores à medida que o ponto monitorado se aproxima do faceamento. As deformações da face e no interior do solo grampeado apresentam boa correspondência. Os deslocamentos na zona ativa do ponto situado a 0,15 do faceamento apresentaram valores próximos aos deslocamentos horizontais da face (Figuras VI.72 e VI.73). 0 Desloc. horizontal (mm) Desloc. horizontal (mm) Zona ativa (15cm da face) - carregamento Zona ativa (15cm da face) - descarrregamento Zona ativa (50cm da face) - carregamento Zona ativa (50cm da face) - descarregamento Figura VI.76 Movimentação interna da massa de solo grampeada do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento (zona ativa). 262

276 Carga aplicada (kpa) Carga aplicada (kpa) 0 Desloc. horizontal (mm) 0,0 0,5 1,0 0 Desloc. horizontal (mm) 0,0 0,2 0, Zona passiva (90cm da face) - carregamento Zona passiva (90cm da face) - descarregamento Zona passiva (120cm da face) - carregamento Zona passiva (120cm da face) - descarregamento Figura VI.77 Movimentação interna da massa de solo grampeada do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento (zona passiva). Os deslocamentos verticais do terrapleno monitorados na seção entre grampos do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento são apresentados na Figura VI.78. Assim como observado no experimento MF01 (base do faceamento com atrito), os deslocamentos verticais do terrapleno indicam a existência de duas zonas ativas, uma entre faceamento e superfície de ruptura e outra no terço final do comprimento ancorado do grampo, na qual os recalques são maiores. No ponto instrumentado próximo à provável superfície de ruptura o deslocamento vertical é nulo. Entretanto, ao contrário do experimento MF01, na região entre estas duas zonas ativas, não se pode afirmar que houve uma expansão da superfície do terrapleno. 263

277 Deslocamento vertical (mm) Deslocamento vertical (mm) Deslocamentos verticais do terrapleno (carregamento) 0,0 0 0,5 1 1,5 2-2,5-5,0-7,5 0,0 Terrapleno - distância em relação ao faceamento (m) 0kPa Deslocamentos 10kPa verticais 20kPa do terrapleno 30kPa (descarregamento) 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa 0 0,5 1 1,5 2-2,5-5,0-7,5-10,0 Terrapleno - distância em relação ao faceamento (m) 0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa 60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa Figura VI.78 Deslocamentos verticais da superfície do terrapleno do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento. 264

278 0.8 Zeq q/ VI.3.3 Análise dos Resultados da Monitoração dos Modelos Físicos As análises do padrão de comportamento dos modelos físicos MF01 e MF02 foram auxiliadas pela consideração da profundidade equivalente (Zeq) que corresponde à soma da altura equivalente promovida pela sobrecarga (q) com a profundidade de instalação do grampo na caixa de ensaio do modelo físico (0,8 m). A Figura VI.79 ilustra a consideração sobre a profundidade equivalente (Zeq), onde corresponde ao peso específico do solo fabricado (quartzo moído) nas condições dos ensaio (21 kn/m³). Modelo físico Figura VI.79 Consideração sobre a profundidade equivalente (Zeq) adotada para auxiliar na análise dos resultados da monitoração dos modelos físicos MF01 e MF02. A seguir apresentam-se as análises dos resultados da monitoração dos experimentos para cada modelo físico, MF01 (base do faceamento com atrito) e MF02 (base do faceamento sobre sistema de lubrificação) nos ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga, carregamento virgem e recarregamento, respectivamente. VI Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF01 (base do faceamento com atrito) Aspectos referentes ao estado de tensões dos grampos e à localização do ponto de esforço axial máximo mobilizados nos grampos nas fases de carregamento e 265

279 Tração (kn) Tração (kn) descarregamento podem ser observados na Figura VI.80 da qual apresenta a evolução da distribuição destas forças ao longo do grampo para cada ciclo de 20 kn. Distribuição dos esforços de tração ao longo do grampo ,0 0,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação ao tardoz (m) Construção 20kPa (carga) 40kPa (carga) 60kPa Distribuição (carga) dos esforços 80kPa de (carga) tração ao longo do 100kPa grampo (carga 02 máx) 6 80kPa (descarga) 60kPa (descarga) 40kPa (descarga) 20kPa (descarga) 0kPa (descarga) ,0 0,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação ao tardoz (m) Construção 20kPa (carga) 40kPa (carga) 60kPa (carga) 80kPa (carga) 100kPa (carga máx) 80kPa (descarga) 60kPa (descarga) 40kPa (descarga) 20kPa (descarga) 0kPa (descarga) Figura VI.80 Evolução da distribuição dos esforços de tração ao longo dos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF01 para cada ciclo de 20 kn nas fases de carregamento e descarregamento. 266

280 Verifica-se que a interseção da superfície de ruptura com os grampos coincide com o ponto de força de tração máxima mobilizada nos grampos na fase de carregamento. A distribuição das trações nos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF01 revela que em função da relação T0/Tmáx a localização do ponto de tração máxima é um pouco deslocada para dentro do solo na fase descarregamento. No grampo GR2, cuja relação T0/Tmáx é menor que a do grampo GR1, observa-se que o ponto de tração máxima deslocou-se pouco mais para o interior do solo grampeado na fase de descarregamento. A Figura VI.81 apresenta os esforços de tração T0 e Tmáx em função da profundidade equivalente (Zeq) mobilizados nos grampos do modelo físico MF01 durante o carregamento e descarregamento de sobrecarga no terrapleno. 0 Forças de Tração To e Tmáx mobilizadas nos grampos Força de tração (kn) 2 4 Zeq (m) 6 T0 GR1 (carga) T0 GR2 (carga) Tmáx GR1 (carga) Tmáx GR2 (carga) T0 GR1 (descarga) T0 GR2 (descarga) Tmáx GR1 (descarga) Tmáx GR2 (descarga) Figura VI.81 Esforços de tração T0 e Tmáx em função da profundidade equivalente (Zeq) mobilizados nos grampos do modelo físico MF

281 Conforme apresentado nas Figuras VI.81 e VI.82, verifica-se que o padrão de comportamento dos dois grampos se difere, principalmente, pela relação entre as forças de tração próxima à face e as máximas (T0/Tmáx), tanto nos estágios de carregamento, quanto nos de descarregamento. Ao contrário do grampo GR2, a relação T0/Tmáx do grampo GR1 é maior no estágio de descarregamento do que no carregamento. A relação T0/Tmáx dos grampos também se difere na fase de carregamento pois, enquanto no grampo GR1 ocorre aumento com os acréscimos da profundidade equivalente (Zeq), variando de 0,37 a 0,64, no grampo GR2 a relação decresce com a profundidade variando de 0,6 a 0,4. Entretanto, apesar de variar pouco na fase de descarregamento, a relação T0/Tmáx de cada grampo assume valores bastante distintos, sendo a média de 0,67 para o grampo GR1 e 0,43 para GR2. Relação To /Tmáx dos grampos 0,00 0,25 0,50 0,75 0 T0/Tmáx 2 4 Zeq (m) 6 T0/Tmáx GR1 (carga) T0/Tmáx GR2 (carga) T0/Tmáx GR1 (descarga) T0/Tmáx GR2 (descarga) T0/Tmáx média (carga) T0/Tmáx média (descarga) Figura VI.82 Relação T0/Tmáx em função da profundidade equivalente (Zeq) dos grampos do modelo físico MF

282 Analisando-se a relação T0/Tmáx pela média das trações que ocorrem nos dois grampos (Figura VI.82), verifica-se que as relações nos estágios de carregamento e descarregamento tendem a serem constantes, assumindo valores médios, respectivamente, iguais a 0,5 e 0,57. Entretanto, a relação T0/Tmáx pode ser bem menor se considerarmos T0 na face do bloco e uma variação linear da tração entre o ponto instrumentado (15 cm da face) e a face. A Figura VI.83 apresenta o estado de tensão dos grampos na situação de mobilização de esforço de tração máxima em relação à condição de repouso e estado ativo. No experimento MF01 realizado com atrito na base do modelo físico verificou-se que o estado de tensão dos grampos nos estágios de carregamento e descarregamento encontra-se abaixo da condição ativa do solo. Já no final do descarregamento, no quarto superior da profundidade equivalente (Zeq), o estado de tensão dos grampos caminha do estado ativo para a condição de repouso. Estado de tensão (tração máxima mobilizada) Tmáx Sv.Sh.z.Ko 2.z.Ka 4 Zeq (m) 6 GR1 (carga) GR2 (carga) GR1 (descarga) GR2 (descarga) Estado ativo Estado de repouso Figura VI.83 Estado de tensão referente às cargas máximas mobilizadas nos grampos do modelo físico MF

283 h / H Devido à baixa movimentação do faceamento ( h<0,75 mm) do modelo físico MF01, uma parcela das tensões é transmitida para a face, resultando num estado de tensão nos grampos abaixo de Ka. Comparando os dois experimentos MF01 e MF02, observa-se que as tensões do solo junto à face são maiores no experimento MF01 (atrito na base) e que as cargas nos grampos correspondem a 30% daquelas mobilizadas nos grampos do experimento MF02 (base sobre sistema de lubrificação). O esforços de tração próximos às cabeças dos grampos (T0) e máximos (Tmáx) foram normalizados para os valores de peso específico do solo ( ), coeficiente de empuxo ativo (Ka), espaçamentos vertical e horizontal entre grampos (Sv e Sh) e profundidade equivalente (z ou h). As figuras VI.84 e VI.85 apresentam as trações do ponto próximo à face (T0) e máximas (Tmáx) normalizadas em função da profundidade (z ou h) normalizada para a profundidade equivalente máxima (Zeq,máx ou H). Tensão de tração na face normalizada em função de h/h 0,0 0,5 1,0 1,5 0,00 T0.z.Ka.Sv.Sh 0,25 0,50 0,75 1,00 GR1 (carga) GR2 (carga) Média GR1 e GR2 (carga) GR1 (descarga) GR2 (descarga) Média GR1 e GR2 (descarga) Figura VI.84 Tensões de tração T0 normalizadas em função da relação h/h dos grampos do modelo físico MF

