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COPPE/UFRJCOPPE/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




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

iii

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, 2010.

XIII, 354 p.: il.; 29,7 cm.


Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa

de Engenharia Civil, 2010.

Referencias Bibliográficas: p. 321-335.

1. 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.

iv

―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)

v

A Deus, minha família e amigos.

vi

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...;

vii

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.

viii

Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos

necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)




Outubro/2010


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.

ix

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)


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.

x

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.2.1.1 – Fenômeno de Dilatância.......................................................................

III.2.1.2 – Processo de Injeção da Calda de Cimento..........................................

III.2.1.3 – Teor de Umidade no Solo.....................................................................

III.2.1.4 – Deformação Interna no Solo Reforçado...............................................

III.2.1.5 – Inclinação do Grampo com a Horizontal...............................................

III.2.1.6 – 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.2.3.1 – Ensaios de Arrancamento em Grampos...............................................

III.2.3.2 – Previsão da Resistência ao Cisalhamento Máxima de Interface Solo-

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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.4.1.1 – Critérios do Método do Multicritério.......................................................

IV.4.1.2 – Considerações sobre os Critérios C3 e C4...........................................

IV.4.1.3 – Combinação dos Critérios de Ruptura (C1, C2, C3 e C4).....................

IV.4.1.4 – Fatores de Segurança...........................................................................

IV.4.2 – Método Cinemático (JURAN et al., 1988).................................................

IV.4.2.1 – Colapso por Arrancamento do Grampo.................................................

IV.4.2.2 – 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

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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.6.1 - 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.2.2 - Concepção do Modelo Físico....................................................................

VI.2.2.1 - Geometria do Modelo Físico..................................................................

VI.2.2.2 – Considerações.......................................................................................

VI.2.2.3 - Parâmetros do solo e dos grampos........................................................

VI.2.2.4 - Análises e Cálculos................................................................................

VI.2.3 - Instrumentação dos Modelos Físicos........................................................

VI.2.3.1 – Instrumentação para Monitorar a Movimentação Horizontal da Face...

VI.2.3.2 – Instrumentação para Monitorar os Deslocamentos Verticais do

Terrapleno..............................................................................................................

VI.2.3.3 – Instrumentação para Monitorar os Deslocamento no Interior do Solo.

VI.2.3.4 – Instrumentação para Monitorar as Tensões no Solo junto à Face........

VI.2.3.5 – Instrumentação para Monitorar a Pressão Vertical do Solo

Grampeado............................................................................................................

VI.2.3.6 – Instrumentação para Monitorar os Esforços nos Grampos...................

VI.2.4 - Construção dos Modelos Físicos..............................................................

VI.2.5 – Instalação da Instrumentação...................................................................

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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.3.2.1 – Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF01 sob Aplicação de

Sobrecarga (base do faceamento com atrito)........................................................


Sobrecarga (base do faceamento sobre sistema de lubrificação).........................

VI.3.3 – Análise dos Resultados da Monitoração dos Modelos Físicos.................

VI.3.3.1 – Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF01

(base do faceamento com atrito)...........................................................................

VI.3.3.1.1 – Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF01 no

Segundo Ensaio de Aplicação de Sobrecarga no Terrapleno...............................

VI.3.3.2 – Análise dos Resultados da Monitoração do Modelo Físico MF02

(base do faceamento sobre sistema de lubrificação)............................................


Segundo Ensaio de Aplicação de Sobrecarga no Terrapleno...............................

VI.3.3.3 – 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 RJ123....................

VII.2 – Modelos Físicos de Solo Grampeado – Escala 1:1....................................

VII.3 – Sugestões para Futuras Pesquisas............................................................

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS......................................................................

APÊNDICES

APÊNDICE A – OBRA RJ123................................................................................

APÊNDICE B – MODELOS FÍSICOS....................................................................

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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

2

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.

3

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 11682 (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.‖

4

Figura II.1 – Aplicação da técnica de solo grampeado em taludes: (a) natural, (b)

artificial (aterro e corte) e (c) de escavações.

(a)

(b)

(c)

5

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.

6

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

1965. 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).

7

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

8

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).

Figura II.4 – Execução típica de escavações grampeadas (CLOUTERRE, 1991).

1 - Escavação

4 - Escavação 3 - Execução da Face

2 - Instalação do grampo

Escavação

por etapas

9

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.

10

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.

11

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

(a)

(c) (d)

(b)

Centralizador

Concreto projetado

Tela ou fibra de aço

Calda de cimento Barra de aço

~80mm

Tela de aço

~150mm

Barra de aço

Calda de cimento

Concreto projetado

Conjunto placa e porca

Tubo de injeção

Argamassa

Feixe de barras de aço

Grampo

Talude

12

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.5.1 - 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.

13

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.5.2 - 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

14

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.

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).

Gasoduto

15

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).

16

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.

17

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 geológio-

geotécnico 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

18

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;

19

(iv) deformação interna do maciço reforçado;

(v) inclinação do grampo com a horizontal; e

(vi) método executivo da perfuração.

III.2.1.1 – 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:

v

*

´

(III.1)

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

20

equacionados da seguinte forma (Equação III.2):

real,v

realreal

*

v ´´

(III.2)

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

21

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

22

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.2.1.2 – 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

23

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

24

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.2.1.3 – 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.

25

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.2.1.4 – 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 solo-

grampo. 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

26

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.2.1.5 – 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

27

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).

28

III.2.1.6 – 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).

29

Figura III.8 – Modelagem experimental de ensaio de arrancamento utilizando a lei bi-

linear 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 Solo-

grampo

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 semi-

empírica, 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

30

imperiosa para a real avaliação do atrito solo-grampo (qs) e do conseqüente

desenvolvimento do projeto executivo.

III.2.3.1 – 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).

Figura III.9 – Ensaios de arrancamento: (a) montagem e injeção dos grampos e (b)

sistema de aplicação de carga (FEIJÓ & EHRLICH, 2001).

Placa de

referência

31

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.

symáx A.f.9,0T (III.3)

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).

ap

máxs

L.D.

Tq

(III.4)

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

32

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

33

de grampos com três metros de comprimento ancorado e dois metros de trecho livre.

III.2.3.2 – 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

34

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).

35

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.

Figura III.13 - Correlação entre resistência ao arrancamento qs e pressão limite de

Ménard p1 para solos arenosos (adaptado de CLOUTERRE, 1991).

Areia

N

36

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.

Argila

37

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.

38

Tabela III.1 - Valores de resistência ao cisalhamento de interface solo-grampo

(adaptado de BYRNE et al., 1998).

Silte não plástico 20 - 30

Silte arenoso 50 - 75

Areia siltosa 50 - 75

Areia medianamente compacta 50 - 75

Areia siltosa densa 80 - 100

Areia siltos muito densa 120 - 240

Loess 25 - 75

Silte argiloso 40 - 100

Argila arenosa 100 - 200

Argila rija 40 - 60

Solos coesivos

Tipo de solo Descrição do soloResistência ao

arrancamento (kPa)

Solos não coesivos

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).

39

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.

40

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

41

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

42

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.

43

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

44

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.

Superfície de

ruptura

Distribuição da

da tensão no grampo

Empuxo passivo

Direção do movimento

Tensões

baixas

Tensões

elevadas

pressão lateral do solo

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

45

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 sub-

horizontal 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 Ko). 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 (Si)2 levam a menores movimentações e as tensões

46

no solo e nos reforços são mais próximas as correspondentes ao repouso. Grampos

mais deformáveis, (Si)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), Si é o índice de rigidez

relativa solo grampo (Equação III.5).

hva

rri

S.S..P.k

E.AS (III.5)

Onde:

Ar e Er 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

Sv e Sh 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

47

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).

48

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 30o 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 20o 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 ( = 20o).

Desloc. horiz.

máx. da face

(dmax)

Força axial max.

no grampo

(Tmax)

Momento fletor

máximo no

grampo (Mmax)

EI/10 56 1.22 0.57 0.16

EI (ref.) 100 1.00 1.00 1.00

10 EI 178 0.86 1.14 6.66

Diâmetro equiv.

do grampo (mm)

Valor relativo

Rigidez do

grampo

EHRLICH (2003) apresenta a variação do índice Im 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)

49

Observa-se que a importância relativa do momento fletor cresce com a rigidez

e inclinação dos grampos. Conforme definido pelo autor, o índice Im assinala a

importância relativa dos momentos fletores frente as tensões axiais nas tensões

atuantes nos grampos, ou seja, flexão composta (Equação III.6).

máx

máxm

T

M.

e

6I (III.6)

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 Im 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 Im (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

50

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).

51

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).

52

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:

45o < < 65o x = 0.75H / tan e h = x / 3

65o < < 90o 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).

53

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):

0yDkdz

ydEI cs4

4

(III.7)

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.

4

cs

0Dk

EI4l (III.8)

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).

54

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

55

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

56

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.

57

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.

hv

máx

S.S.z.

cos.TK

(III.9)

58

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).

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).

(a) (b)

(c) (d)

59

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.

60

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-

61

se inadequado quando se pretende analisar variações de parâmetros e geometria da


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).

(a)

(b)

62

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.

63

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).

64

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/10.000 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

65

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

66

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).

67

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

68

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 30o 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 observou-

se 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).

69

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

70

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

71

(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.

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).

(a) (b)

72

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).

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

(a) (b) (c)

73

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

74

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):

xHH

i

hh

(III.10)

Onde a relação (h/H)i depende das propriedades do solo, conforme indicado

na Tabela (III.3).

75

Tabela III.3 - Deslocamentos horizontais e verticais máximos na crista do solo

grampeado e coeficiente empírico (CLOUTERRE, 1991).

Alteração de rocha Solos arenosos Solos argilosos

v h H/1.000 2H/1.000 4H/1.000

0,8 1,25 1,5

Tipo de solo

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

76

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. ‖

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;

(a) (b)

77

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.

