7LDJR 3URWR GD 6LOYD 5HVLVWrQFLD DR $UUDQFDPHQWR … desenvolvido somente durante a década de 1960,...

7LDJR�3URWR�GD�6LOYD�

5HVLVWrQFLD�DR�$UUDQFDPHQWR�GH�*UDPSRV�HP�6ROR�5HVLGXDO�GH�*QDLVVH�

'LVVHUWDomR�GH�0HVWUDGR�

Dissertação apresentada ao Departamento de Engenharia Civil da PUC-Rio como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Ciências de Engenharia Civil: Geotecnia.

Orientadores: Alberto S. F. J. Sayão

Anna Laura L. S. Nunes

Rio de Janeiro

Setembro de 2005

DBD

PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

�7LDJR�3URWR�GD�6LOYD�

5HVLVWrQFLD�DR�DUUDQFDPHQWR�GH�JUDPSRV�HP�VROR�UHVLGXDO�GH�JQDLVVH�

Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do título de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil do Departamento de Engenharia Civil do Centro Técnico Científico da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.

3URI��$OEHUWR�6DPSDLR�)HUUD]�-DUGLP�6D\mR�Presidente Orientador

Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio

3URI��$QQD�/DXUD�/RSHV�GD�6LOYD�1XQHV�Co-Orientador COPPE/UFRJ

'U��6DQGUR�6DOYDGRU�6DQGURQL�Geoprojetos Eng. Ltda

3URI��:LOO\�$OYDUHQJD�/DFHUGD�COPPE/UFRJ

3URI��6pUJLR�$XJXVWR�%H]HUUD�)RQWRXUD�

Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio

3URI��-RVp�(XJrQLR�/HDO�Coordenador Setorial

do Centro Técnico Científico - PUC-Rio

Rio de Janeiro, 01 de setembro de 2005

DBD


Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total ou parcial do trabalho sem autorização do autor, do orientador e da universidade.

7LDJR�3URWR�GD�6LOYD�Graduou-se em Engenharia Civil, pela Universidade do Estado de Santa Catarina (UDESC), em agosto de 2003. Participou de projetos de pesquisa com o Laboratório de Geotecnia da UDESC, desenvolvendo ensaios de campo e laboratório utilizados na prática da engenharia geotécnica. Ingressou no curso de mestrado em Engenharia Civil da PUC-Rio em agosto do ano de 2003, atuando na área de Geotecnia Experimental, trabalhando com instrumentação, ensaios de campo e ensaios especiais de laboratório.

Ficha Catalográfica

CDD: 624

Silva, Tiago Proto da Resistência ao arrancamento de

grampos em solo residual de gnaisse / Tiago Proto da Silva ; orientadores: Alberto S. F. J. Sayão, Anna Laura L. S. Nunes. – Rio de Janeiro : PUC, Departamento de Engenharia Civil, 2005.

144 f. : il. color. ; 30 cm Dissertação (mestrado) – Pontifícia

Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil.

Inclui referências bibliográficas.

1. Engenharia civil – Teses. 2. Geotecnia. 3. Solo grampeado. 4. Resistência ao arrancamento. 5. Resistência de interface. 6. Solo residual de gnaisse. I. Sayão, Alberto S. F. J. II. Nunes, Anna Laura L. S. III. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de Engenharia Civil. IV. Título.

DBD


$JUDGHFLPHQWRV�À força maior que nos guia, que nós católicos chamamos de Deus, por iluminar o

meu caminho e fazer com que cada vez mais eu acredite que a educação é

forma mais sensata de desenvolvimento da sociedade.

Aos meus pais por sempre acreditarem em meus sonhos e criar caminhos para

que eles se tornem realidade.

Aos meus irmãos que mesmo com as divergências de pensamento colaboraram

muito para meu desenvolvimento pessoal.

Ao orientador Alberto Sayão pela sua amizade, orientação e pela sua grande

capacidade técnica. Obrigado pela objetividade, por sua sensatez e

compreensão.

À minha orientadora e amiga Anna Laura Nunes por me fazer enxergar e pensar

nas melhores soluções, por acreditar na minha capacidade, pela sua amizade,

por seu companheirismo e precisão na resolução de meus problemas. O meu

muito obrigado.

Aos professores e amigos Edson Fajardo e Edgar Odebrecht que, de alguma

forma, despertaram o meu interesse por esta área da engenharia.

Ao mestre amigo e conselheiro Julio Macías que discutiu e acompanhou todos

os passos de desenvolvimento do presente trabalho.

Ao grupo de trabalho que se desenvolveu ao longo da Pesquisa, André, Saré,

Alex, Fernanda e Marcelo, muito obrigado por tudo.

Aos colegas da sala 609, André Muller, Fred, Diego e Adenílson pelo

companheirismo, apoio e, principalmente, pela paciência neste período que

trabalhamos juntos.

A todos os funcionários, e em especial a Ana Roxo, Amaury e Seu José.

DBD


Aos colegas da PUC-Rio, em especial Christiano, Thiago e Ygor que muitas

vezes me deslocaram do trabalho para a escrivaninha do bar, e lá, vários

problemas foram resolvidos, ou, ao menos, davam dor de cabeça no outro dia.

À SEEL Engenharia Ltda, por abrir as portas da empresa para o

desenvolvimento do trabalho, e acreditar que o fomento à pesquisa é

desenvolvimento empresarial.

DBD


5HVXPR�

�Silva, Tiago Proto da; Sayão, Alberto de Sampaio Ferraz Jardim; Nunes, Anna Laura Lopes S.. 5HVLVWrQFLD� DR� $UUDQFDPHQWR� GH�*UDPSRV� HP�6ROR�5HVLGXDO�GH�*QDLVVH� Rio de Janeiro, 2005. 144p. Dissertação de Mestrado – Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.

A presente pesquisa trata da avaliação da resistência ao arrancamento de

grampos em solo residual de gnaisse. Foram realizados ensaios de

arrancamento em uma obra de solo grampeado executada em um maciço de

solo residual de gnaisse. A resistência ao arrancamento foi avaliada em 4 cotas

diferentes ao longo do perfil de escavação. Foram realizados 8 ensaios de

arrancamento em grampos de 4m de comprimento. Quatro ensaios foram

executados em grampos instrumentados com VWUDLQ� JDJHV� para avaliar a

distribuição das cargas durante os estágios de carregamento. Foram também

realizados ensaios de cisalhamento direto no solo e na interface solo/nata de

cimento para avaliação das propriedades mecânicas destes materiais. As

amostras indeformadas foram coletadas imediatamente à frente dos furos de

instalação dos grampos ensaiados garantindo uma maior representatividade dos

materiais. Uma relação semi-empírica é proposta para se avaliar a resistência ao

arrancamento de grampos, baseada nos parâmetros de resistência do solo e da

interface solo/nata de cimento, obtidos em ensaios de cisalhamento direto no

laboratório. Os resultados obtidos nesta pesquisa são comparados com ensaios

realizados por outros autores, em encostas de solos residuais de gnaisse e

empregados para validação da relação desenvolvida.

�3DODYUDV�FKDYH�

Geotecnia; solo grampeado; resistência ao arrancamento; resistência de

interface, solo residual de gnaisse.

�

DBD


$EVWUDFW��

�Silva, Tiago Proto da; Sayão, Alberto de Sampaio Ferraz Jardim (Advisor); Nunes, Anna Laura Lopes S. (Advisor). 3XOORXW� VWUHQJWK� RI� QDLOV� LQ�JQHLVVLF� UHVLGXDO� VRLO� Rio de Janeiro, 2005. 144p. Msc. Dissertation – Department of Civil Engineering, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.