284 h / H Tensão de tração máxima normalizada em função de h/h 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 0,00 Tmáx.z.Ka.Sv.Sh 0,25 0,50 0,75 1,00 GR1 (carga) GR1 (descarga) GR2 (carga) GR2 (descarga) Figura VI.85 Tensões de tração Tmáx normalizadas em função da relação h/h dos grampos do modelo físico MF01. Observa-se que as tensões normalizadas no estágio de carregamento, em linhas gerais, sofrem pouca variação com a relação h/h. Entretanto, no descarregamento, a variação é maior e aumenta gradativamente com a diminuição da profundidade equivalente (Zeq). No estágio de carregamento, a tensão normalizada próxima à cabeça do grampo equivale a 0,25. A tensão máxima normalizada no estágio de carregamento para relação h/h superior a 0,25 varia muito pouco e pode ser definida pelo valor de 0,4. Por outro lado, no estágio de descarregamento, devido à pouca redução das cargas nos grampos frente à diminuição constante da profundidade equivalente, as tensões T0 e Tmáx normalizadas variam muito com o alívio de carga, respectivamente, num intervalo médio de 0,25 a 0,75 e de 0,4 a 1,25 para h/h entre 1,0 e 0,25. Determinaram-se os fatores de segurança contra o arrancamento do grampo da zona passiva e contra a ruptura do elemento resistente à tração do grampo (barra de aço) pela análise da pior condição cujos grampos foram submetidos (Figura VI.86), 271

285 ou seja, na fase de descarregamento cuja magnitude da força de tração é maior que a de carregamento para uma mesma profundidade equivalente (Zeq). Como esperado, verifica-se que o fator de segurança contra o arrancamento diminui linearmente à medida que se reduz a pressão vertical sobre o grampo, sendo que na condição mais desfavorável o fator de segurança é superior a 2. Por outro lado, à medida que se reduz a profundidade equivalente (Zeq), o fator de segurança contra a ruptura do elemento resistente à tração aumenta, variando de forma não linear. Para as sobrecargas aplicadas as barras de aço se encontram muito afastadas da ruptura, apresentando fator de segurança superior a 9. Fatores de segurança (arrancamento e ruptura dos grampos) FS 2 4 Zeq (m) 6 GR1 (arrancamento) GR1 (ruptura) GR2 (arrancamento) GR2 (ruptura) Figura VI.86 Fatores de segurança contra arrancamento e ruptura dos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF01. Os resultados da monitoração dos deslocamentos horizontais, como mostra as Figuras VI.87 e VI.88, podem ser representados por gráfico com as abscissas indicando o logaritmo das pressões aplicadas no terrapleno (0 a 100 kpa). A cada acréscimo de pressão aplicada no terrapleno, a barra de aço sofre, por esforço axial, deformação. A Figura VI.87 apresenta as deformações das barras de aço devido aos 272

286 esforços de tração máximos em função das sobrecargas aplicadas em escala logarítmica, nos estágio de carregamento e descarregamento. Observa-se mudança de gradiente da curva no ponto entre as sobrecargas de 30 e 40 kpa. A partir deste ponto as deformações do aço aumentam linearmente com o logaritmo do acréscimo de sobrecarga aplicada no terrapleno. Este comportamento indica que o modelo físico anteriormente foi solicitado por uma pressão, sendo esta resultante do processo executivo empregado na sua construção. Deslocamento versus log pressão vertical ,0 log Pressão (kpa) 0,1 0,2 0,3 0,4 Dh (mm) Barra de aço GR1 (carga) Barra de aço GR2 (carga) Barra de aço GR1 (descarga) Barra de aço GR2 (descarga) Figura VI.87 Deslocamento horizontal em função do logaritmo da pressão vertical aplicada sobre o terrapleno do modelo físico MF01. A Figura VI.88 apresenta a relação dos deslocamentos horizontais medidos no faceamento do modelo físico MF01 com o logaritmo da pressão aplicada no terrapleno, durante os estágios de carregamento e descarregamento. A forma pouco regular das curvas de cada ponto monitorado, conforme discutido anteriormente, é devida à baixa movimentação da face frente à precisão do equipamento. Verifica-se 273

287 que a partir da sobrecarga de 40 kpa a deformação no interior do solo aumenta linearmente com o logaritmo do acréscimo de pressão de sobrecarga aplicada. Deslocamento horizontal da face versus log pressão vertical ,0 log Pressão (kpa) 0,2 0,4 0,6 Dh (mm) 0,8 PV-01 LVDT (h=0,3m) PV-01 LVDT (h=0,7m) PV-02 LVDT (h=0,3m) PV-02 LVDT (h=1,1m) Figura VI.88 Deslocamento horizontal da face em função do logaritmo da pressão vertical aplicada sobre o terrapleno do modelo físico MF01. Conforme mostram as Figuras VI.87 e VI.88, o aspecto do gráfico indica que, a partir de uma determinada pressão, os deslocamentos variaram, de maneira geral, linearmente com o logaritmo da pressão aplicada. A representação da pressão em escala logarítmica permitiu a detecção de uma mudança acentuada no gradiente da curva, a qual atesta o carregamento anterior decorrente do processo executivo empregado na construção do modelo físico. Este fato sugere que a construção do modelo físico induziu uma tensão com magnitude aproximada de 30 kpa. Esta tensão pode ser definida, em analogia, por exemplo, ao adensamento dos solos, como tensão de pré-adensamento. Esta conclusão, de certa forma, estava implícita nos gráficos que apresentam a evolução da distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento dos grampos. 274

288 Deslocamentos (mm) A Figura VI.89 apresenta os deslocamentos horizontais e verticais medidos próximo ao topo do faceamento do modelo físico MF01 em função da profundidade equivalente. Os deslocamentos verticais são referentes às medidas realizadas no medidor instalado na superfície do terrapleno próximo ao tardoz (afastamento de 0,15 m). Os deslocamentos horizontais do faceamento foram registrados pelo medidor instalado mais próximo da crista do faceamento (z=0,3 m). Observa-se que os deslocamentos horizontais foram extremamente baixos, da ordem de 0,15H / 1000 e os recalques do terrapleno variaram entre H / 1000 e 2H / Relações dos deslocamentos vertical e horizontal com Zeq 2H / 1000 H / ,15H / Zeq (m) Desl. Horizontal Desl. Vertical 0,15H/1000 H/1000 2H/1000 Figura VI.89 Deslocamentos horizontais ( h) e verticais ( v) próximos ao topo do faceamento do modelo físico MF01 em função da profundidade equivalente (Zeq). Conforme apresentado na Figura VI.90, verifica-se que as pressões verticais nos estágios de carregamento e descarregamento aplicados no modelo físico MF01 aproximaram-se dos valores obtidos no produto do peso específico pela profundidade 275

289 equivalente do solo. Devido à movimentação da zona potencialmente instável as pressões observadas são maiores que as pressões verticais ( z) e da zona passiva. 0 Pressões verticais do solo grampeado nas zonas ativa e 0 40 passiva Pressão vertical (kpa) 2 4 Zeq (m) 6 zona ativa (carga) zona passiva (carga) zona ativa (descarga) zona passiva (descarga) Pressão vertical teórica.zeq Figura VI.90 Pressões verticais do solo grampeado nas zonas ativa e passiva do modelo físico MF01 em função da profundidade equivalente (Zeq). A Figura VI.91 apresenta a evolução dos incrementos de tensão horizontal em função da sobrecarga aplicada no terrapleno do experimento MF01 nas fases de carregamento e descarregamento. Observa-se que as tensões de contato do solo com o faceamento variaram muito ao longo da aplicação da sobrecarga. Entretanto, nos resultados da monitoração dos deslocamentos horizontais da face não foram constatadas oscilações que justificassem os aspectos das curvas h x v. Ressalta-se que a curva da célula de tensão total instalada abaixo do grampo (z=1,1 m) apresentou aspecto mais coerente com o esperado. 276

290 Incremento de tensão horizontal (kpa) 15 Incremento de tensão do solo junto á face versus sobrecarga CTT-01 (carga) CTT-01 (descarga) Z=1,1m Sobrecarga (kpa) CTT-02 (carga) CTT-02 (descarga) Z=0,9m CTT-03 (carga) CTT-03 (descarga) Z=0,7m Figura VI.91 Incrementos de tensão horizontal do solo junto à face em função da sobrecarga aplicada no terrapleno do modelo físico MF01 nas fases de carregamento e descarregamento. A Figura VI.92 ilustra as deformações do experimento MF01 ao final da aplicação da sobrecarga máxima (100 kpa) juntamente com a distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento do grampo e a superfície de ruptura definida pela teoria de Coulomb. Os deslocamentos da face decrescentes com a profundidade podem ser definidos por dois segmentos de reta. Os recalques próximos à face e no fundo do modelo físico indicam duas cunhas ativas nas quais ocorrem redução do volume. Ainda com relação à variação de volume, observa-se que a região entre as duas zonas ativas sofre aumento de volume. A expansão da superfície do terreno na zona passiva é associada à movimentação das zonas ativas, caracterizada por recalques de até 8,84 mm, e à quase imobilidade do faceamento, cuja deformação se apresentou muito baixa ( hmáx=0,75 mm). Se o sistema de contenção permitir movimentos horizontais da face, maiores poderão ser os recalques e, conseqüentemente, haverá menor tendência de expansão da região situada entre as duas zonas de movimentação. A carga máxima mobilizada no grampo foi de aproximadamente 6 kn. A superfície de ruptura definida pela teoria de Coulomb interceptou o grampo no ponto de tração máxima, encontrando-se nas regiões que apresentaram redução e aumento de volume. 277

291 máx=8,84mm máx=0,75mm Inicial N.T. Final Tmáx=6kN crít (Coulomb) Figura VI.92 Deformação do modelo físico MF01 (com atrito na base do faceamento) no final da aplicação da sobrecarga máxima sobre o terrapleno (carregamento virgem ou ensaio 1 de aplicação de sobrecarga). VI Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF01 no Segundo Ensaio de Aplicação de Sobrecarga no Terrapleno Após o término de aplicação de sobrecarga no terrapleno do modelo físico MF01 realizou-se outra aplicação de sobrecarga adotando o mesmo procedimento, objetivando avaliar o comportamento do solo grampeado quando anteriormente carregado e descarregado. Denominou-se o primeiro ensaio de aplicação de sobrecarga de carregamento virgem. A segunda aplicação de sobrecarga foi denominado de ensaio 2 (ou recarregamento) e os estágios de carregamento e descarregamento são identificados, respectivamente, como carga 2 e descarga 2. A evolução da distribuição dos esforços axiais ao longo do comprimento dos grampos no segundo ensaio de aplicação de sobrecarga no modelo físico MF01 é apresentada na Figura VI.93. Os acréscimos e decréscimos de sobrecarga considerados são de 20 kn. 278