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

(a)

(b)

78

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


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.

79

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.

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

3

2

1

(a)

(b) (c)

80

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

81

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):

hv

00

S.S

T (III.12)

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).

5

)5,0(5,00

S

T

T

máx

, quando 1 S 3 m (III.13)

6,00 máxT

T , quando S 1 m

10 máxT

T , 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.

82

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):

FS

R

FS

DLqmínT nas

máx ,

(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.

83

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.

84

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).

EI/20 EI

(a)

(b)

(c)

85

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 ( = 20o).

Desloc. horiz.

máx. da face

(max)

Força axial max.

no grampo

(Tmax)

Momento fletor

máximo no

grampo (Mmax)

Sem face 1.66 0.94 1.50

1/20 EI 1.11 0.92 1.40

EI (ref.) 1.00 1.00 1.00

Valor relativo

Rigidez da face

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.

86

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)

(a)

(b)

(c)

87

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

88

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 refere-

se 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).

89

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

90

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

91

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

92

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

93

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).

94

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

95

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, 2007.

Alemão DavisMulticritério ou

FrancêsCinemático Cardiff Escoamento

ReferênciaStocker et al.,

1979

Shen et al.,

1981Schlosser, 1983

Juran et al.,

1988Bride, 1989 Anthoine, 1990

AnáliseEquilíbrio 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 )

Atrito lateralForça limite nos

grampos

Força limite nos

grampos

Força limite nos

grampos

Força limite nos

grampos

Atrito lateralRigidez à flexão

dos grampos

Rigidez à flexão

dos grampos

Divisão da

massa de solo2 cunhas 2 blocos Fatias Fatias Fatias Bloco rígido

Fator de

segurançaGlobal Global Global e local Local Global Global

Superfície de

rupturaBi-linear Parabólica

Circular e

polinomial

Espiral

logarítmica

Espiral

logarítmica

Espiral

logarítmica

Tração Tração Tração Tração Tração Tração

Cisalhamento Cisalhamento Cisalhamento

Flexão Flexão Flexão

Mecanismo de

ruptura

Arrancamento

dos gramposMisto* Misto Não utilizável Misto Misto

Inclinação do

facemento

Vertical ou

inclinadaVertical Qualquer

Vertical ou

inclinada

Vertical ou

inclinada

Vertical ou

inclinada

Estratificação

do soloNão 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.

Esforços nos

Grampos

Características

Métodos de Análise para Solo Grampeado

Propriedades

dos materiaisParâmetro

adimensional

de rigidez à

flexão (N)

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

96

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. Observa-

se 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

97

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) Definição da geometria da estrutura (altura e inclinação do faceamento),

perfil geológico geotécnico do solo e sobrecargas;

(ii) Estimativa das forças de trabalho dos grampos e da posição e

geometria da superfície potencial de ruptura;

(iii) 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;

(iv) 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;

98

(v) 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;

(vi) Para estruturas permanentes, a definição da proteção contra corrosão é

um aspecto importante; e

(vii) 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

99

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

100

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).

101

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

102

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.

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).

(a)

(d) (c)

(b)

103

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 desconsidera-

se 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.

104

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).

i

iiiIii

T

tgluNlcFS

)..(.)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)).

i

iciciiiiIii

fT

tgNTtgluNlcFS

.)..(.)( (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.6.

(a) (b)

105

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.

2

.9,0

2

... ykSasc

ci

fAlqDF

(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

106

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;

107

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).

osolicitaçãforças

sresistenteforçasFS (IV.4)

As forças normal e tangencial ao plano de ruptura são fornecidas pelas

Equações IV.5 e IV.6.

0)cos(.cos).( FT NiTQWNormaisFoças (IV.5)

0S)i(sen.Tsen).QW(sTangenciaiFoças FT (IV.6)

Onde a resistência ao cisalhamento do solo ao longo da superfície de ruptura é

definida pela Equação IV.7.

mFFmcF NLcRRS tan.. (IV.7)

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.

FS

m

'tantan

(IV.8)

108

FS

ccm

' (IV.8)

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.

i

W

QT cm.LF

m

T

LF

T

T0

1QU=DC.qs

WT

NF

T.c

osT.sen

W.cos

W.senT

i

W

QT cm.LF

m

T

LF

T

T0

1QU=DC.qs

WT

NF

T.c

osT.sen

W.cos

W.senT

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

109

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).

110

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 Tmáxqs.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.

111

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-

112

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.4.1.1 – 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.

acsn LDqT .. (IV.9)

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)).

113

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

(a)

(b)

114

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.

máxCc TT ,2 (IV.10)

Com 2

.. 0

,2

lDpT u

máxC (IV.11)

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

115

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.

4

cs

0Dk

EI4l (IV.12)

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.13.

2

0...16,0 lDpM umáx (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

116

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.4.1.2 – 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).

10

22

M

M

R

T

R

T

c

c

n

n (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

117

(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.

1

22

c

c

n

n

R

T

R

T (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

MMmáx, 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

0 1.n

n

máxR

TMM (IV.16)

Assim, baseado neste valor, a força de cisalhamento no ponto 0 pode ser

obtida pela Equação IV.17.

2

0

0

0 1..n

n

cR

T

l

MaT (IV.17)

118

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 TcTc4,máx, do qual fornece a Equação IV.18.

uc

n

n

máxc plDcR

T

l

MbT ...1.. 0

2

0

0

,4

(IV.18)

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.4.1.3 – 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.

119

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).

21,1 , ccmáxc TTmínimoT (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

120

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.4.1.4 – 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

121

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) 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;

(ii) na ruptura, o ponto onde ocorrem as forças de tração e cisalhamento

máximas coincide com a superfície potencial de ruptura desenvolvida

no solo;

(iii) a zonas ativa (semi-rígida) e passiva são separadas por uma fina

camada de solo no estado limite de fluxo rígido plástico;

(iv) a resistência ao cisalhamento do solo, definida pelo critério de ruptura

de Coulomb, é totalmente mobilizada ao longo da superfície potencial

de ruptura;

(v) as componentes horizontais (Eh) das forças entre fatias atuam em

ambos os lados da fatia que envolvem o grampo, são iguais;

(vi) 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.

122

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.20.

2

0cs

c

l.D.K

T.2d (IV.20)

(a)

(b)

123

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.

hv

2

0cs

S.S.H.

l.D.kN

(IV.21)

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.

hv

n

S.S.H.

TTN

(IV.22)

hv

c

S.S.H.

TTS

(IV.23)

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.21.

124

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.

0cmáx l.T.32,0M (IV.24)

TS.32,0S.S.H.

l/M

hv

0máx

(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

(b) (a)

(c)

125

implica que a tensão de cisalhamento (n) e a tensão normal (n) atuantes no plano

normal do grampo são relacionadas pela Equação IV.26.

nmodn .2cot.2

1 (IV.26)

Onde é inclinação inicial do grampo e mod é definida Equação IV.27.

dmod (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.4.2.1 – 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.

dl.qFS

D.

S.S.H.

TTN

als

P

c

hv

máx

(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).

pFS.

TN

H

S

H

L (IV.29)

126

Onde o parâmetro é definido pela Equação IV.30.

hv

cs

S.S.

D.q

(IV.30)

IV.4.2.2 – 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.

TNS.S.H.

A.f

hv

syk

(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.

eq

hv

sykK

S.S.H.

A.f

(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.

127

2/122eq )TS.4TN(K (IV.33)

A ruptura por momento fletor excessivo no grampo é satisfeita pelas Equações

IV.34 ou IV.35.

0cMmáxMP l.T).F.(32,0M).F(M (IV.34)

TS.32,0).F(S.S.H.

T.32,0)F(

S.S.H.

l/MM

hv

cM

hv

0P

(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).

128

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 encontram-

se 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

129

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 solo-

grampo e a tensão de escoamento admissível da barra de aço. Estes fatores deverão

ser iguais ao fator de segurança global.

FS

tan.

FS

c

c

mob (IV.36)

t

syk

t

smob

FS

A.f,

FS

qmín (IV.37)

Onde tc FSFSFSFS .

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.

130

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).

As Equações IV.38 e IV.39 definem a condição de equilíbrio de forças do

elemento 1.

313112 sen.Ncos).SW(N (IV.38)

313112 cos.Nsen).SW(S (IV.39)

As Equações IV.40 e IV.41 definem a condição de equilíbrio de forças do

elemento 2.

515123 sen.Ncos).SW(N (IV.40)

515122 cos.Nsen).SW(S (IV.41)

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).

131

2

K.h.N 0

2

1

(IV.42)

O esforço total solicitante (SD) ao longo do plano da superfície potencial de

ruptura é determinada pela Equação IV.43.

)cos.(cosNsen).SW(sen).SW(S 531512311D (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).

T1223TR T'tan.'N'tan.NL'.cS (IV.44)

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.

132

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.

133

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).

syksacmáx AfqlDmínT .,... (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.

134

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 (SA e SB).

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.23.

135

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.

136

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.2.

137

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.

Pedro do Rio (Petrópolis)

Rio de Janeiro

RJ123 – km0,5

(a)

(b)

(c)

138

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).

Rodovia BR040 (km 51)

Talude de corte (cervejaria Itaipava)

Local da obra (rodovia RJ123)

Rodovia RJ123

Cervejaria Itaipava

Rio Piabanha

Área do deslizamento (rodovia RJ123, km 0,5)

Talude de corte (rodovia BR040)

Talvegue natural

Talude de corte (área urbana)

Trevo de acesso a Pedro do Rio e RJ123 (Secretário)

139

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.

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 RJ123.

(b) (c)

(d)

(e)

(a)

140

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.

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.

Figura V.5 – Local objeto da pesquisa – rodovia RJ123, km 0,5 – pouco depois do

deslizamento e um ano após a conclusão da obra.

(b) (a) Deslizamento

(a) (b)

141

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 Cwb-

clima 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.

142

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.