The present research presents an evaluation of the pullout resistance of

nails in residual gneissic soil. Pullout tests were carried out in 4 different levels of

the nailed wall with nails 4m long. Four tests were carried out in strain-gauged

nails for evaluating the tension distribution along the nail. A series of direct shear

tests in soil specimens and in the soil/grout interface were also performed for

obtaining the mechanical properties of these materials. Undisturbed samples had

been collected very close to the pull-out test locations. A semi-empirical relation

is proposed for evaluating the pullout resistance of nails, based on the shear

strength parameters of the soil and of the soil/grout interface from laboratory

direct shear tests.

.H\ZRUGV�Geotechnical engineering; soil nail; pull-out strength; interface strength;

gneissic residual soil.

DBD


DBD


��,QWURGXomR�

A inserção de elementos de reforço para aumentar a resistência à tração

de solos é uma técnica utilizada desde os primórdios das civilizações. Muitos

povos da antiguidade utilizaram elementos naturais para reforçar as suas

construções.

Apesar desta tradição, o conceito estrutural de solo reforçado foi

desenvolvido somente durante a década de 1960, na França, com projetos de

terra armada.

A partir disto, surgiram outras metodologias para o aumento da resistência

à tração dos solos. Dentre elas, destaca-se a técnica de solo grampeado, que

tomou grande impulso na França, Alemanha e EUA, no final da década de 70.

O desenvolvimento desta metodologia de estabilização de solos foi rápido

e de fácil aceitação pelo meio geotécnico. A contenção com grampos, em geral,

apresenta vantagens quando comparadas com outras técnicas de reforço,

destacando-se: a economia, versatilidade, segurança e velocidade de execução.

Devido às vantagens e ao bom desempenho na estabilização de solos

tropicais, a técnica de solo grampeado vem se disseminando em larga escala no

Brasil. Porém, os projetos têm sido baseados em hipóteses conservadoras em

função da falta de conhecimento do comportamento dos solos reforçados.

O grampeamento de solos constitui-se em um método de reforço e

estabilização de taludes, através da inclusão de elementos passivos semi-

rígidos, denominados grampos (barras de aço envoltas por nata de cimento).

Estes reforços devem ser associados à aplicação de um revestimento na face do

talude, em geral, concreto projetado, com o objetivo principal de evitar a erosão

superficial.

Os grampos são elementos resistentes a esforços de tração e de

cisalhamento, que são instalados sub-horizontalmente no talude a ser reforçado.

O processo de instalação dos grampos consiste, em geral, na execução prévia

de um furo, inserção de barra de aço e injeção de material cimentante para

preenchimento do furo.

No solo grampeado, o material reforçado pode ser considerado como um

material compósito, cujo comportamento depende das características mecânicas

DBD


20

dos materiais constituintes (solo e grampo), da interação entre eles, e da forma,

quantidade e disposição dos reforços. Um elemento fundamental é a resistência

da interface solo-reforço, pois é através desta interação que os esforços são

transferidos do solo para os grampos. O conhecimento desta interação é

imprescindível para projetos em estruturas grampeadas.

Os ensaios de arrancamento são os mais utilizados e os mais

aconselháveis para se determinar a resistência da interação solo/grampo.

Porém, estes ensaios tornam-se mais viáveis de realização na fase de execução

das obras, sendo necessário muitas vezes, o uso de estimativas da resistência

por atrito lateral, baseadas em correlações empíricas para a fase de projeto.

Este trabalho tem como objetivos estudar o comportamento de grampos

em ensaios de arrancamento de campo e procurar obter uma correlação semi-

empírica para a previsão da resistência ao arrancamento, baseada em

parâmetros de resistência do solo e da interface solo/nata de cimento, obtidos

em ensaios de cisalhamento direto em laboratório.

Para o desenvolvimento deste estudo foram realizados 8 ensaios de

arrancamento de grampos em uma obra de contenção de um perfil de solo

residual de gnaisse. Estes ensaios foram realizados aos pares em 4 cotas

diferentes ao longo da encosta. Em cada cota de estudo, foram executados 2

ensaios, sendo um em grampo instrumentado com VWUDLQ� JDJHV, a fim de se

obter a distribuição das cargas nos grampos, durante os estágios de

carregamento, além da resistência ao arrancamento.

Com o objetivo de se avaliar o mecanismo de interação solo/grampo em

laboratório, foi realizada uma campanha experimental para se caracterizar os

solos em estudo e determinar os parâmetros de resistência dos solos e da

interface solo/nata de cimento.

Para isso, foram realizados ensaios de caracterização física e de

cisalhamento direto no solo e na interface solo/nata de cimento, em condições

natural e submersa. As amostras indeformadas foram coletadas em locais pré-

definidos, imediatamente à frente dos furos onde foram realizados os ensaios de

arrancamento, a fim de garantir a representatividade dos materiais.

Sendo o objetivo desenvolver uma correlação semi-empírica para

determinar a resistência ao arrancamento baseada em ensaios de resistência ao

cisalhamento. Neste estudo foi proposta uma metodologia de análise baseada

na hipótese de que o mecanismo de interação solo/grampo se dá por adesão e

atrito da interface solo/nata de cimento. Os resultados dos ensaios de

arrancamento no campo e de cisalhamento direto no laboratório permitiram o

DBD


21

desenvolvimento de uma relação semi-empírica para estimativa da resistência

ao arrancamento dos grampos.

Esta dissertação foi divida em seis capítulos. Este primeiro capítulo

apresenta uma breve introdução sobre a relevância da técnica de solo

grampeado e destaca os objetivos e a metodologia desta pesquisa.

O Capítulo II apresenta uma revisão bibliográfica dos principais conceitos

que envolvem a técnica, dos mecanismos de transferência de carga em

estruturas grampeadas, de alguns ensaios utilizados para se determinar a

interação solo-reforço, além de algumas correlações empíricas, baseadas em

ensaios de campo, utilizadas para se estimar a resistência ao arrancamento.

No Capítulo III descreve-se a geologia do local de realização dos ensaios

de campo, a metodologia para instrumentação dos grampos e a calibração dos

equipamentos de campo. Apresenta-se ainda uma discussão dos ensaios de

arrancamento realizados na presente pesquisa.

Os ensaios de caracterização e os ensaios de cisalhamento direto

realizados nos solos em estudo, bem como, os realizados na interface solo/nata

de cimento são apresentados e discutidos no Capítulo IV.

O Capítulo V apresenta a metodologia de análise utilizada para a

concepção de um método de previsão da resistência ao arrancamento, baseado

nos ensaios de campo e de laboratório apresentados neste trabalho. A

verificação do método de previsão proposto também é apresentada através de

sua aplicação a casos históricos referenciados na bibliografia.

No Capítulo VI estão resumidas as principais conclusões do trabalho e

oferecidas sugestões para estudos futuros em continuação à presente pesquisa.

Este documento apresenta ainda 2 apêndices, onde foram apresentadas

as curvas típicas dos ensaios de cisalhamento direto dos solos e das interfaces

solo/nata de cimento.

DBD


��5HYLVmR�ELEOLRJUiILFD�

��$VSHFWRV�JHUDLV�GH�VROR�UHIRUoDGR�

A técnica de reforço de solos é utilizada para melhorar as características

de resistência e impedir o desenvolvimento de deformações excessivas em

maciços de terra. A introdução de materiais de reforço aumenta as condições

globais de estabilidade do conjunto, permitindo a construção de obras com

geometrias mais ousadas.

Materiais diversos têm sido utilizados para reforço de solo desde a

antiguidade. Nos primórdios, os Incas utilizavam lã de Ihama misturada com solo

para a construção de estradas. Troncos de árvores, arbustos, pele de animais,

entre outros materiais, foram utilizados para melhorar as características dos

solos naturais (Seraphin e Mello, 2003).

Atualmente, os materiais de reforço são dos mais variados tipos, desde

fibras naturais e sintéticas até reforços com materiais metálicos.

A evolução das necessidades humanas e a tendência de um agrupamento

natural nos grandes centros acarretam em grandes construções (edifícios,

túneis, barragens, entre outros), impondo carregamento nos terrenos que

alteram a distribuição das tensões e geram esforços de tração e compressão. Os

solos em geral resistem à esforços de compressão. No entanto, apresentam

reduzida resistência à tração, sendo necessária a inclusão de reforços para

absorção deste tipo de esforços.