292 Tração (kn) Tração (kn) Distribuição dos esforços de tração ao longo do grampo ,0 0,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação ao tardoz (m) 6 C. virgem 20kPa (carga 2) 40kPa (carga 2) Distribuição dos esforços de tração ao longo do grampo 02 60kPa (carga 2) 80kPa (carga 2) 100kPa (carga 2 máx) 80kPa (descarga 2) 60kPa (descarga 2) 40kPa (descarga 2) 20kPa (descarga 2) 0kPa (descarga 2) ,0 0,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação ao tardoz (m) C. virgem 20kPa (carga 2) 40kPa (carga 2) 60kPa (carga 2) 80kPa (carga 2) 100kPa (carga 2 máx) 80kPa (descarga 2) 60kPa (descarga 2) 40kPa (descarga 2) 20kPa (descarga 2) 0kPa (descarga 2) Figura VI.93 Evolução da distribuição dos esforços de tração ao longo dos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF01 para cada ciclo de 20 kn durante o segundo ensaio de aplicação de sobrecarga (carregamento e descarregamento). Observa-se que magnitude e distribuição das tensões ao longo dos comprimentos dos grampos no final do descarregamento do ensaio de sobrecarga 2 279

293 aproximam-se da condição inicial do ensaio, que corresponde ao final do estágio de descarregamento do ensaio de sobrecarga 1 (carregamento virgem). No estágio de carregamento do ensaio 2, os incrementos de tração em cada ponto instrumentado variam pouco até a carga de 80 kpa e no descarregamento os decréscimos de tração aumentam com o alívio da sobrecarga. Nas Figuras VI.94, VI.95 e VI.96 apresentam-se análises comparativas entre carregamento virgem e recarregamento (ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga) referente aos esforços de tração T0 e Tmáx dos grampos em função da profundidade equivalente (Zeq). Conforme apresentado nas Figuras VI.94 e VI.95, observa-se que a característica da segunda aplicação de sobrecarga no solo grampeado é que as tensões de tração dos grampos (T0 e Tmáx) no estágio de carregamento aproximam-se das cargas mobilizadas no descarregamento. 0 To nos grampos (ensaios 1 e2 de sobrecarga) Força de tração (kn) 2 4 Zeq (m) 6 T0 GR1 (carga 1) T0 GR1 (descarga 1) T0 GR2 (carga 1) T0 GR2 (descarga 1) T0 GR1 (carga 2) T0 GR1 (descarga 2) T0 GR2 (carga 2) T0 GR2 (descarga 2) Figura VI.94 Tensões de Tração T0 em função da profundidade equivalente (Zeq) verificadas nos ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga no modelo físico MF

294 0 Tmáx nos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga) Força de tração (kn) 2 4 Zeq (m) 6 Tmáx GR1 (carga 1) Tmáx GR1 (descarga 1) Tmáx GR2 (carga 1) Tmáx GR2 (descarga 1) Tmáx GR1 (carga 2) Tmáx GR1 (descarga 2) Tmáx GR2 (carga 2) Tmáx GR2 (descarga 2) Figura VI.95 Trações máximas (Tmáx) em função da profundidade equivalente (Zeq) verificadas nos ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga no modelo físico MF01. No estágio de carregamento, os incrementos de tração, em relação ao ensaio 1, diminuem à medida que aumenta Zeq e, conseqüentemente, a maior inclinação da nova curva de carregamento resulta em acréscimos de tração menores para cada sobrecarga aplicada. Ao contrário, no estágio de descarregamento, os decréscimos de tração em relação em ensaio 1 são iguais para cada grampo e, como conseqüência, as curvas apresentam o mesmo aspecto, caracterizado pela diminuição não linear da força de tração com o alívio da sobrecarga no terrapleno. Devido às tensões de pré-adensamento resultantes da construção do modelo físico e do carregamento virgem (ensaio 1), a principal diferença entre as curvas de tração dos ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga pode ser observada na Figura VI.96, que redesenha os resultados com o eixo das abscissas indicando o logaritmo das pressões aplicadas na superfície do terrapleno. No carregamento virgem as tensões de tração nos grampos passaram a apresentar maiores incrementos de tração 281

295 variando linearmente com o logaritmo da sobrecarga após a tensão de préadensamento oriunda do processo executivo empregado na construção do modelo físico. Já no segundo ensaio, este aumento e variação linear dos incrementos de tração são observados nos níveis de sobrecarga próximos ao valor do carregamento final (100 kpa). As curvas do estágio de descarregamento das tensões de tração em função da profundidade apresentam o mesmo aspecto nos dois ensaios de aplicação de sobrecarga e não há diferenças significativas das magnitudes. Este comportamento é esperado, pois no recarregamento (ensaio 2) não foi aplicado sobrecarga maior que a do carregamento virgem. Assim, a curva de descarregamento do ensaio 2 deve perfazer o mesmo caminho da curva de carregamento virgem. 0 Tmáx nos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga) 10 log Pressão (kpa) Tmáx (kn) 6 Tmáx GR1 (carga 1) Tmáx GR1 (descarga 1) Tmáx GR2 (carga 1) Tmáx GR2 (descarga 1) Tmáx GR1 (carga 2) Tmáx GR1 (descarga 2) Tmáx GR2 (carga 2) Tmáx GR2 (descarga 2) Figura VI.96 Trações máximas dos grampos do modelo físico MF01 em função do logaritmo da sobrecarga verificadas no carregamento virgem e recaregamento. 282

296 A Figura VI.97 revela que no estágio de carregamento do ensaio 2, a relação entre as forças de tração próxima às cabeças e máximas dos grampos (T0/Tmáx) em função da profundidade equivalente (Zeq) tende a se estabilizar, variando muito pouco. A relação T0/Tmáx dos grampos GR1 e GR2, quando carregados, variaram de 67 a 77% e 41 a 47%, respectivamente. No estágio de descarregamento, comparando-se os ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga não foram verificadas mudanças significativas na relação T0/Tmáx dos grampos. Aspecto interessante do segundo ensaio é que as relações T0/Tmáx, tanto no estágio de carregamento, quanto no descarregamento, encontram-se na mesma faixa de variação para cada grampo. Analisando-se a média dos resultados, verifica-se que T0 corresponde a um valor entre 54 e 63% de Tmáx mobilizado no grampo, quando carregado e ou descarregado. Relação To /Tmáx dos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga) 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 0 T0/Tmáx 2 4 Zeq (m) 6 T0/Tmáx GR1 (carga 1) T0/Tmáx GR1 (descarga 1) T0/Tmáx GR2 (carga 1) T0/Tmáx GR2 (descarga 1) T0/Tmáx GR1 (carga 2) T0/Tmáx GR1 (descarga 2) T0/Tmáx GR2 (carga 2) T0/Tmáx GR2 (descarga 2) Figura VI.97 Relação T0/Tmáx dos grampos em função da profundidade equivalente (Zeq) verificadas nos ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga no modelo físico MF

297 Zeq (m) Na monitoração dos grampos instrumentados do modelo físico MF01 durante o segundo ensaio de aplicação de sobrecarga observa-se que o estado de tensão dos grampos nos estágios de carregamento e descarregamento, para profundidades superiores a 2 metros encontra-se abaixo do estado ativo do solo e afasta-se ainda mais de Ka à medida que a profundidade equivalente (Zeq) aumenta. Entretanto, em relação ao ensaio 1 (carregamento virgem), no estágio de carregamento o estado de tensões, principalmente, para sobrecargas entre 20 e 90 kpa, aproxima-se do estado ativo. Para profundidades (Zeq) inferiores a 2 m o estado de tensão dos grampos oscila entre Ka e K0. A análise comparativa entre o estado de tensão dos grampos na mobilização máxima dos esforços de tração e o estado de tensão do solo para o ensaio 2 de sobrecarga é apresentada na Figura VI Estado de tensão (tração máxima mobilizada) Tmáx Sv.Sh.z.Ko 2.z.Ka 4 6 GR1 (carga 2) GR1 (descarga 2) GR2 (carga 2) GR2 (descarga 2) Estado ativo Estado de repouso Figura VI.98 Estado de tensão referente às cargas máximas mobilizadas nos grampos do modelo físico MF01 durante o segundo ensaio de aplicação de sobrecarga. 284

298 h / H O esforços axiais T0 e Tmáx dos grampos normalizados para os valores de peso específico do solo ( ), coeficiente de empuxo ativo (Ka), espaçamentos vertical e horizontal entre grampos (Sv e Sh) e profundidade equivalente (z ou h) em função da profundidade normalizada para a profundidade equivalente máxima (Zeq,máx ou H) observados durante o segundo ensaio de aplicação de sobrecarga são apresentados nas Figuras VI.99 e VI.100. Ao contrário do ensaio 1 de sobrecarga (carregamento virgem), verifica-se que as tensões T0 e Tmáx normalizadas referentes ao estágio de carregamento aproximam-se das tensões normalizadas no descarregamento, sendo que os valores destas últimas, em relação ao ensaio 1, pouco variaram. Tensão de tração na face normalizada em função de h/h 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 0,00 T0.z.Ka.Sv.Sh 0,25 0,50 0,75 1,00 GR1 (carga 2) GR1 (descarga 2) GR2 (carga 2) GR2 (descarga 2) Média GR1 e GR2 (carga 2) Média GR1 e GR2 (descarga 2) Figura VI.99 Tensões de tração T0 normalizadas em função da relação h/h nos grampos do modelo físico MF01 no segundo ensaio de aplicação de sobrecarga. Quanto às tensões T0 normalizadas, o padrão de comportamento pode ser segmentado por dois trechos, sendo o divisor destes a relação h/h igual a 0,4. Para h/h superior a 0,4, as tensões T0 normalizadas variam pouco e encontram-se num 285

299 h / H intervalo entre 0,25 e 0,55. No caso da relação h/h menor que 0,4 a tensão de tração próxima a cabeça do grampo corresponde a carregamentos superiores a 50 kpa e a pressão vertical diminui proporcionalmente ao alívio de sobrecarga no terraplano, resultando num maior aumento de T0 normalizada, da qual varia significativamente entre os valores de 0,46 e 1,27. Tensão de tração máxima normalizada em função de h/h 0,0 0,8 1,6 2,4 0,00 Tmáx.z.Ka.Sv.Sh 0,25 0,50 0,75 1,00 GR1 (carga 2) GR1 (descarga 2) GR2 (carga 2) GR2 (descarga 2) Figura VI.100 Tensões de tração Tmáx normalizadas em função da relação h/h nos grampos do modelo físico MF01 no segundo ensaio de aplicação de sobrecarga. Da mesma forma, as tensões de tração máximas (Tmáx) normalizadas em função da profundidade do grampo (h/h) apresentam dois padrões de comportamento separados pela relação h/h igual a 0,5. Nos dois casos, os valores da tensão Tmáx normalizada apresentam variações significativas. Entretanto, para relação h/h superior a 0,5 esta variação é menor que a observada para h/h inferior a 0,5, sendo o intervalo entre 0,44 e 0,84 para o segmento com maior profundidade e 0,65 a 2,05 para o outro segmento. A maior variação observada para h/h inferior a 0,5 justifica-se pelo estado 286