Área 1,92 km²

Bacia c. Retiro das

Pedras (13,67 km²)

RJ123, km0,5

Rio

Pia

ba

nh

a

143

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 72.305 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.

144

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).

145

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).

146

30

20

403010 20

RJ123

DISTÂNCIA EM RELAÇÃO À LINHA BASE (m)

CO

TA

S (

m)

1

10

5m

6m

7m

1.4

1.6

0.5

0.5

4.0

0

15°

BLOCOS

SEGMENTAIS

PERFURAÇÃO Ø10cm

DHPs

ES

TA

CA

S R

AIZ

Ø2

0cm

BRITA

AÇO CA50 Ø25,4mm

PARAMENTO DE

CONCRETO ARMADO

5.0

0

1

1

SUAVIZAÇÃO TALUDE

15°

TIRANTES

C.T. 200kN

ANCORAGEM

7,0 m

REVEST. BIOMANTA

32,8

17,6

21,6

RUA (ACESSO)

Figura V.10 - Esquema da seção típica da solução geotécnica projetada para

estabilização do talude de corte.

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

147

blocos pré-moldados é ascensional. A Figura V.11 ilustra os detalhes executivos da

obra em seção e planta.

0.15

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.

(a) (b)

(c)

148

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.

(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

149

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.

150

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.

151

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).

Fotos ampliadas de amostras (sem escala)

152

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 27 17

% areia fina 10 17

% areia média 11 28

% areia grossa 10 26

% 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).

Porc

enta

ge

m q

ue p

assa (

%)

153

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.

154

Deslocamento Horizontal x Tensão de Cisalhamento

0

20

40

60

80

100

120

0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0

Deslocamento Horizontal (mm)

Te

nsã

o d

e C

isa

lha

me

nto

(kP

a) Tensão 12,3kPa Tensão 25kPa Tensão 50kPa Tensão 100kPa

Deslocamento Horizontal x Deslocamento Vertical

-0,8

-0,5

-0,3

0,0

0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0


De

slo

ca

me

nto

Ve

rica

l (m

m)

Tensão 12,3kPa Tensão 25kPa Tensão 50kPa Tensão 100kPa

Figura V.19 – Curvas tensão de cisalhamento versus deslocamento horizontal e

deslocamento vertical versus deslocamento horizontal de amostras no estado

inundado.

155

Deslocamento Horizontal x Tensão de Cisalhamento

0

50

100

150

200

250

0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0


Te

nsã

o d

e C

isa

lha

me

nto

(kP

a)

Tensão 12,3kPa Tensão 50kPa

Tensão 100kPa Tensão 190kPa

Deslocamento Horizontal x Deslocamento Vertical

-0,7

-0,4

-0,2

0,1

0,4

0,6

0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0


De

slo

ca

me

nto

Ve

rica

l (m

m)

Tensão 12,3kPa Tensão 50kPa

Tensão 100kPa Tensão 190kPa

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 42.

-

-

-

156

e c estado inundado

e c kPa umidade natural

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 10.000 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.

157

CP01, CP06, CP07, CP08 e CP09

CP12, CP13, CP14, CP15 e CP16

0

5

10

15

20

25

30

35

1 10 100 1000 10000 100000

Sucção (kPa)

Teo

r d

e U

mid

ad

e (

%)

CP01 CP06 CP07 CP08 CP09

CP12 CP13 CP14 CP15 CP16

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 2.000 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.

158

10

20

10 20

-2

-1

-3

Figura V.23 - Variação do teor de umidade com a profundidade determinada nos

períodos seco (2008) e chuvoso (2009).

V.6 – Instrumentação

V.6.1 - 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

159

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.

25

25

50

50

57

3.5

50

57

C D

SEÇÃO CD

7.4

7.4

10.9 10.9

7.4

35.2

7.4

10.9

50

71.8

SEÇÃO AB

RA

NH

UR

A

AN

EL B

OR

RA

CH

A

75

A B

CORTE LONGITUDINAL

9

Figura V.25 - Estrutura de aço especial projetada para a célula de carga.

160

Para determinação das curvas de calibração, a célula de carga foi carregada

sob compressão em prensa digital de até 1.000 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

y = 0,0605x - 54,269

R2 = 0,99

0

50

100

150

200750

1250

1750

2250

2750

3250

3750

4250

Leituras

Ca

rga

s a

plica

da

s (

kN

)

Carregamento Ciclo 01 Descarregamento Ciclo 01



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.

161

Tabela V.2 – Afastamento dos pontos de instrumentação por grampo.

Pontos 1 2 3 4

Afast. (m) 0,6 1,1 2,25 4,5

Pontos 5 6 7 8

Afast. (m) 0,55 0,85 1,75 3,5

Pontos 9 10 11 12

Afast. (m) 0,75 1,35 2,5 4,6

Grampo G1 (L=7,0 m) - Nível +3,50 m



1

10

Silte arenoso

Alteração

0.5

1.4

1.6

0.5

1 34

2

5 7 86

de rocha

2.52.25

1.150.50.6

0.55

0.3

0.9 1.752.5

Figura V.27 – Locação dos pontos instrumentados nos grampos G1 e G2 da seção 01.

1

10

9 1112

100.5

1.4

1.6

0.5

0.75 0.6 1.152.1

2.4

Silte arenoso

Alteraçãode rocha

Figura V.28 – Locação dos pontos instrumentados no grampo G3 da seção 02.

162

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.

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

Grampos

Instrumentados

163

―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-10-120-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

164

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).

165

Figura V.33 – Ensaio e esquema típico da calibração das barras instrumentadas.

Curvas de Calibração - Strain Gauges - Barra 7mB (G3)

Calibração PTO 09

y = 0,0317x - 37,006

R2 = 0,9901

Calibração PTO 10

y = 0,0345x - 35,246

R2 = 0,9931

Calibração PTO 11

y = 0,0349x - 17,806

R2 = 0,9929

Calibração PTO 12

y = 0,0339x - 68,257

R2 = 0,9933

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

400 900 1400 1900 2400 2900 3400 3900 4400 4900

Leituras

Carg

as A

plic

adas (

kN

)

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 G03.

166

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.

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).

(a)

(d)

(b)

(c)

Centralizadores

(PVC)

Barra

Instrumentada

Tubo injeção

Aquisição

de dados

167

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.

168

0

4

8

12

16

0 1 2 3 4 5 6

Afastamento em relação à face (m)

Forç

a (

kN

)

30/5/2008 3/6/2008 20/6/2008

13/8/2008 11/12/2008 24/4/2009

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.

169

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.

170

Tabela V.3 – Estágios da monitoração e trações máximas correspondentes às

deformações no interior do solo residual e ao efeito da compactação do reaterro.

Interior solo Junto a face

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

DataTmáx

Observações (estágios da obra)

Monitoração do Grampo G2 (cota +2,1m)

Trações máximas no grampo G02

0,0

0

0,0

0

0,3

8 1,6

8

6,4

3

14,9

3

8,2

6

8,6

9

8,7

4

11,4

2

10,8

5

15,5

0

7,8

7

0,0

0

0

4

8

12

16

20

19/5

/2008

30/0

5/0

8

03/0

6/0

8

20/0

6/0

8

13/0

8/0

8

11/1

2/0

8

24/0

4/0

9

Tra

çã

o m

áxim

a (

kN

)

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

Fin

al da

obra

`

`

171

(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 sobre-

adensamento, 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

172

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.

0

4

8

12

16

0 1 2 3 4 5 6Afastamento em relação à face (m)

Forç

a (

kN

)

30/5/2008 3/6/2008 20/6/2008

13/8/2008 11/12/2008 24/4/2009

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

173

(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.

0

1

2

3

4

0 10 20 30 40

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

Tmáx cos (kN/m²) Sh Sv

KoH

Pro

fundid

ad

e (

m)

KaH

=40

=15 Sh=2 e Sv=1,5

174

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

175

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).

176

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.

-12

-9

-6

-3

0

3

0 1 2 3 4 5 6 7


Fo

rça

(kN

)

20/6/2008 13/8/2008 11/12/2008 24/4/2009

Figura V.44 – Evolução da distribuição de esforços normais no grampo superior G1.

-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

0 1 2 3 4 5 6 7


Fo

rça

(kN

)

20/6/2008 13/8/2008 11/12/2008 24/4/2009

Figura V.45 – Evolução da distribuição de esforços normais no grampo superior G3.

177

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 piso-

bloco 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

178

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

179

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.2.2 - 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.2.2.1 - 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

180

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.

181

0.6

00.8

0

0.400.40 0.80

Locação dos grampos

sobrecarga 100kPa

2.00

1.5

5

Caixa de ensaio

parede de concreto lubrificada

Figura VI.2 – Modelo físico de solo grampeado: (a) seção transversal e (b) planta

baixa.

(a)

(b)

182

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 Valor

Ht (altura total) 1,40 m

Hi (altura abaixo do grampo) 0,60 m

Hs (altura acima do grampo) 0,80 m

L (comprimento do grampo) 1,80 m

La (comprimento de ancoragem) 1,06 m

Sh (espaçamento horizontal) 1,00 m

Sv (espaçamento vertical) 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

183

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.

Superfície de ruptura

Teoria de Coulomb

Zonaativa

Quartzo moído

Modelo físico

Zona passiva

Figura VI.3 – Estrutura de solo grampeado representativa dos modelos físicos

ensaiados.

184

VI.2.2.2 – 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.2.2.3 - 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

185

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).

186

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 21.000 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 50 42 44 21.000 1,5

VI.2.2.4 - 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.

187

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)

16 2 4,8 0,02 41

12,5 1,25 7,68 0,04 66

10 0,8 12 0,06 103

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.

188

Translado da superfície

Sanduíche manta PVC e graxa

ZonaZonaresistenteativa

Superfície de ruptura

Teoria de Coulomb

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).

189

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, conhece-

se 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).