Quando uma massa de solo é carregada verticalmente, ocorrem

deformações verticais de compressão e deformações laterais de extensão

(tração). Contudo, se a massa de solo estiver reforçada, os movimentos laterais

são limitados pela reduzida deformabilidade do reforço. Esta restrição de

deformações é obtida graças ao desenvolvimento de esforços de tração no

elemento de reforço. Neste caso, o solo tende a mover-se em relação ao reforço

gerando tensões cisalhantes na interface (Wheeler, 1996). A

Figura 1 ilustra o princípio básico do comportamento do solo reforçado.

DBD


23

(a) (b)

Figura 1- Comportamento típico de solo: (a) sem reforço; e (b) com reforço (Sieira,

2003).

A escolha da técnica de reforço mais adequada para cada situação

depende de vários fatores, que devem ser analisados em conjunto. Devem ser

ponderadas as vantagens e desvantagens de cada método, podendo-se assim

decidir sobre a solução ideal de reforço para cada caso de�obra.

��6ROR�JUDPSHDGR�

Entre as alternativas usuais para desenvolvimento de projetos de

estruturas de reforço, o solo grampeado vem se tornando cada vez mais

aplicado na prática. Seu bom desempenho em solos residuais não saturados,

cujas características mecânicas favorecem a estabilidade interna do material,

torna esta alternativa de projeto bastante competitiva sob o ponto de vista

econômico, quando comparada a outras técnicas de estabilização.

��2ULJHP�H�GHILQLomR�GD�WpFQLFD�

A técnica de solo grampeado tem origem na execução de suportes de

galerias e túneis denominada de NATM (“New Austrian Tunneling Method”),

utilizada em túneis e desenvolvida por Rabcewitz (1965). O método consiste na

aplicação de um sistema de contenção flexível que permita a deformação do

terreno gerando uma região plastificada no entorno da escavação que pode ser

reforçada com chumbadores, como pode ser observado na Figura 2.

O solo grampeado é uma técnica bastante eficaz no que diz respeito ao

reforço de solo LQ� VLWX de taludes naturais ou resultantes de processos de

escavação (Ortigão et al., 1993). Estes reforços são comumente barras de aço

que podem ser substituídas por cantoneiras ou tubos de aço protegidos por

DBD


24

argamassa em furos pré-abertos. A face recebe um revestimento, usualmentel

de concreto reforçado com malha metálica, que tem, em geral, função

secundária na estabilização, compreendendo basicamente em evitar rupturas

localizadas e garantir o controle da erosão.

As etapas de escavação durante a execução da obra e a redistribuição dos

esforços nos maciços geram forças internas e deslocamentos laterais no solo. A

função das contenções, em geral, é de minorar os deslocamentos do maciço

terroso pelo acréscimo de forças internas contrárias ao sistema natural de

acomodação de massa (Silva et al., 2001).

Figura 2 – Técnicas de execução de túneis com revestimento (a) flexível e (b) rígido

(Ortigão e Sayão, 1999).

��$SOLFDo}HV�

A técnica de solo grampeado pode ser utilizada em situações diversas, tais

como:

a) Maciços a serem cortados, cuja geometria resultante não é estável

– Em estacionamentos subterrâneos, vias subterrâneas, cortes

para implantação de sistemas viários, escavações de túneis, entre

outras;

b) Taludes existentes com condições insatisfatórias de estabilidade –

Reforços em taludes que são potencialmente instáveis com

inclinação da ordem de 45o a 90o;

c) Taludes rompidos – Remediação de taludes danificados por

movimentação à montante, ou por ocorrência de sobrecargas.

DBD


25

Nos casos em que se utiliza a técnica para contenção de escavações, os

grampos são posicionados sub-horizontalmente e os esforços nos grampos são

basicamente de tração (Figura 3). Quando a técnica é utilizada para

estabilização de taludes, os elementos de reforço são inseridos no maciço

perpendicularmente à superfície potencial de ruptura e os esforços de

cisalhamento e os momentos fletores não devem ser desprezados (Schlosser,

1982).��

Figura 3 - Aplicações usuais de solo grampeado (Ortigão e Sayão, 1999).

��9DQWDJHQV�H�OLPLWDo}HV�

Vários motivos incentivaram a popularização da técnica de solo

grampeado no mundo, dentre eles pode-se citar (Bruce e Jewel, 1986):

1. (FRQRPLD: em comparação com obras de cortina atirantada, o solo

grampeado apresenta uma economia da ordem de 30% (Ortigão e

Palmeira, 1992). Em relação a outras modalidades, tais como a inclusão

de micro-estacas e solo reforçado, apresenta um custo inferior, em

média de 20% (Dringenberg e Craizer, 1992);

2. 9HORFLGDGH� GH� ([HFXomR� o grampeamento é uma� obra de rápida

execução, devido à perfuração e uso de paramento de concreto

projetado, minimizando a utilização de mão-de-obra e permitindo a

realização do trabalho simultaneamente à escavação;

3. )OH[LELOLGDGH��com a utilização de estruturas flexíveis, conta-se com alta

resistência a esforços dinâmicos, sendo uma técnica eficaz para zonas

sujeitas a movimentações sísmicas (Shen et al., 1981);

�� $GDSWDELOLGDGH��no decorrer das escavações, pode-se rever o projeto do

grampeamento, em função do tipo de material encontrado e das

condições geológicas do local;�

DBD


26

Todavia, algumas limitações restringem a utilização da técnica em casos

específicos, sendo as principais:

1. 'HVORFDPHQWRV�/DWHUDLV�H�9HUWLFDLV� os deslocamentos são oriundos

da flexibilidade da estrutura que é sensível à movimentação do

terreno. Este aspecto ganha maior destaque em áreas urbanas onde

movimentos de 0,30 a 0,35% da altura do talude podem afetar as

estruturas existentes na vizinhança. Estes deslocamentos devem ser

monitorados durante toda a obra, sendo determinante para definir a

velocidade de avanço das escavações. Ressalta-se que a inclusão de

ancoragens tensionadas minimiza os deslocamentos do maciço;

2. 6DWXUDomR� GR� PHLR�� um decréscimo significativo nos valores de

resistência na interface solo-grampo fica evidente se, após a

construção, o meio se torna saturado (Schlosser e Unterreiner, 1990);

3. &RUURVmR� deve-se considerar uma vida útil para a estrutura de

contenção em função da agressividade do meio.

��0HFDQLVPR�GH�WUDQVIHUrQFLD�GH�FDUJD�VROR�JUDPSR�

O mecanismo de transferência de carga solo-grampo é semelhante ao que

ocorre em estacas e tirantes. Nestes casos a resistência lateral é mobilizada por

um mecanismo típico que pode ser resumido através de 3 estágios progressivos

de interação da interface solo-reforço: (i) Resistência garantida pela adesão; (ii)

Resistência por atrito e/ou imbricamento mecânico; e (iii) Resistência por

cisalhamento (Nunes e Castilhos, 2002)

Os solos apresentam resistência adequada à compressão e ao

cisalhamento, porém, a resistência à tração é reduzida. A introdução de grampos

ao conjunto proporciona um comportamento mecânico mais favorável,

possibilitando cortes de maiores inclinações com segurança.

Em estruturas grampeadas (reforços flexíveis), a solicitação dos grampos

ocorre principalmente por tração (Figura 4a), sendo a estabilidade garantida

pelas forças de cisalhamento na interface solo-grampo. Porém, devido à rigidez

interna dos grampos, os esforços podem ser de tração, flexão e cisalhamento

(Figura 4b). A eficiência máxima dos grampos ocorre quando sua inclinação

coincide com a direção da deformação principal maior da massa reforçada.