300 de tensão inicial do grampo mobilizado pela anterior aplicação de sobrecarga frente às baixas pressões verticais. VI Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF02 (base do faceamento sobre sistema de lubrificação) A evolução da distribuição dos esforços axiais nos grampos em função das sobrecargas aplicadas no terrapleno do modelo físico MF02 é apresentada na Figura VI.101. Aspectos referentes à localização do ponto de esforço axial máximo mobilizado nos grampos nas fases de carregamento e descarregamento podem ser observados na Figura VI.101 que apresenta a distribuição destas forças ao longo do grampo para cada ciclo de 20 kn. A distribuição das trações nos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF02 revela que a localização do ponto de tração máxima praticamente não foi alterada com as fases de carregamento e descarregamento da sobrecarga aplicada sobre o terrapleno. No entanto, a relação entre a força de tração próxima à face e máxima dos grampos (T0/Tmáx) variou em função da sobrecarga aplicada. Conforme discutido, as cargas nos grampos do experimento MF02 são 3,3 vezes superiores às do MF01. Ao contrário do MF01, verificou-se que a interseção da superfície de ruptura com os grampos coincide com o ponto de força de tração máxima mobilizada nos grampos, tanto no estágio de carregamento, quanto no descarregamento. O grampo GR2 mobilizou mais esforços axiais, no qual a tração máxima atingiu 20 kn, enquanto no GR1 este valor é de 16 kn. As relações T0/Tmáx observadas nos grampos GR1 e GR2 apresentam diferenças entre si para níveis de carregamento inferiores a 70 kpa. Entretanto, no estágio de descarregamento, quase não há diferença para sobrecargas superiores a 30 kpa. O estado de tensão nos grampos no final do descarregamento (0 kpa) correspondeu àquele mobilizado pelo carregamento aproximado de 50 kpa. Conforme apresentado na Figura VI.102, os acréscimos das trações T0 e Tmáx a partir da sobrecarga de 20 kpa aumentam linearmente com a profundidade equivalente (Zeq), com inclinação maior para o grampo mais solicitado, GR2. No estágio de descarregamentos os decréscimos de tração variam de forma não linear, sendo a magnitude final destes esforços equivalente a sobrecargas de 60 e 50 kpa, respectivamente para as trações T0 e Tmáx. 287

301 Tração (kn) Tração (kn) Distribuição dos esforços de tração ao longo do grampo ,0 0,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação ao tardoz (m) Distribuição Construção dos esforços de 20kPa tração (carga) ao longo do grampo 40kPa (carga) 02 60kPa (carga) 80kPa (carga) 100kPa (carga máx) 20 80kPa (descarga) 60kPa (descarga) 40kPa (descarga) 20kPa (descarga) 0kPa (descarga) ,0 0,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação ao tardoz (m) Construção 20kPa (carga) 40kPa (carga) 60kPa (carga) 80kPa (carga) 100kPa (carga máx) 80kPa (descarga) 60kPa (descarga) 40kPa (descarga) 20kPa (descarga) 0kPa (descarga) Figura VI.101 Evolução da distribuição dos esforços de tração ao longo dos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF02 para cada ciclo de 20 kn nas fases de carregamento e descarregamento. 288

302 0 Forças de Tração To e Tmáx mobilizadas nos grampos Força de tração (kn) 2 4 Zeq (m) 6 T0 GR1 (carga) T0 GR2 (carga) Tmáx GR1 (carga) Tmáx GR2 (carga) T0 GR1 (descarga) T0 GR2 (descarga) Tmáx GR1 (descarga) Tmáx GR2 (descarga) Figura VI.102 Esforços de tração T0 e Tmáx em função da profundidade equivalente (Zeq) mobilizadas nos grampos do modelo físico MF02. A Figura VI.103 apresenta a relação T0/Tmáx em função da profundidade equivalente (Zeq). Verifica-se que as relações T0/Tmáx dos grampos GR1 e GR2 do experimento MF02 sofrem oscilações no estágio de carregamento até a sobrecarga de 70 Kpa, variando de 0,4 a 0,78. Entretanto, analisando-se pela média das trações dos grampos, observa-se que a relação T0/Tmáx no carregamento é mantida constante, igual a 70%, para sobrecarga superior a 40 kpa (Zeq>2,5 m). Para profundidades equivalentes (Zeq) inferiores a 2,5 metros, a relação T0/Tmáx varia entre 0,51 e 0,7. Por outro lado, os grampos quando descarregados apresentam a mesma relação T0/Tmáx, variando pouco num intervalo de 0,7 a 0,84. A tensão próxima à cabeça do grampo (T0), assim como no estágio de carregamento, assume o valor constante de 70% da tração máxima no grampo para profundidades equivalentes superiores a 2,5 m. 289

303 Os valores verificados pela média das trações nos grampos, ao contrário do experimento MF01, apresentam uma relação T0/Tmáx consideravelmente variável, encontrando-se dentro do intervalo de 51 a 84%, na qual o valor de T0 igual a 70% de Tmáx é mantido constante para sobrecargas maiores que 40 kpa (ou Zeq>2,5 m). Relação To /Tmáx dos grampos 0,0 0,3 0,6 0,9 0 T0/Tmáx 2 4 Zeq (m) 6 T0/Tmáx GR1 (carga) T0/Tmáx GR1 (descarga) T0/Tmáx GR2 (carga) T0/Tmáx GR2 (descarga) T0/Tmáx média (carga) T0/Tmáx média (descarga) Figura VI.103 Relação T0/Tmáx em função da profundidade equivalente (Zeq) dos grampos do modelo físico MF02. Os esforços axiais máximos mobilizados nos grampos do experimento MF02 (base sobre sistema de lubrificação) durante a aplicação das sobrecargas resultaram no estado de tensão apresentado na Figura VI.104. No estágio de carregamento, observa-se que a partir da sobrecarga de 20 kpa os acréscimos de Tmáx normalizados para o valor dos espaçamentos vertical e horizontal (Sv e Sh) aumentam linearmente com a profundidade equivalente (Zeq) caminhando desde o estado ativo até uma condição intermediária entre Ka e K0. Os grampos, quando descarregados, devido aos pequenos decréscimos das forças de tração com a redução constante da sobrecarga, o estado de tensão dos grampos caminham para a condição de repouso, superando-a 290

304 e tendendo a um paralelismo a partir de uma profundidade equivalente (Zeq) intermediária. Ao contrário do experimento MF01 (base com atrito), os deslocamentos horizontais da face do MF02 são maiores e, conseqüentemente, as tensões do solo junto à face são menores, transmitindo maiores forças de tração nos grampos. Análises comparativas dos experimentos MF1 e MF02 demonstram que a imobilidade do faceamento resulta em estado de tensão tendendo para o estado ativo (Ka) e quando há liberdade de movimentação, as cargas mobilizadas nos grampos superam a condição de repouso (K0). Estado de tensão (tração máxima mobilizada) Tmáx Sv.Sh.z.Ko 2 4 Zeq (m).z.ka 6 GR1 (carga) GR2 (carga) Estado ativo GR1 (descarga) GR2 (descarga) Estado de repouso Média GR1 e GR2 (carga) Média GR1 e GR2 (descarga) Figura VI.104 Estado de tensão referente às cargas máximas mobilizadas nos grampos do modelo físico MF02. As forças de tração T0 e Tmáx normalizadas para os valores de peso específico do solo ( ), coeficiente de empuxo ativo (Ka), espaçamentos vertical e horizontal entre grampos (Sv e Sh) e profundidade equivalente (z ou h) em função da relação h/h são 291

305 apresentadas nas Figuras VI.105 e VI.106, respectivamente. Observa-se que as tensões normalizadas no estágio de carregamento, em linhas gerais, sofrem pouca variação com a relação h/h em relação ao descarregamento, que apresenta dois padrões de comportamentos, linear e não linear. Aspecto comum entre as tensões T0 e Tmáx normalizadas é o aumento crescente com a profundidade equivalente (Zeq) durante o estágio de carregamento e, ao contrário, no descarregamento as tensões normalizadas crescem com a redução da profundidade. O comportamento não linear na fase de descarregamento, à medida que a sobrecarga aproxima-se de 0 Kpa, decorre da baixa redução das cargas nos grampos frente aos decréscimos constantes da pressão vertical. No estágio de descarregamento a variação da tração T0 normalizada aumenta linearmente com a diminuição da profundidade equivalente (Zeq) para sobrecargas entre 100 e 40 kpa. Para sobrecargas menores que 40 kpa os incrementos de tração normalizada aumentam gradativamente com as reduções das pressões aplicadas no terrapleno. No segmento linear situado entre 1,0 e 0,5 da relação h/h a tensão T0 normalizada encontra-se no intervalo de 0,98 a 1,59 e para o outro segmento (h/h <0,5) a variação é maior, saindo de 1,59 para 3,51, sendo que entre a sobrecarga 10 e 0 kpa há um salto significativo de 2,5 para 3,51. No estágio de carregamento, separando os resultados das tensões de tração T0 normalizadas em dois segmentos com divisor na relação h/h igual 0,5, tem-se que nas partes superior e inferior, os valores variaram, respectivamente, de 0,47 a 0,67 e de 0,67 a 0,

306 h / H Tensão de tração na face normalizada em função de h/h 0, T0.z.Ka.Sv.Sh 0,25 0,50 0,75 1,00 GR1 (carga) GR2 (carga) Média GR1 e GR2 (carga) GR1 (descarga) GR2 (descarga) Média GR1 e GR2 (descarga) Figura VI.105 Tensões de tração T0 normalizadas em função da relação h/h dos grampos do modelo físico MF02. Os aspectos observados no comportamento das tensões nos grampos T0 normalizadas são semelhantes aos das tensões de tração máximas (Tmáx) normalizadas, tanto no estágio de carregamento, quanto no descarregamento. Conforme realizado na análise da tensão T0 normalizada em função de h/h, separouse os estágios de carregamento e descarregamento em dois segmentos, com divisor na relação h/h igual a 0,5. As partes superior e inferior do estágio de carregamento apresentaram valores variando, respectivamente, de 0,75 a 1,0 e de 1,0 a 1,4. No descarregamento as tensões normalizadas aumentam à medida que se reduz a profundidade equivalente, variando, respectivamente nas partes inferior e superior, de 1,4 a 2,25 e de 2,25 a 4,25, sendo que ocorre um salto de 3,25 a 4,25 no intervalo de sobrecarga entre 10 e 0 kpa. 293