'tan.. eqs Hq (VI.1)

(a) (b)

(c) (d)

190

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.

acsmáx lDqT .. (VI.2)

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.

12,5

mm

100 m

m

Luva r

osqueada

Calda cimento

CA50 Ø12,5mm

Ø100mm

Luva

rosqueada

Figura VI.7 – Detalhe executivo das duas partes dos grampos: cabeça e corpo unidas

com emenda por luva.

191

VI.2.3 - 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

192

(GUIMARÃES, 2007), medidores elétricos de deslocamento LVDT´s responsáveis

pelas medidas de deslocamento horizontal do faceamento e da massa de solo

grampeado.

LVDT (h solo)

crít (Coulomb)

LVDT (h face)

CPT (solo) e CTT (face)

Strain gauges (p. completa)

MDV ( vertical)

com e sem atrito na base

Translado da superfície de ruptura

(camada de graxa entre manta e tiras de PVC)

2x

3x

4x

2x

Zona ativa Zona passiva

Figura VI.8 - Seção transversal dos modelos físicos com a instrumentação montada.

VI.2.3.1 – 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.

193

Perfil horizontal 03 (cota 1,1m)




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)

Perf

il vert

ical 01

Afa

st. 1

,0m

Perf

il vert

ical 02

Afa

st. 1

,4m

Suporte LVDT's

Plano de referência

deslocamento interno do 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.

194

Figura VI.11 – Calibração dos LVDT´s com auxílio das leituras de um micrômetro.

Curvas de Calibração - Linear Variable Displacement Transducers - LVDT-01

LVDT-01 (ENSAIO 01)

y = 1E-05x + 0,1953

R2 = 0,9991

LVDT-01 (ENSAIO 02)

y = 1E-05x + 0,3011

R2 = 0,999

0

5

10

15

20

25

0 1.000.000 2.000.000 3.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)

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.

195

VI.2.3.2 – 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.

196

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).

(a)

(c) (b)

197

Leitura SAD (MDV) x Deslocamento (mm)

MDV-01

y = -20337x - 2E+07

R2 = 0,9995

MDV-02

y = -21355x - 2E+07

R2 = 0,9999

MDV-03

y = -22915x - 2E+07

R2 = 0,9998

MDV-04

y = -20062x - 2E+07

R2 = 0,9975

MDV-05

y = -20738x - 2E+07

R2 = 0,9986

-18600000

-18100000

-17600000

-17100000

-16600000

-16100000

0 10

20

30

40

50

Deslocamento (mm)

Leit

ura

SA

D (

MD

V)

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.2.3.3 – 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

198

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.

1.2

0.5

0.1

5

A

0.9

LV

DT

's

Movimentação interna do maciço grampeado

B C D

Caixa de ensaio

Superfície de

ruptura

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.

(b) (c)

(a)

199

Tubo guia

Ancoragem

Fio de aço

LVDT's

Fio de aço

fixado ao LVDT

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.2.3.4 – 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.

200

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.

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.

Face

sensível

(a)

(b)

201

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

ENSAIO 02

y = -0,4421x - 17511

R2 = 0,9959

ENSAIO 03

y = -0,4407x - 17487

R2 = 0,9959

ENSAIO 01

y = -0,4954x - 19621

R2 = 0,99

0

4

8

12

16

20

-39.750 -39.700 -39.650 -39.600

Leitura SAD

Pre

ssão

(kP

a)

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.

202

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 pré-

moldado 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 pré-

moldado de concreto e do bloco após serviços de perfuração e ranhura.

203

VI.2.3.5 – 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.

Solda

Célula

Transdutor

0,2m

de pressão

Tu

bo

lig

açã

o

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).

(a)

(b)

204

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 = -0,0000206x - 7,6191378

R2 = 0,9944281

CPT-02

y = -0,0000168x - 6,2566232

R2 = 0,9931533

0

25

50

75

100

125

-8000 -6000 -4000 -2000 0Milhares

Leitura do sistema

Pre

ssão

vert

ical (k

Pa)

CPT1 CPT2 Linear CPT1 Linear CPT2

Figura VI.23 – Curva de calibração de uma das células de pressão total CPT´s.

205

Sobrecarga (10 a 100 kPa, L7 a L16 e 90 a 0 kPa, L17 a L26)

Caixa de ensaio

Solo fabricado (quartzo moído)

CPTCPT

Leitura L1

L2

L3

L4

L5

L6

Instalação

Figura VI.24 – Esquema de calibração das células de pressão total CPT’s.

VI.2.3.6 – 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.

206

Tabela VI.4 - Afastamento dos pontos de instrumentação por grampo.

Pontos 1 2 3 4

Afast. (m) 0,15 0,55 0,95 1,35

Pontos 5 6 7 8

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‖.

207

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

208

(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.

Célula carga

(COPPE, 2008)

Leitura

Barra de aço instrumentada

Centralizador

Placa de reação

e suporte

Tubo rígidoPlaca de reação

Luva rosqueada

Rosca

Placa de reação

Luva rosqueada

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.

209

CALIBRAÇÃO STRAIN GAUGES BARRA 01 - 4 BATERIAS DE CARGA e DESCARGA

STRAIN GAUGE 01

y = 0,0059x + 5,6545

R2 = 0,9767

STRAIN GAUGE 02

y = 0,0058x - 0,7991

R2 = 0,9476

STRAIN GAUGE 03

y = 0,0051x - 5,5137

R2 = 0,9501

STRAIN GAUGE 04

y = 0,0053x + 4,3624

R2 = 0,9551

-8,00

-6,00

-4,00

-2,00

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

16,00

18,00

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200

CARGA (kg)

LE

ITU

RA

SIS

TE

MA

CARGA e DESCARGA - STRAIN GAUGE 01 CARGA e DESCARGA - STRAIN GAUGE 02


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-

210

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.

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.

(b)

(c) (d)

(a)

211

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).

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 14931.

(b) (a)

212

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).

VI.2.4 - 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.

(a)

(b)

213

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.32.

(a) (b)

214

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.

MF01 (atrito na base)Manta e tiras de PVC

Compactação 2

Compactação 1

Compactação 3

Compactação 4

Compactação 5

N20

MF02 (sem atrito na base)

N40

N60

N80

N100

N120

N140

entre graxa teflon

Manta e tiras de PVC

entre graxa teflon

Figura VI.33 – Seqüência de construção dos modelos físicos de solo grampeado.

215

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.

Peso específico do solo com a profundidade

0

20

40

60

80

100

120

140

19 20 21 22

Peso específico (kN/m3)

Ele

va

çã

o d

a f

ac

e (

cm

)

MF01 MF02

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).

216

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 pré-

moldados de concreto. O sistema de escoramento pode ser observado no Figura

VI.36.

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

Escoramento da base

217

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.

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.

(a)

(b)

218

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

219

instalação da célula e o esquema de montagem da CTT, respectivamente. Na Figura

VI.42 apresenta-se a face sensível da célula.

GR2

z=0,7m

z=0,9m

z=1,1m

z=1,4m (base do faceamento)

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 realizou-

se a leitura zero de cada ponto instrumentado. As Figuras VI.40 e VI.41 apresentam a

(a)

(b)

Grampo

220

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.

221

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.

222

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).

223

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.

224

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.

(b) (a)

(c) (d)

225

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 MF02.

(c)

Bolsa com ar comprimido

(b) (a)

226

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

227

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 MF02.

228

Esforços axiais ao longo do Grampo 01 (construção do MF01)

0,0

0,5

1,0

1,5

0 0,4 0,8 1,2 1,6

Afastamento em relação à cabeça do grampo (m)

Fo

rça d

e t

ração

(kN

)

Nível 60cm -L0 Nível 80cm Nível 100cm

Nível 100cm compactado Nível 120cm Nível 120cm compactado

Nível 140cm Nível 140cm compactado N140 (12hs)

N140 - L0 ENSAIO


0,0

0,5

1,0

1,5

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)




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).

229


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)




N140 - L0 ENSAIO


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)




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

230

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).

Afast. (m) GR1 GR2 GR1 GR2 GR1+GR2

0,15 0,48 0,63 0,76

0,55 1,31 0,97 1,35

0,95 1,30 1,05 1,24

1,35 1,06 0,96 1,11

0,60 0,47

Esforços nos grampos no término da construção do MF01

Tração ao longo dos grampos (kN)Relações

TGR1/TGR2T0/Tmáx

0,37

Tabela VI.6 – Esforços de tração nos grampos GR1 e GR2 após término da

construção do modelo físico MF02 (distribuição e relações).

Afast. (m) GR1 GR2 GR1 GR2 GR1+GR2

0,15 0,96 0,78 1,23

0,55 1,50 1,94 0,77

0,95 1,32 1,58 0,83

1,35 0,87 1,34 0,65

0,40

Esforços nos grampos no término da construção do MF02

Tração ao longo dos grampos (kN)Relações

TGR1/TGR2T0/Tmáx

0,64 0,51

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%.

231

Tabela VI.7 – Comparação das forças de tração máximas nos grampos GR1 e GR2

após término da construção dos modelos físicos MF01 e MF02.

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

Tmáx nos grampos (kN) após construção

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.

Pressão vertical na profundidade -1,20 m (construção MF01)

0

8

16

24

32

0 0,4 0,8 1,2 1,6 2

Afastamento em relação à face (m) - zonas ativa e passiva

Pre

ssão

vert

ical -

pro

f. 1

,20 m

(kP

a)

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



N140 - L0 ENSAIO

Figura VI.50 – Pressões verticais do solo grampeado nas zonas ativa e passiva

durante a construção do modelo físico MF01.

232

Pressão vertical na profundidade -1,20 m (construção MF02)

0

8

16

24

32

0 0,4 0,8 1,2 1,6 2


Pre

ssão

vert

ical -

pro

f. 1

,20 m

(kP

a)

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 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

MF02.