Nesta condição, os grampos são submetidos unicamente à tração,

independentemente da rigidez à flexão desses elementos (Ehrlich, 2003).

DBD


27

Figura 4 - Comportamento de reforços: (a) flexíveis e (b) rígidos (Mitchell e Villet, 1987).

As deformações internas do maciço terroso provocam a mobilização da

resistência ao cisalhamento lateral ao longo dos grampos e, com isso, a

mobilização das tensões de tração. Estas deformações ocorrem em função da

descompressão lateral do solo.

A resistência mobilizada ao longo do grampo tem direção oposta nas

zonas ativa e passiva (resistente), seguindo a tendência de movimento relativo

da interface. Na zona considerada ativa, que está situada atrás da face do talude

(Figura 5), as tensões cisalhantes nos grampos são direcionadas para fora,

enquanto que, na zona passiva, o sentido é contrário, ou seja, para dentro do

maciço.

Segundo Ehrlich (2003), a força máxima de tração mobilizada ao longo do

grampo (Tmáx) ocorre na interseção do grampo com a superfície potencial de

ruptura, sendo esta superfície a que separa a zona ativa da passiva. Neste local,

as tensões cisalhantes são nulas na interface solo-grampo.

Na zona de cisalhamento da massa de solo ocorrem esforços de

cisalhamento e de flexão que mobilizam os grampos (Figura 6). Estes esforços

podem ser facilmente calculados de modo semelhante ao cálculo de estacas

solicitadas horizontalmente com momentos fletores aplicados no topo.

DBD


28

Zona Ativa

Zona Passiva

δh

L

Figura 5 - Zonas ativa e passiva em escavações com grampos livres (Springer, 2001).

A mobilização da resistência à flexão em estruturas grampeadas depende

do desenvolvimento de grandes deformações, isto é, quando se forma uma zona

de cisalhamento no grampo (Figura 7). Para a ordem de grandeza das

deformações nos grampos, a parcela de resistência à flexão mobilizada pode ser

considerada insignificante (Clouterre, 1991).

Figura 6 - Desenvolvimento de região de cisalhamento em muro experimental de solo

grampeado (Clouterre, 1991).

DBD


29

Figura 7 - Grampos submetidos à esforços de flexão e cisalhantes (Clouterre, 1991).

��7UDQVIHUrQFLD�GH�FDUJD�QR�SHUtRGR�GD�HVFDYDomR�

No período de construção as deformações são muito pequenas e os

grampos são essencialmente solicitados por esforços de tração. Porém, nos

casos em que a face é inclinada em relação aos grampos, pode-se observar a

ocorrência de pequenos esforços cisalhantes e de flexão no decorrer da obra.

Forças de cisalhamento e momentos fletores surgem ao longo da superfície no

instante próximo à ruptura e não devem ser desprezados (Schlosser e

Unterreiner, 1990).

Com o andamento da escavação, a encosta grampeada é sujeita ao

descarregamento lateral, gerando esforços de tração nos grampos. Neste

instante, o principal elemento de interação solo-grampo é, portanto, o atrito

mobilizado no contato entre os dois materiais (Springer, 2001). Sendo assim,

quanto maior for o atrito entre os dois materiais, melhor será o desempenho do

reforço. A resistência depende basicamente dos parâmetros de resistência do

solo, do tipo e do modo de fixação adotado para o grampo utilizado na estrutura

de contenção.

O aumento dos esforços de tração ocorrem progressivamente durante as

fases de escavação, sendo mais significativo nas três fases subseqüentes à

instalação dos grampos (Clouterre, 1991).

DBD


30

0 50 100 150 200

Tempo (dias)

Carga na cabeça do grampo (kN)

15

10

5

Fim da fase 3

Fim da fase 4

Fim da Fase 5

Início da fase 6

Início da fase 7

Deformação após a construção

Fim da Fase 7Fim da Fase 6

0 50 100 150 200

Tempo (dias)


15

10

5

Fim da fase 3

Fim da fase 4

Fim da Fase 5

Início da fase 6

Início da fase 7



0 50 100 150 200

Tempo (dias)


15

10

5

Fim da fase 3

Fim da fase 4

0 50 100 150 200

Tempo (dias)


15

10

5

Fim da fase 3

0 50 100 150 200

Tempo (dias)


15

10

5

0 50 100 150 200

Tempo (dias)


15

10

5

Fim da fase 3

Fim da fase 4

Fim da Fase 5

Início da fase 6

Início da fase 7



Fim da Fase 5

Início da fase 6

Início da fase 7



Figura 8 - Carregamento progressivo do grampo durante o processo de escavação

(adaptado de Clouterre, 1991).

Springer (2001) verificou, numericamente, que o tipo de fixação dos

grampos interfere não só na forma da distribuição dos esforços, mas também na

intensidade de mobilização dos grampos. Quando o deslocamento do grampo é

igual ao da face de escavação, os grampos inferiores são os mais solicitados.

Por outro lado, quando o grampo está livre, a mobilização ocorre

aproximadamente à meia altura do talude de escavação. Este comportamento é

devido à ocorrência de maiores incrementos de deslocamento horizontal junto à

base de corte com o avanço das escavações.

��(QVDLRV�SDUD�GHWHUPLQDomR�GD�LQWHUDomR�VROR�UHIRUoR�

A geometria de um projeto em solo grampeado é determinante no

desempenho da obra. A distribuição dos grampos ao longo da face do talude, a

determinação dos espaçamentos horizontal e vertical e o comprimento dos

grampos influenciam o comportamento do maciço. Esses parâmetros dependem

diretamente da previsão das cargas máximas de trabalho dos grampos que, por

sua vez, são função do atrito na interface solo grampo (qs). A fim de se

determinar estes parâmetros, alguns ensaios e correlações empíricas são

propostos.

�

DBD


31

��(QVDLRV�GH�ODERUDWyULR�

Sendo a proposta principal desta dissertação avaliar a resistência lateral

da interface solo-grampo em laboratório, viu-se necessário desenvolver ensaios

de cisalhamento direto na junção nata-solo. Para isso, procurou-se avaliar o

desempenho de interfaces de solos com outros materiais de reforços já

estudados e descritos na bibliografia.

Os ensaios de laboratório mais usados para medir a resistência de

interface são os ensaios de arrancamento e de cisalhamento direto. Estes dois

ensaios diferem basicamente pela forma com que os esforços são aplicados,

pelos mecanismos de ruptura impostos, pelas trajetórias de tensão e pelas

condições de contorno de cada um (Palmeira e Milligan, 1989).

A justificativa para escolha destes ensaios é a similaridade com as

condições de carregamento encontradas em obras de solo reforçado, como

esquematizado na Figura 9. Segundo Sieira (2003), os ensaios de cisalhamento

direto simulam convenientemente o mecanismo de interação existente na região

A. Os ensaios de arrancamento reproduzem o mecanismo que ocorre na região

B. Enquanto os ensaios de cisalhamento direto modificados (reforço inclinado)

são representativos do mecanismo de interação que ocorre na região C.

ARRANCAMENTO

TRAÇÃO NO REFORÇO

ATRITO NA

INTERFACE

$

%$

&$

Figura 9 - Mecanismos de interação em maciços reforçados (Sieira, 2003).

DBD


32

��&LVDOKDPHQWR�GLUHWR�

Estes ensaios consistem basicamente de uma adaptação do ensaio de

cisalhamento direto convencional, onde o plano de cisalhamento situa-se

exatamente na interface solo-reforço.

Sieira (2003) apresentou os esquemas mais comuns de ensaios de

cisalhamento direto para interfaces solo-geossintético (Figura 10). Podem ser

executados ensaios com ou sem base rígida subjacente ao reforço.

F

T

geossintético

solo

solo

F

T

geossintético

solo

base rígida

Figura 10 - Sistemas solo-geossintético no equipamento de cisalhamento direto (Sieira,

2003).