307 h / H Tensão de tração máxima normalizada em função de h/h 0, Tmáx.z.Ka.Sv.Sh 0,25 0,50 0,75 1,00 GR1 (carga) GR2 (carga) Média GR1 e GR2 (carga) GR1 (descarga) GR2 (descarga) Média GR1 e GR2 (descarga) Figura VI.106 Tensões de tração Tmáx em função da relação h/h dos grampos do modelo físico MF02. Os fatores de segurança contra o arrancamento do grampo da zona passiva e contra a ruptura do elemento resistente à tração do grampo (barra de aço) verificados pela maior solicitação dos grampos são apresentados na Figura VI.107. Da mesma forma que verificado no experimento MF01, o fator de segurança contra o arrancamento diminui linearmente à medida que se reduz a pressão vertical sobre o grampo. Entretanto, ao contrário de MF01, no experimento MF02 o fator de segurança se aproxima do valor unitário, no final do estágio de sobrecarga. Já, o fator de segurança contra a ruptura da barra de aço aumenta com um padrão de comportamento não linear. O FS crítico aproximadamente igual a 3, ainda que dentro do recomendado, correspondente a um terço do FS encontrado na condição mais desfavorável do experimento MF

308 Fatores de segurança (arrancamento e ruptura dos grampos) FS 2 4 Zeq (m) 6 GR1 (arrancamento) GR2 (arrancamento) GR1 (ruptura) GR2 (ruptura) Figura VI.107 Fatores de segurança contra arrancamento e ruptura dos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF02. A Figura VI.108 apresenta a deformação da barra de aço decorrente do esforço axial máximo em função do logaritmo das pressões aplicadas na superfície do terrapleno. Semelhante ao experimento MF01, observa-se mudança de gradiente da curva após a sobrecarga de 30 kpa. A partir deste ponto as deformações do aço aumentam linearmente com o logaritmo do acréscimo de sobrecarga aplicada no terrapleno. O mesmo fato pode ser observado na mobilização das tensões de tração nos grampos, que a partir da sobrecarga de 30 kpa os incrementos de tração são maiores e aumentam linearmente com a profundidade equivalente (Figura VI.102). Este comportamento indica que da construção do modelo físico MF02, assim como do MF01, resulta uma tensão de pré-adensamento, que confirma a ocorrência do carregamento anterior. Conforme discutido, o processo executivo empregado na construção dos modelos físicos induz tensões superiores aos primeiros níveis de sobrecarga. E quando o modelo físico fica submetido a sobrecargas maiores que a carga máxima 295

309 induzida anteriormente (tensão de pré-adensamento), os incrementos de deslocamentos são maiores e aumentam linearmente com pressão aplicada. Deslocamento versus log pressão vertical ,0 log Pressão (kpa) 0,5 1,0 1,5 Dh (mm) Barra de aço GR1 (carga) Barra de aço GR2 (carga) Barra de aço GR1 (descarga) Barra de aço GR2 (descarga) Figura VI.108 Deslocamento horizontal em função do logaritmo da pressão vertical aplicada sobre o terrapleno do modelo físico MF02. A partir da plotagem dos deslocamentos horizontais medidos no faceamento e no interior do solo grampeado do modelo físico MF02 em função do logaritmo da sobrecarga aplicada no terrapleno (Figuras VI.109 e VI.110), verifica-se mudança de gradiente das curvas, também a partir da pressão de 30 kpa. Conforme apresentado na Figura VI.109, os deslocamentos na base do faceamento medidos em diferentes seções, mas na mesma altura, possuem magnitudes iguais e são maiores que os deslocamentos medidos por LVDT s instalados em pontos mais altos. Esta maior movimentação na parte inferior do modelo físico MF02 atesta a eficiência do sistema de lubrificação, no qual a base do faceamento se apóia. 296

310 Os resultados de deslocamentos crescentes com a profundidade são consistentes com os acréscimos de tensão de contato do solo com a face, que diminuem com a profundidade. Outro aspecto da relação dos deslocamentos com as tensões do solo junto à face pode ser verificado através de uma análise comparativa dos modelos físicos. Como os deslocamentos horizontais do experimento MF02 são maiores que os medidos no MF01, neste último as tensões horizontais deveriam ser maiores, e isto de fato aconteceu. Deslocamento horizontal da face versus log pressão vertical ,0 log Pressão (kpa) 2,0 4,0 Dh (mm) 6,0 PV-01 LVDT (h=0,3m) PV-01 LVDT (h=0,7m) PV-02 LVDT (h=0,3m) PV-02 LVDT (h=1,1m) Figura VI.109 Deslocamento horizontal da face em função do logaritmo da pressão vertical aplicada sobre o terrapleno do modelo físico MF02. A Figura VI.110 apresenta, conforme esperado, uma maior movimentação na zona ativa. Além disso, observa-se correspondência dos deslocamentos medidos próximos à face (afastamento de 0,15 m) com aqueles medidos no faceamento. Verifica-se que à medida que se afasta da face os deslocamentos diminuem em direção à zona passiva. 297

311 0,0 Deslocamento interno do solo versus log pressão vertical log Pressão (kpa) 1,0 2,0 3,0 Dh (mm) 4,0 Dh 15cm (carga) Dh 15cm (descarga) Dh 50cm (carga) Dh 50cm (descarga) Dh 90cm (carga) Dh 90cm (descarga) Dh 120cm (carga) Dh 120cm (descarga) Figura VI.110 Deslocamento horizontal interno do solo grampeado em função do logaritmo da pressão vertical aplicada sobre o terrapleno do modelo físico MF02. A Figura VI.111 apresenta os deslocamentos horizontais e verticais medidos próximo ao topo do faceamento do modelo físico MF02 em função da profundidade equivalente. Os deslocamentos horizontais encontram-se próximos da relação 0,4H / 1000 e os recalques do terrapleno variaram entre H / 1000 e 2H /

312 Deslocamentos (mm) Relações dos deslocamentos vertical e horizontal com Zeq 2H / 1000 H / ,4H / Zeq (m) Desl. Horizontal Desl. Vertical 0,4H/1000 H/1000 2H/1000 Figura VI.111 Deslocamentos horizontais ( h) e verticais ( v) próximos ao topo do faceamento do modelo físico MF02 em função da profundidade equivalente (Zeq). A Figura VI.112 apresenta a evolução dos incrementos de tensão horizontal em função da sobrecarga aplicada no terrapleno do experimento MF02 nas fases de carregamento e descarregamento. Observa-se que as tensões do solo junto à face medidas na célula de tensão total instalada ao lado do grampo (CTT-02) oscilaram ao longo da aplicação da sobrecarga. Estas variações dos incrementos de tensão horizontal podem estar relacionadas à relativa flexibilidade inerente ao faceamento executado com blocos pré-moldados e à provável acomodação dos blocos entre si no decorrer da aplicação da sobrecarga. Os aspectos das curvas resultantes da monitoração das células acima e abaixo do grampo (CTT-01 e CTT-03) foram mais coerentes com o esperado, pois quase não houve oscilações. Em relação ao experimento MF01, cujos deslocamentos horizontais da face corresponderam a um décimo dos deslocamentos medidos no modelo MF02, as 299

313 Incremento de tensão horizontal (kpa) tensões do solo junto à face de MF01, conforme deveria ser, são maiores que as tensões do experimento MF Incremento de tensão do solo junto á face versus sobrecarga CTT-01 (carga) CTT-01 (descarga) Z=1,1m Sobrecarga (kpa) CTT-02 (carga) CTT-02 (descarga) Z=0,9m CTT-03 (carga) CTT-03 (descarga) Z=0,7m Figura VI.112 Incrementos de tensão horizontal do solo junto à face em função da sobrecarga aplicada no terrapleno do modelo físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento. A Figura VI.113 ilustra as deformações do experimento MF02 ao final da aplicação da sobrecarga máxima (100 kpa) juntamente com a distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento do grampo e a superfície de ruptura definida pela teoria de Coulomb. Os deslocamentos da face são crescentes com a profundidade. Assim como observado no experimento MF01, os recalques próximos à face e no fundo do modelo físico indicam duas cunhas ativas nas quais ocorrem redução do volume. Entretanto ao contrário do MF01, no MF02 observa-se que na região entre as duas zonas ativas, praticamente não há expansão da superfície do terrapleno. A movimentação das zonas ativas, caracterizada por recalques de até 6,32 mm, é compensada pela movimentação da face. Assim, o perfil de deslocamentos verticais do terrapleno e, por conseqüência, o volume deslocado devido aos recalques superficiais, associa-se ao volume devido à movimentação da face. A carga máxima mobilizada no grampo foi de aproximadamente 20 kn. A superfície de ruptura definida 300

314 máx=6,32mm pela teoria de Coulomb interceptou o grampo no ponto de tração máxima e no contato com a superfície aproximou-se da região cujos deslocamentos foram quase nulos. máx=5,51mm Inicial N.T. Final Tmáx=20kN crít (Coulomb) Figura VI.113 Deformação do modelo físico MF02 (sem atrito na base do faceamento) no final da aplicação da sobrecarga máxima sobre o terrapleno (carregamento virgem ou ensaio 1 de aplicação de sobrecarga). VI Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF02 no Segundo Ensaio de Aplicação de Sobrecarga no Terrapleno Objetivando avaliar o comportamento do solo grampeado quando anteriormente carregado e descarregado, assim como no experimento MF01, após o carregamento virgem (ensaio 1) realizou-se uma segunda aplicação de sobrecarga no terrapleno (ensaio 2). Nos gráficos elaborados pelo ensaio 2 de aplicação de sobrecarga, os estágios de carregamento e descarregamento são identificados, respectivamente, como carga 2 e descarga 2. A Figura VI.114 apresenta a evolução da distribuição das trações ao longo do comprimento dos grampos do modelo físico MF02 durante segundo ensaio de aplicação de sobrecarga (recarregamento). Observa-se que a distribuição das tensões de tração ao longo dos comprimentos dos grampos, durante o segundo ensaio de aplicação de sobrecarga, tem aspecto muito parecido com aquele observado no ensaio 1 (carregamento virgem) do experimento MF02. As trações máximas nos grampos promovidas pelo último nível de sobrecarga (100 kpa) no ensaio 2 foram 301