233

Tensão horizontal junto à face (construção do MF01)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0 20 40 60 80

Tensão horizontal junto à face (kPa)

Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)

Nível 20cm (L0 CTT+30cm) Nível 40cm

Nível 40cm compactado Nível 40cm comp. 12hs (L0 CTT+50cm)


Nível 60cm 12hs (L0 CTT+70cm) Nível 80cm




N140 (12hs) N140 - L0 ENSAIO

Figura VI.52 – Tensões do solo junto à face durante a construção do modelo físico

MF01.

GR2

z=0,7m

z=0,9m

z=1,1m


234

Tensão horizontal junto à face (construção do MF02)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0 20 40 60

Tensão horizontal junto à face (kPa)

Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)

Nível 20cm (L0 CTT+30cm) Nível 40cm

Nível 40cm compactado Nível 40cm comp. 12hs (L0 CTT+50cm)


Nível 60cm 12hs (L0 CTT+70cm) Nível 80cm




N140 (12hs) N140 - L0 ENSAIO

Figura VI.53 – Tensões do solo junto à face durante a construção do modelo físico

MF02.

GR2

z=0,7m

z=0,9m

z=1,1m


235

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.3.3.1 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.

236

AH-01 (cota 0,3m)


Conexões para suporte dos LVDT's (h face)

LVDT's fixados na mesa e ligados nos fios de aço (h solo)

PV

-01

PV

-02

Suporte LVDT's

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.


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.

237

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)

0

2

4

6

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)

0kPa 10kPa 20kPa 30kPa 40kPa 50kPa

60kPa 70kPa 80kPa 90kPa 100kPa

Esforços axiais ao longo do Grampo 01 (descarregamento)

0

2

4

6

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)



Figura VI.55 – Distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento do

grampo GR1 nas fases de carregamento e descarregamento do experimento MF01.

238


0

2

4

6

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)




0

2

4

6

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)



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.

239

Tensão horizontal junto à face (carregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 20,0 40,0 60,0 80,0

Tensão do solo junto à face (kPa)

Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)



Tensão horizontal junto à face (descarregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 20,0 40,0 60,0 80,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)



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.

GR2

z=0,7m

z=0,9m

z=1,1m


240

Incremento de tensão horizontal junto à face (carregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5


Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)



Incremento de tensão horizontal junto à face (descarregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)




carregamento e descarregamento desconsiderando as tensões mobilizadas na

construção do modelo físico.

GR2

z=0,7m

z=0,9m

z=1,1m


241

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. Soma-

se 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.

242

Pressão vertical na profundidade -1,20 m (carregamento)

0

50

100

150

0 0,4 0,8 1,2 1,6 2


Pre

ssão

vert

ical -

pro

f. 1

,20 m

(kP

a)



Pressão vertical na profundidade -1,20 m (descarregamento)

0

50

100

150

0 0,4 0,8 1,2 1,6 2


Pre

ssão

vert

ical -

pro

f. 1

,20 m

(kP

a)



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.

243

Movimentação da face - perfil vertical (1,0m)

(carregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

Deslocamento da face (mm)

Pro

fun

did

ad

e d

o f

aceam

en

to (

m)

0kPa 10kPa 20kPa 30kPa


80kPa 90kPa 100kPa


(descarregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5


Pro

fun

did

ad

e d

o f

aceam

en

to (

m)



80kPa 90kPa 100kPa

Figura VI.60 – Deslocamentos horizontais do perfil vertical PV01 do modelo físico

MF01 nas fases de carregamento e descarregamento.

244


(carregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

aceam

en

to (

m)



80kPa 90kPa 100kPa


(descarregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

aceam

en

to (

m)



80kPa 90kPa 100kPa



245

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).

246

Mov. da face - perfil horizontal inferior (+0,3m) (carregamento)

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0

Largura do muro (m)

Deslo

cam

en

to d

a f

ace (

mm

)



Mov. da face - perfil horizontal inferior (+0,3m) (descarregamento)

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0

Largura do muro (m)

De

slo

ca

me

nto

da

fa

ce

(m

m)



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

247

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

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

Deslocamento horizontal (mm)

Carg

a a

plicad

a (

kP

a)

Zona ativa (15cm da face) - carregamento Zona ativa (15cm da face) - descarrregamento

Zona ativa (50cm da face) - carregamento Zona ativa (50cm da face) - descarregamento

Zona passiva (90cm da face) - carregamento Zona passiva (90cm 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.

248

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

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,00 0,25 0,50

Desloc. horizontal (mm)

Carg

a a

plicad

a (

kP

a)

Zona ativa (15cm da face) -

carregamento


descarrregamento

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,00 0,05 0,10


Carg

a a

plicad

a (

kP

a)


carregamento


descarregamento


MF01 nas fases de carregamento e descarregamento (zona ativa).

249

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,00 0,05 0,10


Carg

a a

plicad

a (

kP

a)

Zona passiva (90cm da

face) - carregamento


face) - descarregamento

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,00 0,05 0,10 0,15


Carg

a a

plicad

a (

kP

a)






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.

250

Deslocamentos verticais do terrapleno (carregamento)

-10,0

-5,0

0,0

0 0,5 1 1,5 2

Terrapleno - distância em relação ao faceamento (m)

De

slo

ca

me

nto

ve

rtic

al (m

m)



Deslocamentos verticais do terrapleno (descarregamento)

-12,5

-7,5

-2,5

2,5

0 0,5 1 1,5 2


De

slo

ca

me

nto

ve

rtic

al (m

m)



Figura VI.66 – Deslocamentos verticais da superfície do terrapleno do modelo físico


251


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.


0

4

8

12

16

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)




0

4

8

12

16

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)



Figura VI.67 - Distribuição dos esforços de tração ao longo do comprimento do grampo

GR1 nas fases de carregamento e descarregamento do experimento MF02.

252


0

4

8

12

16

20

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)




0

4

8

12

16

20

0 0,4 0,8 1,2 1,6


Fo

rça d

e t

ração

(kN

)



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

253

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.

254

Tensão horizontal junto à face (carregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 10,0 20,0 30,0 40,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)



Tensão horizontal junto à face (descarregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 10,0 20,0 30,0 40,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)




carregamento e descarregamento considerando as tensões mobilizadas na construção

do modelo físico.

GR2

z=0,7m

z=0,9m

z=1,1m


255

Incremento de tensão horizontal junto à face (carregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0 2 4 6 8


Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)



Incremento de tensão horizontal junto à face (descarregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0 2 4 6 8


Pro

fun

did

ad

e d

o f

ac

ea

me

nto

(m

)




carregamento e descarregamento desconsiderando as tensões mobilizadas na

construção do modelo físico.

GR2

z=0,7m

z=0,9m

z=1,1m


256

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.

257

Pressão vertical na profundidade -1,20 m (carregamento)

0

50

100

150

0 0,4 0,8 1,2 1,6 2


Pre

ssão

vert

ical -

pro

f. 1

,20 m

(kP

a)



Pressão vertical na profundidade -1,20 m (descarregamento)

0

50

100

150

0 0,4 0,8 1,2 1,6 2


Pre

ssão

vert

ical -

pro

f. 1

,20 m

(kP

a)




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.

258


(carregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

aceam

en

to (

m)



80kPa 90kPa 100kPa


(descarregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

aceam

en

to (

m)



80kPa 90kPa 100kPa



259


(carregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

aceam

en

to (

m)



80kPa 90kPa 100kPa


(descarregamento)

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0


Pro

fun

did

ad

e d

o f

aceam

en

to (

m)



80kPa 90kPa 100kPa



260

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

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0

Largura do muro (m)

Deslo

cam

en

to d

a f

ace (

mm

)



Mov. da face - perfil horizontal inferior (+0,3m) (descarregamento)

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0

Largura do muro (m)

De

slo

ca

me

nto

da

fa

ce

(m

m)



Figura VI.74 – Deslocamentos horizontais do alinhamento horizontal AH01 do modelo

físico MF02 nas fases de carregamento e descarregamento.

261

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).

Deslocamento horizontal no interior do maciço (cota 0,6m)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1 2 3 4

Deslocamento horizontal (mm)

Carg

a a

plicad

a (

kP

a)

Zona ativa (15cm da face) - carregamento Zona ativa (15cm da face) - descarrregamento

Zona ativa (50cm da face) - carregamento Zona ativa (50cm da face) - descarregamento




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

262

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

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 2 4


Carg

a a

plicad

a (

kP

a)


carregamento


descarrregamento

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1 2


Carg

a a

plicad

a (

kP

a)


carregamento


descarregamento


MF02 nas fases de carregamento e descarregamento (zona ativa).

263

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0 0,5 1,0


Carg

a a

plicad

a (

kP

a)





0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0 0,2 0,4


Carg

a a

plicad

a (

kP

a)






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.

264

Deslocamentos verticais do terrapleno (carregamento)

-7,5

-5,0

-2,5

0,0

0 0,5 1 1,5 2


De

slo

ca

me

nto

ve

rtic

al (m

m)



Deslocamentos verticais do terrapleno (descarregamento)

-10,0

-7,5

-5,0

-2,5

0,0

0 0,5 1 1,5 2


De

slo

ca

me

nto

ve

rtic

al (m

m)



Figura VI.78 – Deslocamentos verticais da superfície do terrapleno do modelo físico


265

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

q/

0.8

Zeq

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.3.3.1 – 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

266

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 01

0

2

4

6

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6

Afastamento em relação ao tardoz (m)

Tra

çã

o (

kN

)

Construção 20kPa (carga) 40kPa (carga)

60kPa (carga) 80kPa (carga) 100kPa (carga máx)

80kPa (descarga) 60kPa (descarga) 40kPa (descarga)

20kPa (descarga) 0kPa (descarga)


0

2

4

6

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6


Tra

çã

o (

kN

)





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.

267

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.