A partir da envoltória de resistência da interface solo-reforço pode-se obter

os parâmetros de interface, que no caso específico de geossintéticos são: ca

(adesão solo-geossintético) e δ (ângulo de atrito solo-geossintético). Os

resultados dos ensaios podem ser expressos através dos coeficientes de

aderência (λ) e de atrito (f) de um dado sistema solo-geossintético, sendo:

’tantan

fφδ= (2.1)

’cca=λ (2.2)

onde: ca e δ são parâmetros de resistência das interfaces; c’ e φ’ são parâmetros

de resistência do solo.

Becker (2001) realizou alguns ensaios de cisalhamento direto utilizando o

método de base rígida para avaliar os parâmetros de resistência de interface

areia-geossintético (Figura 11). A mesma interface foi ensaiada pelo método

convencional sem base rígida (Figura 12). Os resultados sugerem que o ângulo

de atrito de pico da interface areia-geossintético, ensaiada com base rígida, é

inferior ao ângulo de atrito obtido sem base.

DBD


33

Φpico=43,1oΦv.c=41,8oΦpico=43,1oΦv.c=41,8o

Figura 11 - Envoltórias de resistência da interface areia-geotêxtil em ensaios de

cisalhamento direto com base rígida (Becker, 2001).

Figura 12 – Envoltórias de resistência da interface areia-geossintético obtida em ensaios

de cisalhamento direto sem base rígida (Becker, 2001).

Seraphim e Mello (2003) analisaram as variações da resistência ao

cisalhamento da interface solo argiloso-geotêxtil compactado na umidade ótima

(Proctor normal), em condição não saturada e submersa. Os ensaios foram

realizados através do método de interface solo-geossintético-solo e os

resultados são apresentados na Figura 13.

DBD


34

(a) (b)

Figura 13 – Envoltórias de resistência da interface solo-geotêxtil não tecido em condição:

(a) não saturada e (b) submersa ( Seraphin e Mello, 2003).

Observa-se da Figura 13 que a condição de saturação influencia os

resultados dos ensaios de cisalhamento direto. A adesão da interface solo-

geotêxtil (a) reduz-se a zero para a condição submersa, enquanto que o ângulo

de atrito sofre um reduzido acréscimo de 3o.

Potyondy (1961) executou um grande número de ensaios de

cisalhamento para avaliar a resistência na interface de solo com diversos tipos

de materiais de construção. O autor utilizou uma montagem similar à

apresentada por Sieira (2003) na Figura 10. Estes ensaios permitiram identificar

alguns dos fatores que influenciam nas resistências de interface, tais como,

porcentagem de partículas finas, teor de umidade, rugosidade da superfície de

contato e nível da tensão normal aplicada.

Guilloux et al. (1979) realizaram ensaios idênticos em interface solo-placa

de aço. O objetivo era identificar a expansão volumétrica que ocorre durante a

execução do ensaio, que, nos casos reais de obra é impedida pelas condições

de confinamento do maciço. Foram realizados ensaios com a tensão normal

constante e com volume constante. A comparação de resultados indicou um

efeito significativo da dilatância (Tabela 1).

Tabela 1 – Tensões de ruptura na interface solo-aço (Guilloux et al., 1979).

Tipo de Ensaio Tensão Normal (kPa) Tensão Cisalhante (kPa)

Tensão constante 50 25

Volume constante 50 50

DBD


35

Observa-se da Tabela 1 que a tensão cisalhante na ruptura para ensaios

de interface solo-aço é muito afetada pelo efeito da dilatância. Nos ensaios de

cisalhamento com volume constante, as tensões atingem valores que

representam o dobro dos valores obtidos em ensaios com tensão normal

constante.

Ingold e Templeman (1979) realizaram ensaios em interface solo-aço

para avaliar o efeito da rugosidade da superfície, a qual foi simulada através da

colagem de grãos de areia nas barras de aço. As características de resistência

das interfaces solo-aço liso e solo-aço rugoso foram determinadas através de

ensaios de cisalhamento direto e arrancamento e são listadas na Tabela 2.

Tabela 2 - Ângulos de atrito em função da rugosidade da interface (Ingold e Templeman,

1979).

Superfície Tipo de Ensaio Ângulo de atrito (G)

Lisa Cisalhamento direto 20,5

Lisa Arrancamento 31,0

Rugosa Cisalhamento direto 35,0

Rugosa Arrancamento 42.0

Lemos (1994) realizou ensaios de cisalhamento direto na interface nata-

rocha, com a finalidade de obter parâmetros de resistência nesta superfície e

comparar com ensaios de arrancamento de tirantes realizados em campo. Os

corpos-de-prova obedeceram a uma seqüência de moldagem, onde se tentou

reproduzir no laboratório todas as condições que ocorrem em campo (tempo de

cura, rugosidade da superfície, grau de fraturamento da rocha). Após os

procedimentos adotados para moldagem, foi executado o ensaio de

cisalhamento direto. Os resultados obtidos foram considerados adequados em

relação às condições de arrancamento dos tirantes no maciço rochoso.

DBD


36

��0RGHORV�UHGX]LGRV�

A literatura também apresenta resultados de ensaios especiais para

determinação da resistência mobilizada por atrito lateral de estacas em rochas

brandas. Destaca-se o estudo de Nunes e Castilhos (2002) que realizaram

provas de carga em estacas embutidas em rocha branda no laboratório, para

avaliar a influência do grau de rugosidade nos modos de ruptura e os

mecanismos de mobilização da resistência lateral da interface estaca-rocha.

As provas de carga executadas correspondem a ensaios de

cisalhamento direto axissimétrico e foram instrumentados para obter a carga e

deformação ao longo do fuste da estaca. Foram analisados 4 tipos de

rugosidade de fuste variando de liso a muito rugoso (Figura 14). A Tabela 3

resume as características dos fustes das estacas ensaiadas, as cargas de

confinamento lateral e de ruptura obtida das provas de carga. Observa-se que as

maiores cargas de ruptura correspondem aos fustes muito rugosos.

Figura 14 - Perfis dos padrões de rugosidade R1, R2 e R3 dos modelos reduzidos

estaca-rocha (Nunes e Castilhos, 2002).

DBD


37

Tabela 3 – Resultados das provas de carga dos modelos reduzidos estaca-rocha branda

(Nunes e Castilhos, 2002).

3URYD�GH�&DUJD�

&RQGLo}HV�GR�)XVWH� �

*UDX�GH�UXJRVLGDGH�

&DUJD�QD�5XSWXUD��N1�

&DUJD�&RQILQDQWH��N1��

1 Liso - 172,0 7,4

2 Rugoso-R3 Reduzido 225,0 8,1

3 Rogoso-R2 Médio 162,0 8,6

4 Rugoso-R1 Elevado 324,0 7,3

Os resultados mostraram que o padrão de mobilização de resistência

lateral é constituído por 3 estágios: adesão, atrito e cisalhamento. A Figura 15

ilustra o modo de ruptura da estaca de fuste rugoso. Observa-se a perda de

adesão no topo da estaca e cisalhamento da interface ao longo do fuste. O

acompanhamento das deformações ao longo do fuste permitiu observar que a

resistência por adesão se torna maior com o aumento da rugosidade da

interface. Para as superfícies com grau de rugosidade R1, a carga

correspondente ao fim do estágio de adesão é cerca de duas vezes maior que a

apresentada em estacas de fuste liso.

Figura 15 – Modo de ruptura dos modelos reduzidos estaca-rocha de fuste muito rugoso

tipo�(Nunes e Castilhos, 2002).

�

DBD


38

��$UUDQFDPHQWR�QR�ODERUDWyULR�

Grande parte dos conhecimentos sobre a interação entre as estruturas

de reforço e os solos baseia-se em ensaios de arrancamento. Estes ensaios

podem ser realizados tanto em laboratório como campo (Cardoso, 1987).

Hausmann e Lee (1978) realizaram ensaios de arrancamento em

laboratório com os reforços fixos em uma parede rígida que sofria um movimento

de rotação. A força de arrancamento era aplicada diretamente nas barras de aço

(Figura 16).