315 Tração (kn) Tração (kn) pouco inferiores (diferença de 6%) das trações medidas no ensaio 1. Verificou-se que no final do descarregamento do segundo ensaio de aplicação de sobrecarga os grampos, praticamente, voltaram ao estado de tensões inicial do ensaio 2. Distribuição dos esforços de tração ao longo do grampo ,0 0,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação ao tardoz (m) C. virgemdistribuição dos esforços 20kPa (carga de tração 2) ao longo 40kPa do (carga grampo 2) 02 60kPa (carga 2) 80kPa (carga 2) 100kPa (carga 2 máx) 20 80kPa (descarga 2) 60kPa (descarga 2) 40kPa (descarga 2) 20kPa (descarga 2) 0kPa (descarga 2) ,0 0,4 0,8 1,2 1,6 Afastamento em relação ao tardoz (m) C. virgem 20kPa (carga 2) 40kPa (carga 2) 60kPa (carga 2) 80kPa (carga 2) 100kPa (carga 2 máx) 80kPa (descarga 2) 60kPa (descarga 2) 40kPa (descarga 2) 20kPa (descarga 2) 0kPa (descarga 2) Figura VI.114 Evolução da distribuição dos esforços de tração ao longo dos grampos GR1 e GR2 do modelo físico MF02 para cada ciclo de 20 kn durante o segundo ensaio de aplicação de sobrecarga (carregamento e descarregamento). 302

316 Nos estágios de carregamento e descarregamento, os acréscimos e decréscimos de tração nos grampos variam de forma não linear com a profundidade equivalente (Zeq), exceto a partir do carregamento de 80 kpa, cujo os incrementos de tração tendem a aumentar linearmente com a aplicação da sobrecarga. O comportamento não linear verificado no estágio de carregamento é devido à tensão de pré-adensamento resultante do primeiro ensaio de aplicação de sobrecarga (carregamento virgem) Análises comparativas das tensões de tração T0 e Tmáx nos grampos em função da profundidade equivalente (Zeq) nos ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga (carregamento virgem e recarregamento) são apresentadas as Figuras VI.115 e VI.116, respectivamente. 0 To nos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga) Força de tração (kn) 2 4 Zeq (m) 6 T0 GR1 (carga 1) T0 GR1 (descarga 1) T0 GR2 (carga 1) T0 GR2 (descarga 1) T0 GR1 (carga 2) T0 GR1 (descarga 2) T0 GR2 (carga 2) T0 GR2 (descarga 2) Figura VI.115 Tensões de Tração T0 em função da profundidade equivalente (Zeq) verificadas nos ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga no modelo físico MF

317 0 Tmáx nos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga) Força de tração (kn) 2 4 Zeq (m) 6 Tmáx GR1 (carga 1) Tmáx GR1 (descarga 1) Tmáx GR2 (carga 1) Tmáx GR2 (descarga 1) Tmáx GR1 (carga 2) Tmáx GR1 (descarga 2) Tmáx GR2 (carga 2) Tmáx GR2 (descarga 2) Figura VI.116 Trações máximas (Tmáx) em função da profundidade equivalente (Zeq) verificadas nos ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga no modelo físico MF02. Conforme discutido, quando o modelo físico é submetido a carregamentos maiores do que a pressão máxima aplicada no terrapleno, os incrementos de tração aumentam e passam a variar linearmente com o logaritmo da pressão. No carregamento virgem este comportamento pode ser observado após a tensão de préadensamento promovida pela construção do modelo físico. Na segunda aplicação de sobrecarga (recarregamento), o aumento e a variação linear dos incrementos de tração são observados nos níveis de sobrecarga próximos ao valor do carregamento final (100 kpa). Devido às mesmas magnitudes dos carregamentos máximos aplicados no recarregamento e carregamento virgem, as curvas de descarregamento dos ensaios 1 e 2 perfazem o mesmo caminho. Estes aspectos podem ser observados na Figura VI.117, que apresenta as cargas máximas dos grampos nos ensaios 1 e 2 de 304

318 aplicação de sobrecarga em função do logaritmo das pressões aplicadas no terrapleno. 0 Tmáx nos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga) log Pressão (kpa) 7 14 Tmáx (kn) 21 Tmáx GR1 (carga 1) Tmáx GR1 (descarga 1) Tmáx GR2 (carga 1) Tmáx GR2 (descarga 1) Tmáx GR1 (carga 2) Tmáx GR1 (descarga 2) Tmáx GR2 (carga 2) Tmáx GR2 (descarga 2) Figura VI.117 Trações máximas dos grampos do modelo físico MF02 em função do logaritmo da sobrecarga verificadas no carregamento virgem e recaregamento. Verifica-se que a relação T0/Tmáx dos grampos do experimento MF02 em função da profundidade equivalente (Zeq) aumenta com o recarregamento (ensaio 2), tanto no estágio de carga, quanto na descarga. Entretanto, nos estágios de carregamento e descarregamento a relação T0/Tmáx varia muito pouco, sendo o intervalo de 0,73 a 0,84 e de 0,73 a 0,87 para cada estágio, respectivamente. De maneira geral, no recarregamento do experimento MF02 (base sobre sistema de lubrificação) verifica-se que T0 corresponde a um valor entre 73 e 87% de Tmáx mobilizado no grampo (Figura VI.118). 305

319 Relação To /Tmáx dos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga) 0,0 0,3 0,6 0,9 0 T0/Tmáx 2 4 Zeq (m) 6 T0/Tmáx GR1 (carga 1) T0/Tmáx GR1 (descarga 1) T0/Tmáx GR2 (carga 1) T0/Tmáx GR2 (descarga 1) T0/Tmáx GR1 (carga 2) T0/Tmáx GR1 (descarga 2) T0/Tmáx GR2 (carga 2) T0/Tmáx GR2 (descarga 2) Figura VI.118 Relação T0/Tmáx dos grampos em função da profundidade equivalente (Zeq) verificadas nos ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga no modelo físico MF02. Conforme apresentado na Figura VI.119, observa-se que o estado de tensão dos grampos do experimento MF02 nos estágios de carregamento e descarregamento do segundo ensaio de aplicação de sobrecarga, varia de uma condição intermediária de Ka e K0 para um estado superior à condição do repouso (K0). No carregamento virgem, o estágio de tensão dos grampos encontra-se próximo do estado ativo (Ka) até a carga de 50 kpa. 306

320 Zeq (m) Estado de tensão (tração máxima mobilizada) Tmáx Sv.Sh 2 4.z.Ko.z.Ka 6 GR1 (carga 2) GR1 (descarga 2) GR2 (carga 2) GR2 (descarga 2) Estado ativo Estado de repouso Figura VI.119 Estado de tensão referente às cargas máximas mobilizadas nos grampos do modelo físico MF02 durante o segundo ensaio de aplicação de sobrecarga. O esforços axiais T0 e Tmáx dos grampos normalizados para os valores de peso específico do solo ( ), coeficiente de empuxo ativo (Ka), espaçamentos vertical e horizontal entre grampos (Sv e Sh) e profundidade equivalente (z ou h) em função da profundidade normalizada para a profundidade equivalente máxima (Zeq,máx ou H) observados durante o segundo ensaio de aplicação de sobrecarga no experimento MF02 são apresentados nas Figuras VI.120 e VI

321 h / H Tensão de tração na face normalizada em função de h/h 0,5 1,5 2,5 3,5 4,5 0,00 T0.z.Ka.Sv.Sh 0,25 0,50 0,75 1,00 GR1 (carga 2) GR1 (descarga 2) GR2 (carga 2) GR2 (descarga 2) Figura VI.120 Tensões de tração T0 normalizadas em função da relação h/h nos grampos do modelo físico MF02 no segundo ensaio de aplicação de sobrecarga. No recarregamento (ensaio 2 de sobrecarga) do experimento MF02, o padrão de comportamento das tensões T0 e Tmáx normalizadas pode ser segmentado por dois trechos, sendo o divisor destes a relação h/h igual a 0,5. Quando a relação h/h é menor que 0,5 as tensões de tração normalizadas, nos estágios de carregamento e descarregamento, apresentam uma variação significativa. Para h/h superior a 0,5, as tensões de tração normalizadas variam pouco em relação ao segmento superior (h/h<0,5) mas, ainda assim, esta variação é significativa. As tensões de tração T0 normalizadas no segmento superior (h/h<0,5) nos estágios de carregamento e descarregamento encontram-se na faixa de valores que varia de 0,9 a 1,25 e de 0,9 a 1,80, respectivamente. No segmento inferior (h/h>0,5) os valores das trações T0 normalizadas encontram-se no intervalo de 1,25 a 3,5 e de 1,8 a 3,95. Observa-se salto significativo quando se descarrega de 10 para 0 kpa. 308

322 h / H Tensão de tração máxima normalizada em função de h/h 0, Tmáx.z.Ka.Sv.Sh 0,25 0,50 0,75 1,00 GR1 (carga 2) GR1 (descarga 2) GR2 (carga 2) GR2 (descarga 2) Média GR1 e GR2 (carga) Média GR1 e GR2 (descarga) Figura VI.121 Tensões de tração Tmáx normalizadas em função da relação h/h nos grampos do modelo físico MF02 no segundo ensaio de aplicação de sobrecarga. As tensões de tração Tmáx normalizadas no segmento superior (h/h<0,5) nos estágios de carregamento e descarregamento encontram-se na faixa de valores que varia de 1,25 a 1,55 e de 1,25 a 2,25, respectivamente. No segmento inferior (h/h>0,5) os valores das trações Tmáx normalizadas encontram-se no intervalo de 1,55 a 4,25 e de 2,25 a 4,55. Observa-se salto significativo quando se descarrega de 10 para 0 kpa. VI Sumário dos Resultados dos Experimentos MF01 (base do faceamento com atrito) e MF02 (base do faceamento sobre sistema de lubrificação) As Tabelas VI.8 e VI.9 apresentam o resumo das relações T0/Tmáx encontradas nos modelos físicos MF01 e MF02 nas monitorações dos grampos durante os ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga, carregamento virgem e 309