Forças de Tração To e Tmáx mobilizadas nos grampos

0

2

4

6

0 2 4 6

Força de tração (kN)

Zeq

(m

)

T0 GR1 (carga) T0 GR1 (descarga)


Tmáx GR1 (carga) Tmáx GR1 (descarga)


Figura VI.81 – Esforços de tração T0 e Tmáx em função da profundidade equivalente

(Zeq) mobilizados nos grampos do modelo físico MF01.

268

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

2

4

6

0,00 0,25 0,50 0,75

T0/Tmáx

Zeq

(m

)

T0/Tmáx GR1 (carga) T0/Tmáx GR1 (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 MF01.

269

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)

0

2

4

6

0 2 4 6

Zeq

(m

)

GR1 (carga) GR1 (descarga)


Estado ativo Estado de repouso

Figura VI.83 – Estado de tensão referente às cargas máximas mobilizadas nos


Tmáx

Sv.Sh

.z.Ko

.z.Ka

270

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

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

0,0 0,5 1,0 1,5

h / H



Média GR1 e GR2 (carga) Média GR1 e GR2 (descarga)

Figura VI.84 – Tensões de tração T0 normalizadas em função da relação h/H dos


____T0____

.z.Ka.Sv.Sh

271

Tensão de tração máxima normalizada em função de h/H

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0

h / H



Figura VI.85 – Tensões de tração Tmáx normalizadas em função da relação h/H dos


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),

___Tmáx___

.z.Ka.Sv.Sh

272

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)

0

2

4

6

2 6 10 14 18

FS

Zeq

(m

)

GR1 (arrancamento) GR1 (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

273

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

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

10 100

log Pressão (kPa)

Dh

(m

m)

Barra de aço GR1 (carga) Barra de aço GR1 (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

274

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

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

10 100

log Pressão (kPa)

Dh

(m

m)

PV-01 LVDT (h=0,3m) PV-01 LVDT (h=0,7m)


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.

275

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 / 1000.

Relações dos deslocamentos vertical e horizontal com Zeq

0

2

4

6

0 2 4 6

Zeq (m)

De

slo

ca

me

nto

s (

mm

)

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

2H / 1000

H / 1000

0,15H / 1000

276

equivalente do solo. Devido à movimentação da zona potencialmente instável as

pressões observadas são maiores que as pressões verticais (z) e da zona passiva.

Pressões verticais do solo grampeado nas zonas ativa e

passiva

0

2

4

6

0 40 80 120

Pressão vertical (kPa)

Zeq

(m

)

zona ativa (carga) zona ativa (descarga)

zona passiva (carga) zona passiva (descarga)

Pressão vertical teórica


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.

.Zeq

277

Incremento de tensão do solo junto á face versus sobrecarga

0

5

10

15

0 20 40 60 80 100

Sobrecarga (kPa)

Inc

rem

en

to d

e t

en

sã

o h

ori

zo

nta

l (k

Pa

)

CTT-01 (carga) CTT-01 (descarga)



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.

Z=1,1m

Z=0,9m

Z=0,7m

278

Inicial

Final

N.T.

Tmáx=6kN

crít (Coulomb)

máx=0,75mm

m

áx=

8,8

4m

m

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).


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.

279


0

2

4

6

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6


Tra

çã

o (

kN

)

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)


0

2

4

6

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6


Tra

çã

o (

kN

)






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

280

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.

To nos grampos (ensaios 1 e2 de sobrecarga)

0

2

4

6

0 2 4 6


Zeq

(m

)

T0 GR1 (carga 1) T0 GR1 (descarga 1)




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 MF01.

281

Tmáx nos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga)

0

2

4

6

0 2 4 6


Zeq

(m

)

Tmáx GR1 (carga 1) Tmáx GR1 (descarga 1)




Figura VI.95 – Trações máximas (Tmáx) em função da profundidade equivalente (Zeq)


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

282

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).

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

2

4

6

10 100log Pressão (kPa)

Tm

áx

(k

N)





Figura VI.96 – Trações máximas dos grampos do modelo físico MF01 em função do

logaritmo da sobrecarga verificadas no carregamento virgem e recaregamento.

283

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

2

4

6

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8

T0/Tmáx

Zeq

(m

)

T0/Tmáx GR1 (carga 1) T0/Tmáx GR1 (descarga 1)




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 MF01.

284

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.98.


0

2

4

6

0 2 4 6

Ze

q (

m)

GR1 (carga 2) GR1 (descarga 2)




grampos do modelo físico MF01 durante o segundo ensaio de aplicação de

sobrecarga.

Tmáx

Sv.Sh

.z.Ko

.z.Ka

285

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.


0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0

h / H



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

____T0____

.z.Ka.Sv.Sh

286

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.


0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

0,0 0,8 1,6 2,4

h / H



Figura VI.100 – Tensões de tração Tmáx normalizadas em função da relação h/H nos


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

___Tmáx___

.z.Ka.Sv.Sh

287

de tensão inicial do grampo mobilizado pela anterior aplicação de sobrecarga frente às

baixas pressões verticais.

VI.3.3.2 – 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.

288


0

4

8

12

16

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6


Tra

çã

o (

kN

)






0

4

8

12

16

20

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6


Tra

çã

o (

kN

)






GR1 e GR2 do modelo físico MF02 para cada ciclo de 20 kN nas fases de

carregamento e descarregamento.

289

Forças de Tração To e Tmáx mobilizadas nos grampos

0

2

4

6

0 7 14 21


Zeq

(m

)





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.

290

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

2

4

6

0,0 0,3 0,6 0,9

T0/Tmáx

Zeq

(m

)



T0/Tmáx média (carga) T0/Tmáx média (descarga)

Figura VI.103 – Relação T0/Tmáx em função da profundidade equivalente (Zeq) dos


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

291

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).


0

2

4

6

0 5 10 15

Zeq

(m

)







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

Tmáx

Sv.Sh .z.Ko

.z.Ka

292

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 0,98.

293


0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

0 1 2 3 4

h / H




Figura VI.105 – Tensões de tração T0 normalizadas em função da relação h/H dos


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, separou-

se 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.

____T0____

.z.Ka.Sv.Sh

294


0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

0 1 2 3 4 5

h / H




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 MF01.

___Tmáx___

.z.Ka.Sv.Sh

295

Fatores de segurança (arrancamento e ruptura dos grampos)

0

2

4

6

0 2 4 6 8

FS

Zeq

(m

)



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

296

induzida anteriormente (tensão de pré-adensamento), os incrementos de

deslocamentos são maiores e aumentam linearmente com pressão aplicada.

Deslocamento versus log pressão vertical

0,0

0,5

1,0

1,5

10 100

log Pressão (kPa)

Dh

(m

m)



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.

297

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

0,0

2,0

4,0

6,0

10 100

log Pressão (kPa)

Dh

(m

m)



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.

298

Deslocamento interno do solo versus log pressão vertical

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

10 100log Pressão (kPa)

Dh

(m

m)

Dh 15cm (carga) Dh 15cm (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 / 1000.

299

Relações dos deslocamentos vertical e horizontal com Zeq

0

2

4

0 2 4 6

Zeq (m)

De

slo

ca

me

nto

s (

mm

)

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

H / 1000

0,4H / 1000

2H / 1000

300

tensões do solo junto à face de MF01, conforme deveria ser, são maiores que as

tensões do experimento MF02.

Incremento de tensão do solo junto á face versus sobrecarga

0

5

10

15

0 20 40 60 80 100

Sobrecarga (kPa)

Inc

rem

en

to d

e t

en

sã

o h

ori

zo

nta

l (k

Pa

)




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

Z=1,1m

Z=0,9m

Z=0,7m

301

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.

Inicial

Final

N.T.

Tmáx=20kN

crít (Coulomb)

máx=5,51mm

m

áx=

6,3

2m

m

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).


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

302

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.


0

4

8

12

16

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6


Tra

çã

o (

kN

)






0

4

8

12

16

20

0,0 0,4 0,8 1,2 1,6


Tra

çã

o (

kN

)






GR1 e GR2 do modelo físico MF02 para cada ciclo de 20 kN durante o segundo

ensaio de aplicação de sobrecarga (carregamento e descarregamento).

303

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.

To nos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga)

0

2

4

6

0 5 10 15


Zeq

(m

)





Figura VI.115 – Tensões de Tração T0 em função da profundidade equivalente (Zeq)


304


0

2

4

6

0 7 14 21


Zeq

(m

)





Figura VI.116 – Trações máximas (Tmáx) em função da profundidade equivalente (Zeq)


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 pré-

adensamento 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

305

aplicação de sobrecarga em função do logaritmo das pressões aplicadas no

terrapleno.


0

7

14

21

10 100log Pressão (kPa)T

máx

(k

N)





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).

306

Relação To /Tmáx dos grampos (ensaios 1 e 2 de sobrecarga)

0

2

4

6

0,0 0,3 0,6 0,9

T0/Tmáx

Zeq

(m

)





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.

307


0

2

4

6

0 5 10 15

Ze

q (

m)





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.121.

Tmáx

Sv.Sh

.z.Ko

.z.Ka

308


0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

0,5 1,5 2,5 3,5 4,5

h / H



Figura VI.120 – Tensões de tração T0 normalizadas em função da relação h/H nos


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.

____T0____

.z.Ka.Sv.Sh

309


0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

1 2 3 4 5

h / H




Figura VI.121 – Tensões de tração Tmáx normalizadas em função da relação h/H nos


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.3.3.3 – 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

___Tmáx___

.z.Ka.Sv.Sh

310

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


0,67 0,77 0,41 0,47 0,4 0,75

Média (GR1 e GR2) Média (GR1 e GR2)

Grampo GR1 Grampo GR2

0,58 0,57

0,43 0,67


0,5 0,55

Recarregamento (ensaio 2 de sobrecarga)

Carregamento Descarregamento

Grampo GR1 Grampo GR2


To/Tmáx (experimento MF01)

Carregamento virgem (ensaio 1 de sobrecarga)

Grampo GR1 Grampo GR2 Grampo GR1 Grampo GR2

Tabela VI.9 – Sumário das relações T0/Tmáx do experimento MF02 nos ensaios de

carregamento virgem e recarregamento.