�

Figura 16 - Esquema de ensaio de arrancamento em modelo reduzido (adaptado de

Hausmann e Lee, 1978).

Para reforços geossintéticos, os ensaios de arrancamento são realizados

em equipamentos de cisalhamento direto modificados através da adição de uma

garra que impõe os deslocamentos horizontais de arrancamento ao

geossintético (Figura 17).

O geossintético é colocado entre 2 camadas de solo. A extremidade que

está conectada à garra é tracionada sob velocidade constante. Assim, o

movimento relativo entre o geossintético e o solo origina forças de cisalhamento

nas duas faces do geossintético, que se opõem ao movimento.

DBD


39

Figura 17 - Equipamento de ensaio de arrancamento (Sieira, 2003).

Sieira (2003) realizou ensaios de arrancamento em geogrelhas em

equipamento de grande escala (1m x 1m). Palmeira (1994) também estudou o

comportamento de geossintéticos solicitados em ensaios de arrancamento

executados em modelo reduzido.

Segundo Palmeira e Milligan (1989), o ensaio de arrancamento é o que

melhor representa as situações reais de campo, quando são utilizadas

geogrelhas como elementos de reforço.

Jewell (1996) sugere a utilização de ensaios de cisalhamento direto para a

determinação dos parâmetros de interação solo-geotêxteis, uma vez que o

mecanismo de interação baseia-se no atrito entre a manta e o solo. Neste caso,

não há necessidade de execução de ensaios de arrancamento. Entretanto, no

caso de geogrelhas, os parâmetros de interação devem ser definidos a partir de

ensaios de arrancamento, uma vez que só este tipo de ensaio leva em

consideração o empuxo passivo dos elementos transversais.

��(QVDLRV�GH�DUUDQFDPHQWR�QR�FDPSR�

O ensaio de campo mais usual para determinação da resistência lateral LQ�VLWX para estruturas reforçadas são os ensaios de arrancamento, visto que

nestes ensaios consideram-se todas as características dos materiais envolvidos

no sistema de contenção. Apesar do mecanismo de transferência de carga

durante o ensaio ser diferente da mobilização real dos grampos, o ensaio de

arrancamento fornece informações importantes em relação aos fatores que

afetam o mecanismo de mobilização da resistência de interface, além da

resistência por atrito lateral.�

DBD


40

Assim, um dos parâmetros mais relevantes em projetos de estruturas

grampeadas é a resistência ao arrancamento no contato solo-grampo (qs). Esta

resistência é função das propriedades do grampo, do solo e da interface solo-

grampo (Schlosser e Unterreiner, 1990).

A Figura 18 ilustra esquematicamente o sistema utilizado no ensaio de

arrancamento. O conjunto é composto por um macaco hidráulico para aplicação

da carga, célula de carga e deflectômetro para medir, respectivamente, a carga

aplicada e o deslocamento horizontal.

Figura 18 - Ensaio de arrancamento (Ortigão e Sayão, 1999).

A resistência ao arrancamento (qs) é obtida a partir da força máxima

aplicada na extremidade do grampo que gera a ruptura e a área de contato solo-

grampo.

Clouterre (1991) apresenta algumas sugestões em relação à análise de

ensaios de arrancamento em grampos. Se durante o ensaio, somente as forças

são medidas, a força máxima obtida será a própria força de arrancamento.

Porém, se os deslocamentos também são monitorados durante o ensaio, pode-

se determinar o comportamento de interação solo-grampo.

DBD


41

Muitos autores já tentaram definir procedimentos teóricos e empíricos para

avaliar o desempenho da interface solo-grampo e a resistência ao arrancamento.

Mas, até o momento, o ensaio de arrancamento continua sendo fundamental

para se definir este tipo de parâmetro (Juran e Elias, 1990 e Feijó e Ehrlich,

2001).

��7UDQVIHUrQFLD�GH�FDUJD�QR�DUUDQFDPHQWR�

�Quando se aplica um esforço de tração na extremidade do grampo, ele se

move em relação ao maciço, mobilizando a resistência lateral e gerando um

campo de tensão/deformação. Segundo Clouterre (1991), pode-se afirmar que:

1. As tensões e deformações são maiores na extremidade externa

do grampo (cabeça) e menores nas imediações da extremidade

interna do grampo (Figura 19);

2. As forças de atrito são mobilizadas gradualmente da cabeça até a

extremidade interna do grampo independentemente do

comprimento (Figuras 20 e 21);

3. À medida que as forças de arrancamento aumentam, as tensões

de atrito aproximam-se do limite de ruptura do contato solo-

grampo e estas tensões desenvolvem-se ao longo da extensão do

grampo (Figura 22);

4. Quanto maior o grampo, menor será a distribuição de tensões de

cisalhamento ao longo do seu comprimento (Figuras 22 e 23).

DBD


42

Estado de limite último (ruptura)

Estado de trabalho

Figura 19 – Distribuição das deformações em ensaio de� arrancamento ao longo do

grampo (Clouterre, 1991).

eEstado de limite último (ruptura)

Estado de trabalho

Figura 20 – Distribuição das forças de tração ao longo do grampo com L=3m (Clouterre,

1991).

DBD


43

Estado de limite último�(ruptura)

Estado de trabalho

Figura 21 – Distribuição das forças de tração ao longo do grampo com L=12m (Clouterre,

1991).

Estado de trabalho


Figura 22 - Mobilização das tensões de cisalhamento no grampo com L=3m (Clouterre,

1991).

DBD


44


Estado de trabalho

Figura 23 - Mobilização das tensões de cisalhamento no grampo com L=12m (Clouterre,

1991).

��0pWRGRV�HPStULFRV�GH�GHWHUPLQDomR�GD�LQWHUDomR�VROR�JUDPSR�

Diversos pesquisadores têm procurado determinar os parâmetros de

interação solo-reforço através de diferentes correlações baseadas em dados de

ensaios de campo.

Clouterre (1991) apresenta uma correlação empírica baseada no método

proposto por Bustamante e Gianeselli (1981) para determinar a resistência

lateral em estacas a partir de ensaios pressiométricos. De modo geral, esta

correlação apresenta resultados satisfatórios quando comparados com os

obtidos por ensaio de arrancamento em campo (Cardoso, 1987). As Figuras 24 e

25 apresentam as correlações empíricas propostas para areias e argilas,

respectivamente. Trata-se de curvas de resistência ao arrancamento (qs) em

função de dados de resistência obtidos através de ensaios realizados com o

pressiômetro Menárd.

DBD


45

0,00

0,05

0,10

0,15

0,0 0,3 0,5 0,8 1,0 1,3 1,5 1,8 2,0 2,3 2,5 2,8 3,0 3,33 � ��P3D�

T

� ��03D

�

$UHLD

Figura 24 - Correlação entre resistência ao arrancamento (qs) e pressão limite do

pressiômetro Menárd (PL) para solos arenosos (adaptado de Clouterre, 1991).

0,00

0,05

0,10

0,15

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,83 � ��P3D�

T� ��03D

�

$UJLOD

Figura 25 -� Correlação entre resistência ao arrancamento (qs) e pressão limite do

pressiômetro Menárd (PL) para solos argilosos (adaptado de Clouterre, 1991).