323 recarregamento, respectivamente. Entretanto, ressalta-se que a relação T0/Tmáx pode ser bem menor se considerarmos T0 na face do bloco e uma variação linear da tração entre o ponto instrumentado (15 cm da face) e a face. Tabela VI.8 Sumário das relações T0/Tmáx do experimento MF01 nos ensaios de carregamento virgem e recarregamento. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0,37 0,6 0,4 0,6 0,43 0,67 Média (GR1 e GR2) Média (GR1 e GR2) 0,5 0,55 Grampo GR1 Carregamento Recarregamento (ensaio 2 de sobrecarga) Carregamento To/Tmáx (experimento MF01) Carregamento virgem (ensaio 1 de sobrecarga) Grampo GR2 Descarregamento Grampo GR1 Grampo GR2 Grampo GR1 Grampo GR2 Descarregamento Grampo GR1 Grampo GR2 Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0,67 0,77 0,41 0,47 0,4 0,75 Média (GR1 e GR2) Média (GR1 e GR2) 0,58 0,57 Tabela VI.9 Sumário das relações T0/Tmáx do experimento MF02 nos ensaios de carregamento virgem e recarregamento. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0,64 0,72 0,4 0,7 0,7 0,84 Média (GR1 e GR2) Média (GR1 e GR2) 0,62 0,77 Recarregamento (ensaio 2 de sobrecarga) Carregamento To/Tmáx (experimento MF02) Carregamento virgem (ensaio 1 de sobrecarga) Carregamento Descarregamento Grampo GR1 Grampo GR2 Grampo GR1 Grampo GR2 Descarregamento Grampo GR1 Grampo GR2 Grampo GR1 Grampo GR2 Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0,78 0,84 0,73 0,82 0,78 0,87 0,73 0,86 Média (GR1 e GR2) Média (GR1 e GR2) 0,79 0,81 310

324 Observa-se que a relação T0/Tmáx do modelo físico com atrito na base do faceamento (MF01), em termos médios, variou pouco, indicando que a tensão próxima à cabeça do grampo (T0) correspondeu a 55% da tração máxima mobilizada (Tmáx). No experimento MF02, cuja liberdade de movimentação do faceamento promoveu maiores cargas nos grampos e menores tensões no contato do solo com a face em relação ao MF01, observa-se variação da relação T0/Tmáx nos estágios de carregamento e descarregamento no primeiro ensaio de aplicação de sobrecarga. O menor valor encontrado equivale a 0,62 e ocorreu no estágio de carregamento. A relação observada no descarregamento aproxima-se das relações T0/Tmáx medidas no ensaio de recarregamento. Após o pré-carregamento do modelo físico MF02 a tração próxima à cabeça do grampo corresponde a 80% da tração máxima. O resumo das tensões normalizadas TN0 e TNmáx verificadas no experimento MF01 durante o carregamento virgem e recarregamento são apresentadas nas Tabelas VI.10 e VI.11. Os resultados das tensões normalizadas TN nos estágios de carregamento e descarregamento são apresentados em dois segmentos, com divisor na relação h/h igual a 0,5. Devido ao salto de valor observado no intervalo de sobrecarga entre 10 e 0 kpa, apresentam-se os valores mínimo e máximo das tensões normalizadas para h/h superior a 0,25. Tabela VI.10 Sumário das tensões normalizadas T0 do experimento MF01 nos ensaios de carregamento virgem e recarregamento. TNo (experimento MF01) Carregamento virgem (ensaio 1 de sobrecarga) Carregamento Descarregamento h/h<0,5 h/h>0,5 h/h<0,5 h/h>0,5 Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0,2 0,3 0,2 0,25 0,43 1,15 0,25 0,43 h/h>0,25 h/h>0,25 Mín. Máx. Mín. Máx. 0,22 0,25 0,25 0,75 Recarregamento (ensaio 2 de sobrecarga) Carregamento Descarregamento h/h<0,5 h/h>0,5 h/h<0,5 h/h>0,5 Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0,4 1,15 0,25 0,4 0,47 1,27 0,25 0,47 h/h>0,25 h/h>0,25 Mín. Máx. Mín. Máx. 0,25 0,75 0,25 0,85 311

325 Tabela VI.11 Sumário das tensões normalizadas Tmáx do experimento MF01 nos ensaios de carregamento virgem e recarregamento. Carregamento TNmáx (experimento MF01) Carregamento virgem (ensaio 1 de sobrecarga) Descarregamento h/h<0,5 h/h>0,5 h/h<0,5 h/h>0,5 Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0,4 0,65 0,4 0,45 0,8 1,85 0,45 0,8 h/h>0,25 h/h>0,25 Mín. Máx. Mín. Máx. 0,4 0,45 0,45 1,25 Recarregamento (ensaio 2 de sobrecarga) Carregamento h/h<0,5 h/h>0,5 h/h<0,5 Descarregamento h/h>0,5 Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0,66 1,85 0,45 0,66 0,85 2,05 0,45 0,85 h/h>0,25 h/h>0,25 Mín. Máx. Mín. Máx. 0,45 1,15 0,45 1,4 No estágio de carregamento do primeiro ensaio de aplicação de sobrecarga do experimento MF01, as tensões normalizadas TN0 e TNmáx tendem a valores constantes com a profundidade equivalente, variam muito pouco e correspondem, respectivamente, a 0,3 e 0,6 de.z.ka.sv.sh. Conforme discutido, no ensaio de carregamento virgem as tensões normalizadas TN no estágio de descarregamento, devido à baixa redução das cargas nos grampos frente ao alívio gradativo da pressão vertical, aumentam com a diminuição da profundidade equivalente. Por conseqüência do pré-carregamento este comportamento também é verificado no recarregamento durante o estágio de carregamento. Assim, os valores das tensões normalizadas TN no descarregamento e nos dois estágios do ensaio de recarregamento variam muito em função da sobrecarga, num intervalo de 0,25 a 1,25 e 0,45 a 2,05 de.z.ka.sv.sh, respectivamente para TN0 e TNmáx. O resumo das tensões normalizadas TN0 e TNmáx verificadas no experimento MF02 durante o carregamento virgem e recarregamento são apresentadas nas Tabelas VI.12 e VI.13. Semelhante às Tabelas do MF01, os resultados são apresentados em segmentos definidos pela relação h/h>0,5 e h/h>0,

326 Tabela VI.12 Sumário das tensões normalizadas T0 do experimento MF02 nos ensaios de carregamento virgem e recarregamento. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0,47 0,67 0,67 0,98 1,59 3,51 0,98 1,59 h/h>0,25 h/h>0,25 Mín. Máx. Mín. Máx. 0,43 0,98 0,98 2,35 Recarregamento (ensaio 2 de sobrecarga) Carregamento TNo (experimento MF02) Carregamento virgem (ensaio 1 de sobrecarga) Carregamento h/h<0,5 h/h>0,5 h/h<0,5 h/h>0,5 h/h<0,5 h/h>0,5 h/h<0,5 Descarregamento Descarregamento h/h>0,5 Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 1,2 3,5 1 1,2 1,7 3,95 1 1,7 h/h>0,25 h/h>0,25 Mín. Máx. Mín. Máx. 1 2,15 1 2,85 Tabela VI.13 Sumário das tensões normalizadas Tmáx do experimento MF02 nos ensaios de carregamento virgem e recarregamento. TNmáx (experimento MF02) Carregamento virgem (ensaio 1 de sobrecarga) Carregamento Descarregamento h/h<0,5 h/h>0,5 h/h<0,5 h/h>0,5 Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 0, ,4 2,25 4,25 1,4 2,25 h/h>0,25 h/h>0,25 Mín. Máx. Mín. Máx. 0,75 1,4 1,4 3,25 Recarregamento (ensaio 2 de sobrecarga) Carregamento Descarregamento h/h<0,5 h/h>0,5 h/h<0,5 h/h>0,5 Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. 1,5 4,25 1,3 1,5 2,25 4,55 1,3 2,25 h/h>0,25 h/h>0,25 Mín. Máx. Mín. Máx. 1 2,15 1,3 3,5 313

327 No estágio de carregamento do primeiro ensaio de aplicação de sobrecarga do experimento MF02 as tensões normalizadas TN foram crescentes com a profundidade equivalente e apresentaram variação de valores significativa, num intervalo de 0,43 a 0,98 e 0,75 a 1,4 de.z.ka.sv.sh, respectivamente para TN0 e TNmáx. Os valores das tensões normalizadas TN no descarregamento e nos dois estágios do ensaio de recarregamento, por efeito do pré-carregamento e alívio gradativo das pressões verticais frente a pouca redução das cargas nos grampos, são elevados e variam muito em função da sobrecarga, encontrando-se entre valores médios de 1 a 4 de.z.ka.sv.sh, respectivamente para TN0 e TNmáx. 314

328 CAPÍTULO VII CONCLUSÕES VII.1 Estrutura de Contenção em Solo Grampeado Obra RJ123 Uma obra real em solo grampeado com faceamento em blocos segmentais executada em solo residual de gnaisse não saturado foi monitorada. O desempenho dos grampos foi analisado durante a fase construtiva e em períodos seco e chuvoso. Acompanharam-se os teores de umidades no solo e as cargas nos grampos. Prospecções e ensaios de laboratório permitiram definir o perfil do terreno e as propriedades dos solos. Solos residuais não saturados podem apresentar resistências bastante significativas, principalmente quando associados a eficientes sistemas de drenagem. Elevadas sucções foram estimadas como atuantes no maciço com base em curvas características determinadas utilizando a técnica do papel filtro e os teores de umidade medidos em períodos secos e úmidos. As mobilizações observadas nos grampos devem, em linhas gerais, estar relacionadas às alterações nos teores de umidade do solo. Os teores de umidade determinados correspondem a valores de sucção superiores a 700 kpa, indicando elevada resistência do maciço reforçado. Consistentemente com os valores de sucção estimados, as cargas axiais medidas nos grampos se apresentaram baixas, indicando que o maciço se encontra bastante afastado da ruptura. Desta forma, os resultados apresentados indicam uma forte influência da sucção na estabilidade da obra. Também se observou que o processo executivo da estrutura grampeada foi responsável por acréscimos de força de tração próximo à cabeça do grampo. Esta concentração de esforços próxima ao faceamento tem origem nas tensões induzidas pela compactação do reaterro executado entre a superfície escavada e a face, a partir do primeiro nível de grampeamento. Desconsiderando o efeito da compactação e traçando o diagrama simplificado da distribuição de esforços axiais ao longo dos grampos sugerido por BYRNE et al. (1998) e LAZARTE et al. (2003) verificou-se que a relação T0/Tmáx corresponde a 0,5. Observou-se que o ponto de máxima tração nos grampos coincide com a interseção da superfície de ruptura obtida por método convencional de análise de 315