0,64 0,72 0,4 0,7


0,78 0,84 0,73 0,82 0,78 0,87 0,73 0,86

0,79 0,81



0,62 0,77



0,7 0,84



To/Tmáx (experimento MF02)



311

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.


0,2 0,3 0,2 0,25 0,43 1,15 0,25 0,43


0,4 1,15 0,25 0,4 0,47 1,27 0,25 0,47

h/H<0,5

h/H>0,25 h/H>0,25



h/H<0,5 h/H>0,5

h/H<0,5 h/H>0,5 h/H<0,5 h/H>0,5

TNo (experimento MF01)



Mín. Máx. Mín. Máx.

h/H>0,5

0,25 0,85

h/H>0,25 h/H>0,25


0,25 0,75

0,22 0,25 0,25 0,75

312

Tabela VI.11 – Sumário das tensões normalizadas Tmáx do experimento MF01 nos



0,4 0,65 0,4 0,45 0,8 1,85 0,45 0,8


0,66 1,85 0,45 0,66 0,85 2,05 0,45 0,85

Máx.

Máx.

0,45 1,15 0,45 1,4

Mín. Máx. Mín.


TNmáx (experimento MF01)

h/H>0,25 h/H>0,25

Mín.

h/H>0,5

h/H>0,25 h/H>0,25


h/H<0,5 h/H>0,5 h/H<0,5 h/H>0,5

Mín. Máx.



h/H<0,5 h/H>0,5 h/H<0,5

0,4 0,45 0,45 1,25

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>0,25.

313

Tabela VI.12 – Sumário das tensões normalizadas T0 do experimento MF02 nos



0,47 0,67 0,67 0,98 1,59 3,51 0,98 1,59


1,2 3,5 1 1,2 1,7 3,95 1 1,7

Máx.

1 2,15 1 2,85

0,98 0,98 2,35

h/H>0,5

h/H>0,25 h/H>0,25

Mín. Máx. Mín.

0,43



h/H<0,5 h/H>0,5 h/H<0,5

h/H>0,25 h/H>0,25


h/H<0,5 h/H>0,5 h/H<0,5 h/H>0,5

TNo (experimento MF02)



Tabela VI.13 – Sumário das tensões normalizadas Tmáx do experimento MF02 nos



0,9 1 1 1,4 2,25 4,25 1,4 2,25


1,5 4,25 1,3 1,5 2,25 4,55 1,3 2,25

h/H<0,5 h/H>0,5 h/H<0,5 h/H>0,5

TNmáx (experimento MF02)



h/H>0,25 h/H>0,25


0,75 1,4 1,4 3,25



h/H<0,5 h/H>0,5 h/H<0,5 h/H>0,5

h/H>0,25 h/H>0,25


1 2,15 1,3 3,5

314

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.

315

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

316

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

317

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,


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

318

sobrecarga, encontrando-se entre valores médios de 1 a 4 de .z.Ka.Sv.Sh,


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.

319

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 encontra-

se 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 / 1000. 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 /

1000.

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).

320

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.

321

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336

APÊNDICE A

OBRA RJ123

337

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

Figura A.1 – Etapas do ensaio de papel filtro.

338

fls.01/01

N° da célula: CC200kN01 Capacidade de carga: 200kN

Data da Calibração: 30/Abril/2008 Operador: Rafael Cerqueira Silva

CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA

CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA

CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA

CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA

CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA

CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA

0,0 821 0,0 823 0,0 823 0,0 823 0,0 823 0,0 821

10,7 1074 10,0 1054 11,0 1075 10,0 1054 10,5 1065 10,0 1055

20,2 1246 20,2 1241 20,2 1247 20,0 1239 20,5 1248 20,0 1239

30,5 1415 30,5 1415 30,0 1410 30,0 1410 30,2 1416 30,0 1409

40,0 1573 40,2 1575 40,2 1578 40,2 1573 40,7 1582 40,5 1580

50,2 1740 50,7 1750 50,7 1749 50,5 1745 50,5 1746 50,0 1738

60,0 1901 59,5 1893 60,5 1910 60,0 1899 60,5 1910 60,0 1903

70,2 2070 70,5 2076 70,2 2069 70,2 2069 70,2 2069 70,2 2067

80,0 2227 80,0 2228 80,5 2237 80,5 2236 80,5 2239 79,2 2213

89,7 2389 88,5 2383 90,7 2403 90,0 2392 90,0 2392 89,7 2390

100,2 2559 100,2 2559 100,5 2563 99,5 2546 100,0 2556 99,7 2552

120,5 2890 120,0 2882 120,5 2887 120,0 2882 120,2 2887 119,2 2871

141,0 3220 140,0 3207 140,5 3216 140,0 3207 140,0 3203 139,5 3200

160,2 3534 159,7 3527 160,5 3538 160,2 3535 160,2 3537 160,0 3532

180,2 3863 180,1 3859 180,5 3862 180,2 3861 179,7 3855 180,2 3861

200,2 4188 200,2 4188 200,0 4182 200,0 4182 199,7 4180 199,7 4180

CARREGAMENTO DESCARREGAMENTOCARREGAMENTO DESCARREGAMENTO CARREGAMENTO DESCARREGAMENTO

FOLHA DE CALIBRAÇÃO DE CÉLULA DE CARGA

1° CICLO 2° CICLO 3° CICLO

Curva de Calibração - Célula de Carga 200 kN

y = 0,0605x - 54,269

R2 = 0,99

0

50

100

150

200

750

1250

1750

2250

2750

3250

3750

4250

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)




Linha de Tendência (Linear)

Figura A.2 – Resultado do ensaio de calibração da célula de carga.

339

fls.01/03

Identificação da barra instrumentada: 7mA Carga máxima de ensaio: 90kN

Data da Calibração: 17/Maio/2008 Operadores: Instrumentação Geotecnia UFRJ

CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA

PONTO 1 PONTO 2 PONTO 3 PONTO 4

CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA


CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA


0,0 783 1231 589 875 1927 0,0 788 1228 587 872 1925 0,0 784 1233 593 877 1929

18,6 1090 900 260 540 1603 24,2 1188 757 118 399 1461 22,6 1158 806 166 446 1511

28,9 1261 669 28 310 1376 37,8 1413 448 -196 91 1159 27,5 1239 696 54 337 1403

37,4 1401 468 -174 111 1179 44,9 1530 273 -369 -82 988 34,8 1360 524 -119 166 1234

47,8 1573 211 -430 -142 927 55,7 1709 18 -623 -334 736 45,1 1530 273 -369 -82 987

59,5 1766 -66 -706 -416 655 66,2 1882 -243 -882 -591 483 58,0 1742 -38 -674 -388 682

67,6 1900 -269 -908 -616 458 80,2 2113 -588 -1226 -932 144 70,6 1951 -347 -985 -693 381

78,7 2084 -545 -1183 -888 187 87,2 2230 -763 -1400 -1105 -29 77,9 2072 -530 -1168 -874 201

86,7 2216 -742 -1379 -1083 -8 87,1 2224 -754 -1392 -1092 -20

FOLHA DE CALIBRAÇÃO - STRAIN GAUGES - BARRAS INSTRUMENTADAS (7mA - G01)

CARREGAMENTO CARREGAMENTOLEITURA STRAIN GAUGES LEITURA STRAIN GAUGES

3° CICLO

CARREGAMENTO LEITURA STRAIN GAUGES

1° CICLO 2° CICLO

Curva de Calibração (7mA) - Ponto Instrumentado 01

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-800

-400 0

400

800

1200

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)

Carregamento Ciclo 01 Carregamento Ciclo 02

Carregamento Ciclo 03


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-1450

-1050

-650

-250

150

550

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)




0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-1150

-750

-350

50

450

850

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)




0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-50

350

750

1150

1550

1950

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)



340

Curvas de Calibração - Strain Gauges - Barra 7mA (G1)Calibração PTO 01

y = -0,0429x + 55,888

R2 = 0,9972

Calibração PTO 02

y = -0,043x + 28,402

R2 = 0,9973

Calibração PTO 03

y = -0,0433x + 40,736

R2 = 0,9976

Calibração PTO 04

y = -0,0437x + 87,387

R2 = 0,9972

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

-1500 -1000 -500 0 500 1000 1500 2000

Leituras

Carg

as A

plic

ada

s (

kN

)


Linear P01 Linear p02 Linear P03 Linear P04

Figura A.3 – Calibração da barra de aço instrumentada do grampo G1.