DBD


46

Ortigão (1997) comparou resultados de ensaios de arrancamento,

realizados no Rio de Janeiro, São Paulo e Brasília, com ensaios do tipo SPT

(Figura 26). A dispersão dos resultados pode ser justificada pelas diversas

metodologias utilizadas nos ensaios de campo. Como estimativa preliminar para

aplicação em projetos, o autor propõe a seguinte relação:

50 7,5. ( )�T 1 637= + (2.3)

onde: qs = resistência ao arrancamento em kPa; N(SPT) = número de golpes do

ensaio SPT.

qs = 98 + 8,4N400

Relação sugerida

qs = 50 +7,5N

Silte arenoso, SP

Argila arenosa,RJ

Argila de Brasília

Siltes, DF

Silte arenoso, Sp

0 10 20N

504030

200

100

300

q s(k

Pa)

qs = 98 + 8,4N400

Relação sugerida

qs = 50 +7,5N

Silte arenoso, SP

Argila arenosa,RJ

Argila de Brasília

Siltes, DF

Silte arenoso, Sp

0 10 20N

504030

200

100

300

q s(k

Pa)

Figura 26 - Correlação entre a resistência ao arrancamento (qs) e o número de golpes do

ensaio SPT (adaptado de Ortigão, 1997).

Ortigão et al. (1997), a partir da Equação (2.3) e resultados de ensaios,

sugerem uma nova proposta de correlação apresentada na Figura 27. Ressalta-

se que os valores obtidos dos ensaios em outros siltes arenosos de São Paulo e

de ensaios realizados pela GeoRio (Ortigão e Sayão, 1999) são inferiores aos

valores propostos pela correlação.

DBD


47

Figura 27 - Correlações empíricas entre resistência ao arrancamento (qs) e o número de

golpes do ensaio SPT (Ortigão e Sayão, 1999).

��&DVRV�GH�REUD�FRP�HQVDLRV�GH�DUUDQFDPHQWR�

Feijó e Erhlich (2001) realizaram uma campanha envolvendo 20 ensaios

de arrancamento em perfis de solo residual no município do Rio de Janeiro. Os

ensaios foram realizados em grampos injetados em pré-furos de 75mm, com

parte deles instrumentada com VWUDLQ� JDJHV para acompanhamento das

deformações ao longo do grampo durante a execução do experimento. Foram

utilizados grampos com comprimentos de 3m e 6m para se avaliar o efeito do

comprimento no valor da resistência ao arrancamento (qs).

Pitta et al. (2003) apresentaram resultados de ensaios de arrancamento

realizados em 5 obras diferentes na cidade de São Paulo, analisando os efeitos

e as melhorias decorrentes das sucessivas fases de injeção (Figura 28). Por

bainha entende-se a primeira injeção de nata no furo. Observa-se o aumento da

resistência ao arrancamento com o aumento do número de injeções.

Azambuja et al. (2001) realizaram ensaios de arrancamento em uma obra

de contenção em Porto Alegre (RS) com a finalidade de verificar a relação

tensão/deformação dos grampos utilizados. Os ensaios foram realizados com

grampos protótipos que obedeceram aos mesmos critérios executivos dos

grampos definitivos do sistema de contenção.

Soares e Gomes (2003) executaram ensaios de arrancamento com ciclos

de carga e descarga em uma encosta da BR 101 em Angra dos Reis (RJ). Os

ensaios permitiram definir a resistência ao arrancamento e as tensões

admissíveis para a técnica de solo grampeado.

DBD


48

Figura 28 - Resumo comparativo da resistência ao arrancamento de grampos em função

da reinjeção (Pitta et al., 2003).

A Tabela 4 resume alguns valores de carga de ruptura por arrancamento

para diferentes casos de obras, em função das características dos grampos

utilizados.

DBD


49

Tabela 4 – Valores de resistência ao arrancamento.

7LSR�GH�6ROR�Comp. do

grampo

(m)

Tipo de

injeção *

Carga de

ruptura

(kN)

Referência

Residual de gnaisse/RJ 6 B + 3f 262 Feijó et al. (2001)




Residual de gnaisse/RJ 3 NR 200 Pinto et al. (2001)

Saprolito de gnaisse/RS 3 B +1f 184 Azambuja et al. (2001)

Argilo arenoso 3 NR 115 Moraes e Arduino (2003)

Silte argiloso/SP 4 B +1f 112 Pitta et al. (2003)

Argilo arenoso/SP 6 B 98 Pitta et al. (2003)

Argilo arenoso/SP 6 B +1f 147 Pitta et al. (2003)

Argila Paulista/SP 6 B 53 Pitta et al. (2003)

Argila Paulista/SP 6 B +1f 130 Pitta et al. (2003)

Argila Paulista/SP 6 B + 2f 177 Pitta et al. (2003)

Argila Paulista/SP 6 B+3f 177 Pitta et al. (2003)

Saprolito de gnaisse/SP 6 B 115 Pitta et al. (2003)

Saprolito de gnaisse/SP 6 B +1f 170 Pitta et al. (2003)

Saprolito de gnaisse/SP 6 B + 2f 193 Pitta et al. (2003)

Argila Paulista/SP 6 B 176 Pitta et al. (2003)

Argila Paulista/SP 6 B +1f 199 Pitta et al. (2003)

Argila Paulista/SP 6 B + 2f 221 Pitta et al. (2003)

Saprolito de gnaisse /RJ 3 NR 132 Soares et al. (2003)

Argilo arenoso 3 NR 115 Moraes e Arduino (2003)

* B:bainha; (n)f: número das fases de injeção; NR: Não referenciado

Na Tabela 4, observa-se a diversidade dos tipos de solo das obras

grampeadas, além dos diferentes critérios de injeção do grampo. De forma geral,

constata-se que a reinjeção aumenta a resistência ao arrancamento dos

grampos, independentemente do tipo de solo.

DBD


��3URJUDPD�H[SHULPHQWDO�GH�FDPSR�

O estudo experimental de campo constituiu na execução de 8 ensaios de

arrancamento realizados ao longo do perfil da encosta. Os ensaios foram

realizados com intuito de se obter a resistência lateral no contato solo/nata de

cimento ao longo dos grampos. Para se avaliar o comportamento e a distribuição

do carregamento durante o ensaio, 4 grampos foram instrumentados com

extensômetros elétricos ao longo do trecho injetado.

��ÈUHD�GH�HVWXGR�O estudo experimental de campo foi realizado no morro do Palácio, bairro

de Boa Viagem, município de Niterói. Trata-se de um projeto de contenção em

solo grampeado de um talude de escavação com inclinação média de 79º e

altura aproximada de 40m, em solo residual gnáissico silto-areno-argiloso, onde

futuramente será implantado um edifício de apartamentos residenciais.

��*HRORJLD�ORFDO�Segundo Gomes Silva (2005), a área de estudo apresenta uma geologia

marcada por grande diversidade de rochas, causada por um sistema de

falhamentos de direção NE-SW, mergulho acentuado para SE, intercalando

kinzigito, quartzito, granada-biotita gnaisse, gnaisse calcissilicático, além de

veios de pegmatito e diques de diabásio alterados, sobrepostas às rochas pré-

cambrianas que formam o embasamento da Baía de Guanabara. As rochas, na

área do estudo, encontram-se alteradas, formando um espesso pacote de solo

residual gnáissico silto-areno-argiloso.

O sistema de descontinuidades na área é formado pelo bandeamento

metamórfico (F1) e por quatro famílias de fraturas. A foliação (F1) é verticalizada,

com mergulhos suaves para NW. As principais famílias de fraturas (F2 e F3) são

ambas subverticais. Há ainda outras duas famílias de fraturas subhorizontais (F4

e F5) que aparecem ocasionalmente em alguns setores. A caracterização das

descontinuidades existentes no maciço rochoso foi realizada de acordo com as

DBD


51

sugestões da ISRM (1978) para a descrição quantitativa das descontinuidades

considerando a atitude, persistência, espaçamento, abertura, preenchimento,

percolação e rugosidade (Tabela 1).

Tabela 1 – Caracterização das descontinuidades do maciço.