329 estabilidade de talude adaptado para considerar o efeito dos elementos que compõem o sistema de contenção. VII.2 Modelos Físicos de Solo Grampeado Escala 1:1 Avaliou-se o comportamento de dois modelos físicos de solo grampeado na escala 1:1, diferenciados pela condição de movimentação da base (com e sem atrito na base do faceamento). As movimentações do faceamento, recalques do terrapleno, distribuição dos esforços axiais ao longo dos grampos, tensões do solo junto à face e pressões verticais nas zonas ativa e passiva foram monitoradas com medidores de deslocamentos vertical e horizontal, strain gauges e células de tensão total. O experimento dos modelos físicos consistiu da monitoração do solo grampeado sob condição de aplicação de sobrecargas na superfície do terrapleno, cujos estágios de carregamento e descarregamento buscaram representar situações representativas das oriundas da saturação do solo e de alturas superiores à caixa de ensaio. Para cada modelo físico avaliaram-se os resultados dos dois ensaios de aplicação de sobrecarga realizados, carregamento virgem e recarregamento. Nos ensaios 1 de aplicação de sobrecarga (carregamento virgem) observou-se que o processo executivo empregado na construção dos modelos físicos induziu um estado de tensões superior aos primeiros níveis de aplicação de sobrecarga. Na segunda aplicação de sobrecarga, as sobrecargas aplicadas anteriormente também ocasionaram um pré-carregamento. Assim, as tensões de pré-adensamento resultantes da construção dos modelos físicos e do primeiro ensaio de sobrecarga definiram dois padrões de comportamento, respectivamente, no carregamento virgem e no recarregamento. Devido às tensões de pré-adensamento resultantes da construção do modelo físico e do carregamento virgem, a principal diferença do comportamento entre os ensaios 1 e 2 de aplicação de sobrecarga pode ser observada quando os resultados são apresentados em função do logaritmo das pressões aplicadas na superfície do terrapleno. No carregamento virgem as tensões de tração nos grampos passaram a apresentar maiores incrementos de tração variando linearmente com o logaritmo da sobrecarga após a tensão de pré-adensamento oriunda do processo executivo empregado na construção do modelo físico. Já no segundo ensaio, este aumento e variação linear dos incrementos de tração são observados nos níveis de sobrecarga próximos ao valor do carregamento final (100 kpa). Como as pressões máximas são 316

330 as mesmas nos dois ensaios de aplicação de sobrecarga, as curvas de descarregamento perfazem o mesmo caminho. Verificou-se que superfície de ruptura, definida pela teoria de Coulomb, intercepta os grampos em posição próxima ao ponto de força de tração máxima. A distribuição das trações nos grampos indica que em função da relação T0/Tmáx a posição da tração máxima é um pouco deslocada para trás na fase descarregamento. Menor relação T0/Tmáx resultou num pequeno deslocamento do ponto de tração máxima. Entretanto, de maneira geral, nos ensaios de carregamento virgem e recarregamento, a localização do ponto de tração máxima coincide com a interseção da superfície potencial de ruptura, tanto no estágio de carregamento, quanto no descarregamento. Em vista das maiores deformações do modelo físico MF02 promovidas pela liberdade de movimentação da base do faceamento a força de tração máxima nos grampos atingiu o valor de 20 kn, enquanto no modelo físico com atrito na base (MF01) a tração máxima foi de 6 kn. Análise comparativa das trações mobilizadas nos grampos dos experimentos, MF01 e MF02, indica que as forças transmitidas aos grampos dependem da magnitude e tipo de movimentação do solo grampeado, notadamente os deslocamentos do faceamento. Verificou-se que a relação T0/Tmáx do modelo físico MF01, em termos médios, se manteve constante e igual a 55%. No experimento MF02 a relação T0/Tmáx no estágio de carga do carregamento virgem foi de 62%. No descarregamento e estágios do recarregamento, a relação aumentou para 80%. Em relação às tensões normalizadas TN, no estágio de carga do carregamento virgem do experimento MF01 as tensões normalizadas TN0 e TNmáx tendem a valores constantes e correspondem, respectivamente, a 0,3 e 0,6 de.z.ka.sv.sh. Por outro lado, no experimento MF02 verificou-se que as tensões TN no estágio de carga do carregamento virgem são crescentes com a pressão vertical e apresentaram variação significativa, num intervalo de 0,43 a 0,98 e 0,75 a 1,4 de.z.ka.sv.sh, respectivamente para TN0 e TNmáx. No estágio de descarga do carregamento virgem e nos estágios de carga e descarga do ensaio de recarregamento, devido à baixa redução das trações nos grampos frente ao alívio gradativo da pressão vertical, as tensões normalizadas variam significativamente e aumentam com a diminuição da profundidade equivalente. No experimento MF01, as tensões normalizadas variaram num intervalo de 0,25 a 1,25 e 0,45 a 2,05 de.z.ka.sv.sh, respectivamente para TN0 e TNmáx. No experimento MF02, as tensões normalizadas são elevadas e variaram muito em função da 317

331 sobrecarga, encontrando-se entre valores médios de 1 a 4 de.z.ka.sv.sh, respectivamente para TN0 e TNmáx. Como esperado, verificou-se que o fator de segurança contra o arrancamento diminui linearmente à medida que se reduz a pressão vertical sobre o grampo. Na condição mais crítica o fator de segurança do experimento MF01 foi superior a 2, enquanto que no MF02 o FS aproximou-se do valor unitário. Por outro lado, à medida que se reduz pressão vertical, o fator de segurança contra a ruptura do elemento resistente à tração aumenta, variando de forma não linear. O FS mais crítico foi observado no experimento MF02, cujo valor (FS=3), ainda que superior ao recomendado, corresponde a um terço daquele encontrado na condição mais desfavorável do experimento MF01. No experimento MF01, devido à baixa movimentação do faceamento ( h<0,75 mm), uma parcela das tensões é transmitida para a face, resultando em menores cargas nos grampos e maiores tensões do solo junto à face. A liberdade de movimentação do MF02 mobiliza maiores esforços axiais nos grampos e induz menores tensões do solo junto à face. Quando os deslocamentos da face são impedidos, as tensões do solo junto à face são significativamente maiores na linha de blocos onde as cabeças dos grampos são conectadas. Este aspecto pode ser observado na construção dos dois modelos físicos, cujo sistema de escora impediu a movimentação do faceamento e resultou num aumento pronunciado nas pressões horizontais próximas à conexão das cabeças dos grampos na face. As movimentações observadas na face do MF01 sugerem que o perfil de deslocamentos horizontais pode ser representado, grosseiramente, por dois segmentos de reta. No ponto de inflexão do perfil, decorrente da menor deformação da linha de ancoragem das cabeças dos grampos, as tensões horizontais são maiores que aquelas medidas nas células de tensão total instaladas acima e abaixo do nível de instalação dos grampos. Os acréscimos de tensões horizontais crescentes com a profundidade observadas nestes pontos são consistentes com o perfil vertical de deslocamentos horizontais da face, cuja magnitude máxima ocorre na crista da estrutura. No experimento MF02, os deslocamentos crescentes com a profundidade são consistentes com os acréscimos de tensão de contato do solo com a face, que diminuem com a profundidade. As menores tensões horizontais e a maior movimentação verificada na base do modelo físico MF02 atestam a eficiência do sistema de lubrificação utilizado para assentar a base do faceamento. 318

332 Análises comparativas dos experimentos MF01 e MF02 demonstram que a imobilidade do faceamento resulta em estado de tensão tendendo para o estado ativo (Ka) e quando há liberdade de movimentação, as cargas mobilizadas nos grampos superam a condição de repouso (K0). Nos experimentos os deslocamentos internos do ponto próximo ao tardoz apresentaram boa correspondência com a medição dos deslocamentos horizontais realizados na face e indicaram, como esperado, maiores movimentações na zona ativa, cuja deformação diminui com a distância em relação à face. A evolução dos deslocamentos verticais do terrapleno indica que além da zona potencialmente instável entre a superfície de ruptura e o faceamento, ocorre outra zona ativa após o final do comprimento do grampo, na qual, também, se observam recalques. No experimento MF01 observa-se que entre as zonas ativas a massa de solo reforçado se expande. A expansão da superfície do terreno na zona passiva é associada à movimentação das zonas ativas, caracterizada por recalques de até 8,84 mm, e à quase imobilidade do faceamento, cuja deformação se apresentou muito baixa ( hmáx=0,75 mm). Se o sistema de contenção permitir movimentos horizontais da face, menores poderão ser os recalques e, conseqüentemente, haverá menor tendência de expansão da região situada entre as duas zonas de movimentação. Consistentemente, no experimento MF02 nesta região intermediária, praticamente, não houve uma expansão da superfície do terrapleno, pois os recalques foram compensados pela movimentação da face dez vezes maiores que do modelo MF01. Em comum aos dois modelos físicos, o ponto de deslocamento vertical nulo encontrase próximo à interseção da superfície de ruptura com o terrapleno. No experimento MF01 os deslocamentos horizontais foram extremamente baixos, da ordem de 0,15H / 1000 e os recalques do terrapleno variaram entre H / 1000 e 2H / Já no MF02 os deslocamentos horizontais encontram-se próximos da relação 0,4H / 1000 e os recalques do terrapleno variaram entre H / 1000 e 2H / Verificou-se que as pressões verticais aproximaram-se dos valores obtidos no produto do peso específico pela profundidade equivalente do solo. Entretanto, devido à movimentação da zona potencialmente instável, as pressões medidas na célula de pressão total instalada nesta região apresentaram-se maiores que as pressões zona passiva e a teórica ( z). 319

333 VII.3 Sugestões para Futuras Pesquisas Construir e monitorar mais modelos físicos de solo grampeado na escala 1:1, aproveitando e aperfeiçoando a metodologia, estrutura, instrumentos, equipamentos existentes, buscando novas condições de contorno e solicitações. Construir uma estrutura de solo grampeado em escala real, objetivando monitorar carregamentos e descarregamentos mobilizados nos grampos, por efeito da sucção, variando-se o teor de umidade no solo através da saturação do terrapleno, independente de períodos seco e chuvoso. De forma análoga ao experimento número 1 do projeto CLOUTERRE (1991), pode-se criar um artifício para garantir presença de lâmina d água sobre a superfície do terrapleno, entretanto sem levar a estrutura de contenção ao colapso, até que se tenha variado a sucção o suficiente para realizar análises. Nos programas de instrumentação e monitoração deve-se procurar quantidade e tipo de instrumentos que permitam observar o máximo de informações possíveis, tais como, deformações, pressões no solo, distribuição de tensões nos grampos. Em particular, na instrumentação de campo deve-se prever a instalação de tensiômetros. Prospecções e ensaios geotécnicos complementarão as atividades de pesquisa. Análises comparativas dos resultados da campanha de monitoração com modelagens numéricas, previsões teóricas e métodos de cálculo proporcionarão um melhor entendimento do comportamento. 320

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349 APÊNDICE A OBRA RJ

350 As ilustrações das etapas do ensaio de papel filtro são apresentadas na Figura A.1. Figura A.1 Etapas do ensaio de papel filtro. 337