341

fls.02/03

Identificação da barra instrumentada: 6m Carga máxima de ensaio: 95kN


CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA


CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA


CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA


0,0 779 479 687 1065 137 0,0 795 470 678 1053 128 0,0 790 466 673 1052 125

21,8 1139 88 300 667 -256 25,0 1209 10 224 588 -334 19,8 1117 116 328 693 -228

43,5 1498 -345 -129 237 -680 36,1 1392 -212 4 370 -550 25,5 1212 3 214 583 -340

48,1 1574 -452 -234 132 -784 46,9 1570 -444 -226 139 -777 37,8 1415 -243 -26 340 -580

58,9 1753 -690 -460 -105 -1017 59,0 1771 -713 -492 -128 -1040 48,5 1592 -472 -255 112 -805

65,3 1859 -833 -611 -247 -1157 64,9 1867 -842 -621 -257 -1167 59,2 1769 -709 -489 -125 -1036

79,4 2091 -1148 -922 -563 -1466 78,8 2097 -1155 -930 -568 -1472 67,3 1902 -892 -670 -306 -1215

86,8 2214 -1312 -1085 -725 -1626 89,5 2274 -1390 -1161 -802 -1702 77,6 2072 -1122 -897 -535 -1440

92,2 2314 -1444 -1215 -856 -1755

FOLHA DE CALIBRAÇÃO - STRAIN GAUGES - BARRAS INSTRUMENTADAS (6m - G02)


3° CICLO


1° CICLO 2° CICLO

Curva de Calibração (6m) - Ponto Instrumentado 05

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-1500

-1200

-900

-600

-300 0

300

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)




0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-1300

-1000

-700

-400

-100

200

500

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)




0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-900

-600

-300 0

300

600

900

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)




0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

-1800

-1500

-1200

-900

-600

-300 0

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)



342

Curvas de Calibração - Strain Gauges - Barra 6m (G2)Calibração PTO 05

y = -0,0477x + 24,906

R2 = 0,9978

Calibração PTO 06

y = -0,0482x + 35,178

R2 = 0,9977

Calibração PTO 07

y = -0,0478x + 52,748

R2 = 0,998

Calibração PTO 08

y = -0,0485x + 8,4416

R2 = 0,9982

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

-1800 -1500 -1200 -900 -600 -300 0 300 600 900

Leituras

Ca

rga

s A

plic

ad

as (

kN

)PTO 05 PTO 06 PTO 07 PTO 08



343

fls.03/03

Identificação da barra instrumentada: 7mB Carga máxima de ensaio: 95kN


CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA


CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA


CARGA

APLICADA

(kN)

LEITURA


0,0 817 1121 1060 544 2053 0,0 727 995 926 411 1917 0,0 730 1017 942 425 1932

17,1 1099 1794 1596 1078 2605 22,3 1095 1876 1638 1123 2647 22,3 1098 1893 1649 1133 2659

27,6 1274 2150 1909 1397 2908 30,3 1228 2139 1871 1355 2889 36,4 1332 2343 2061 1539 3077

35,4 1402 2419 2156 1634 3175 40,1 1390 2447 2157 1634 3178 40,7 1402 2470 2184 1661 3199

43,0 1527 2649 2375 1850 3398 52,8 1600 2827 2522 1992 3546 51,1 1574 2786 2474 1951 3510

53,9 1708 2977 2691 2161 3718 64,1 1787 3155 2840 2306 3870 62,0 1755 3095 2784 2253 3810

66,1 1910 3360 3034 2501 4065 74,2 1953 3440 3119 2582 4154 67,7 1849 3256 2942 2410 3970

74,4 2047 3591 3262 2732 4305 87,1 2167 3805 3478 2938 4523 84,3 2123 3730 3405 2868 4443

84,0 2205 3865 3543 2995 4577 89,8 2211 3882 3553 3012 4601 93,3 2272 3973 3652 3107 4700

FOLHA DE CALIBRAÇÃO - STRAIN GAUGES - BARRAS INSTRUMENTADAS (7mB - G03)


3° CICLO


1° CICLO 2° CICLO

Curva de Calibração (7mB) - Ponto Instrumentado 09

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

900

1400

1900

2400

2900

3400

3900

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)




0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

90

0

14

00

19

00

24

00

29

00

34

00

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)




0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

400

900

1400

1900

2400

2900

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)




0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

1900

2400

2900

3400

3900

4400

Leituras

Ca

rga

s a

plic

ad

as (

kN

)



344

Curvas de Calibração - Strain Gauges - Barra 7mB (G3)

Calibração PTO 09

y = 0,0317x - 37,006

R2 = 0,9901

Calibração PTO 10

y = 0,0345x - 35,246

R2 = 0,9931

Calibração PTO 11

y = 0,0349x - 17,806

R2 = 0,9929

Calibração PTO 12

y = 0,0339x - 68,257

R2 = 0,9933

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

400 900 1400 1900 2400 2900 3400 3900 4400 4900

Leituras

Carg

as A

plic

adas (

kN

)




345

APÊNDICE B

MODELOS FÍSICOS

346


LVDT-01 (ENSAIO 01)

y = 1E-05x + 0,1953

R2 = 0,9991

LVDT-01 (ENSAIO 02)

y = 1E-05x + 0,3011

R2 = 0,999

0

5

10

15

20

25

0 1.000.000 2.000.000 3.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)




LVDT-02 (ENSAIO 01)

y = 1E-05x + 0,826

R2 = 0,9977

LVDT-02 (ENSAIO 02)

y = 1E-05x + 0,8417

R2 = 0,9976

0

5

10

15

20

25

0 1.000.000 2.000.000 3.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)


Linear (LVDT-02_E1) LVDT-02 (ENSAIO 02)

347


LVDT-03 (ENSAIO 01)

y = 1E-05x - 29,105

R2 = 0,9967

LVDT-03 (ENSAIO 02)

y = 1E-05x - 26,818

R2 = 0,9899

0

5

10

15

20

25

2.000.000 3.000.000 4.000.000 5.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)




LVDT-04 (ENSAIO 01)

y = 1E-05x + 0,2422

R2 = 0,9998

LVDT-04 (ENSAIO 02)

y = 1E-05x + 0,2424

R2 = 0,9998

0

5

10

15

20

25

0 1.000.000 2.000.000 3.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)



348

Curvas de Calibração - Linear Variable Displacement Transducers - LVDT-A

LVDT-A (ENSAIO 01)

y = 5E-06x - 0,0081

R2 = 1

LVDT-A (ENSAIO 02)

y = 5E-06x - 0,0991

R2 = 0,9998

0

5

10

15

20

25

0 1.000.000 2.000.000 3.000.000 4.000.000 5.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)

LVDT-A_E1 LVDT-A_E2

LVDT-A (ENSAIO 01) LVDT-A (ENSAIO 02)

Curvas de Calibração - Linear Variable Displacement Transducers - LVDT-B

LVDT-B (ENSAIO 01)

y = 5E-06x + 0,1746

R2 = 0,9999

LVDT-B (ENSAIO 02)

y = 5E-06x + 0,12

R2 = 0,9999

0

5

10

15

20

25

0 1.000.000 2.000.000 3.000.000 4.000.000 5.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)

LVDT-B_E1 LVDT-B_E2

LVDT-B (ENSAIO 01) LVDT-B (ENSAIO 02)

349

Curvas de Calibração - Linear Variable Displacement Transducers - LVDT-C

LVDT-C (ENSAIO 01)

y = 5E-06x + 0,15

R2 = 0,9999

LVDT-C (ENSAIO 02)

y = 5E-06x + 0,1181

R2 = 0,9999

0

5

10

15

20

25

0 1.000.000 2.000.000 3.000.000 4.000.000 5.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)

LVDT-C_E1 LVDT-C_E2

LVDT-C (ENSAIO 01) LVDT-C (ENSAIO 02)

Curvas de Calibração - Linear Variable Displacement Transducers - LVDT-D

LVDT-D (ENSAIO 01)

y = 5E-06x - 0,0665

R2 = 0,9995

LVDT-D (ENSAIO 02)

y = 5E-06x - 0,0453

R2 = 1

0

5

10

15

20

25

0 1.000.000 2.000.000 3.000.000 4.000.000 5.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)

LVDT-D_E1 LVDT-D_E2

LVDT-D (ENSAIO 01) LVDT-D (ENSAIO 02)

350

Curvas de Calibração - Linear Variable Displacement Transducers - LVDT-E

LVDT-E (ENSAIO 01)

y = 5E-06x - 0,184

R2 = 1

LVDT-E (ENSAIO 02)

y = 5E-06x - 0,1792

R2 = 1

0

5

10

15

20

25

0 1.000.000 2.000.000 3.000.000 4.000.000 5.000.000

Leitura SAD

Mic

rôm

etr

o (

mm

)

LVDT-E_E1 LVDT-E_E2

LVDT-E (ENSAIO 01) LVDT-E (ENSAIO 02)

351


STRAIN GAUGE 01

y = 0,0059x + 5,6545

R2 = 0,9767

STRAIN GAUGE 02

y = 0,0058x - 0,7991

R2 = 0,9476

STRAIN GAUGE 03

y = 0,0051x - 5,5137

R2 = 0,9501

STRAIN GAUGE 04

y = 0,0053x + 4,3624

R2 = 0,9551

-8,00

-6,00

-4,00

-2,00

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

16,00

18,00

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200

CARGA (kg)

LE

ITU

RA

SIS

TE

MA



352


STRAIN GAUGE 05

y = 0,0056x + 7,6076

R2 = 0,9959

STRAIN GAUGE 06

y = 0,0053x + 3,6341

R2 = 0,9847

STRAIN GAUGE 07

y = 0,0054x + 9,6841

R2 = 0,9866

STRAIN GAUGE 08

y = 0,0056x + 8,1599

R2 = 0,996

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

16,00

18,00

20,00

22,00

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200

CARGA (kg)

LE

ITU

RA

SIS

TE

MA



353


ENSAIO 02

y = -0,031x - 45,648

R2 = 0,8481

ENSAIO 03

y = -0,0352x - 49,634

R2 = 0,8479

ENSAIO 01

y = -0,0378x - 39,906

R2 = 0,9863

0

5

10

15

20

-2.100 -1.900 -1.700 -1.500 -1.300 -1.100

Leitura SAD

Pre

ssão

(kP

a)




ENSAIO 02

y = -0,4421x - 17511

R2 = 0,9959

ENSAIO 03

y = -0,4407x - 17487

R2 = 0,9959

ENSAIO 01

y = -0,4954x - 19621

R2 = 0,99

0

4

8

12

16

20

-39.750 -39.700 -39.650 -39.600

Leitura SAD

Pre

ssão

(kP

a)



354


ENSAIO 02

y = 0,1263x + 1997,4

R2 = 0,9832

ENSAIO 03

y = 0,1272x + 2008,7

R2 = 0,9946

ENSAIO 01

y = 0,1015x + 1613,1

R2 = 0,8406

0

4

8

12

16

20

-15.900 -15.850 -15.800 -15.750 -15.700 -15.650 -15.600

Leitura SAD

Pre

ssão

(kP

a)



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