'HVFRQWLQXLGDGH

&DUDFWHUtVWLFDV� Foliação

F1 Fratura F1 Fratura F1 Fratura F1 Fratura F1

Direção/Mergulho

(graus) 100/20 70/90 150/90 80/30 120/08

Espaçamento

(cm) <0,2 3 5 15 8,5

Persistência (m) >20 7 8 5 8

Abertura (mm) <0,5 0,3 0,5 0,1 0,2

Observações Descontinuidades sem preenchimento e sem água

A área pesquisada está inserida na Unidade Morfoestrutural Superfícies

Aplainadas nas Baixadas Litorâneas que representa os terrenos colinosos de

baixa amplitude de relevo, localizados a leste da Baía de Guanabara e

compreendidos entre as planícies costeiras e baixadas fluviomarinhas e a

escarpa da Serra do Mar. A unidade é constituída por um relevo suave e

uniforme de colinas amplas, baixas e niveladas, apresentando vertentes

convexas, muito suaves, e topos arredondados. O relevo apresenta-se com

padrão dendrítico e com uma densidade de drenagem baixa a média. Próximo à

baixada da Baía de Guanabara, essa drenagem torna-se imperfeita, com padrão

de canal divagante, devido ao lençol freático subaflorante.

��(QVDLRV�637�As sondagens de simples reconhecimento à percussão consistem

basicamente na cravação de um amostrador padrão no solo, através da queda

livre de um peso de 65kgf (martelo), caindo de uma altura pré-determinada

(75cm). As características do amostrador, bem como os procedimentos de

execução do ensaio estão especificados na NBR 6484/1980 (Execução de

sondagens de simples reconhecimento dos solos).

DBD


52

Foram realizados 7 furos de sondagens (SP-01 a SP-07) que indicaram

solo residual de gnaisse constituído por misturas silto-argilosas ou argilo-siltosas,

às vezes com presença de pedregulhos, de coloração variável, desde o branco

ao marrom escuro.

A camada de solo residual apresentou SPT praticamente crescente com a

profundidade como apresentado na Tabela 2.

Tabela 2 – Resultados dos ensaios SPT.

&RWD��P�� 1�637��63��

1�637��63��

1�637��63��

1�637��63��

1�637��63��

1�637��63��

1�637��63��

36,79 - 9 - - - - -

35,79 - 13 - - - - -

34,79 - 29 - - - - 28

33,79 - 35 - - - - 22

32,79 - 37 - - - - 19

31,79 - 37 - - - - 18

30,79 - 29 - - - - 14

29,79 8 27 120 - - - 23

28,79 25 27 75 - - - 29

27,79 29 27 44 - - - 26

26,79 33 31 35 - - - 29

25,79 38 31 39 34 - - 23

24,79 42 28 38 43 - 24 23

23,79 40 35 36 60 - 28 24

22,79 43 32 38 90 - 23 24

21,79 43 34 64 90 32 28 33

20,79 45 29 68 214 29 14 36

19,79 60 24 52 15 31 25 30

18,79 54 35 75 46 34 24 60

17,79 41 38 60 40 30 24 120

16,79 44 40 69 41 66 27 90

15,79 66 41 120 64 40 29 60

14,79 60 40 120 43 44 37 45

13,79 90 41 60 46 32 41 40

12,79 75 41 60 68 - 42 44

11,79 60 42 120 63 - 44 70

DBD


53

��&DUDFWHUtVWLFDV�GRV�JUDPSRV�Os ensaios de arrancamento foram executados em grampos injetados em

furos de 75mm, realizados por uma sonda rotativa. O preenchimento do furo foi

executado com nata de cimento com fator água/cimento igual a 0,6. A Figura 1

apresenta esquematicamente os componentes dos grampos.

As barras de aço utilizadas são do tipo INCO-13-D com diâmetro nominal

de 22mm e tensão de escoamento de 750 MPa. São barras rosqueadas em toda

a superfície lateral, com a finalidade de melhorar a aderência com a nata de

cimento e facilitar a emenda em caso de grampos com comprimentos superiores

a 6m (comprimento de fabricação das barras).

Na fase de instalação, o posicionamento correto das barras de aço no

centro dos furos era garantido através da colocação de centralizadores ao longo

das barras, espaçados de um metro, impedindo o contato da barra com as

paredes do furo.

Os grampos ensaiados tinham comprimento total de 4m, sendo

constituídos por um trecho livre de 1m, garantido por um obturador de espuma, e

por um trecho injetado de 3m. Para se controlar o preenchimento total dos

trechos injetados foram instaladas mangueiras de reinjeção e um tubo de retorno

(Figura 2).

��&RPSULPHQWR�OLYUH ��&RPSULPHQWR�LQM� HWDGR

��

�� "! #

$&%��'��"��(�(��*)�+�'�� "��"� ��

,&��"�-+"�.��"/��.� ��0 1�23 � 4�4�! ��5�

6 '�%��5�� 87��"/*9"�6 '�%"�.��5��*��(��"�:;'�+"��=<?> �� '"��

��&RPSULPHQWR�OLYUH ��&RPSULPHQWR�LQM� HWDGR

��

�� "! #

$&%��'��"��(�(��*)�+�'�� "��"� ��

,&��"�-+"�.��"/��.� ��0 1�23 � 4�4�! ��5�

6 '�%��5�� 87��"/*9"�6 '�%"�.��5��*��(��"�:;'�+"��=<?> �� '"��

�Figura 1 - Esquema dos componentes dos grampos.

DBD


54

Figura 2 – Detalhe da espuma para garantia do trecho livre e tubo de reinjeção.

��,QVWUXPHQWDomR�GDV�EDUUDV�GH�DUUDQFDPHQWR�Partes dos grampos utilizados nos ensaios de arrancamento foram

instrumentadas com extensômetros elétricos (VWUDLQ�JDJHV) ao longo das barras

de aço, a fim de se monitorar a distribuição das deformações e cargas ao longo

dos grampos durante a execução dos ensaios.

O processo de instrumentação das barras seguiram as recomendações de

Nunes et al. (2006). Cada barra foi instrumentada com 5 VWUDLQ�JDJHV ao longo

do trecho injetado distando de 50 cm entre si, a partir do de trecho livre de 1m.

@�A�B@�A�C@�A"D @�A�E @�A(FGG HH

Trecho injetado (3m) Trecho livre (1m)

50 cm 50 cm 50 cm 50 cm50 cm50 cm

Comprimento. Variável para fixação do macaco.

@�A�B@�A�C@�A"D @�A�E @�A(FGG HH

Trecho injetado (3m) Trecho livre (1m)

50 cm 50 cm 50 cm 50 cm50 cm50 cm

Comprimento. Variável para fixação do macaco.

�Figura 3 - Esquema da instrumentação das barras.

Foram utilizados extensômetros elétricos (VWUDLQ� JDJHV)� fabricados pela

Excel sensores, específicos para aço com resistência de 120�, do tipo PA-06-

125AA-120-LEN. Apresentam 6,35mm de comprimento e 3,18mm de largura.

Estas dimensões foram escolhidas de forma a minimizar a área da barra de aço

necessária para a colagem do VWUDLQ�JDJH� Os VWUDLQ�JDJHV apresentam um fator de sensibilidade (JDJH�IDFWRU) de 2,1,

conforme informação do fabricante.

Nas áreas de colagem dos VWUDLQ�JDJHV, a barra de aço foi usinada a fim

de eliminar as nervuras e proporcionar uma região plana e uniforme. Os VWUDLQ�

DBD


55

JDJHV e seus terminais foram fixados com cola do tipo cianoacrilato. Após a

ligação dos VWUDLQ� JDJHV�aos terminais e destes ao cabo central de leituras, o

conjunto foi isolado eletricamente e protegido com resina epóxi contra danos

mecânicos e de umidade. A Figura 4 ilustra o conjunto VWUDLQ�JDJH-terminal-fios

antes e após a aplicação da resina epóxi de proteção.

(a) (b)

Figura 4 – Detalhe da instalação do VWUDLQ�JDJH na seção usinada: (a) fios de ligação e

cabo central de emissão de sinais; (b) proteção com cola plástica impermeável.

Os VWUDLQ�JDJHV�foram ligados em ponte de :KHDWVWRQH completa através

do auxílio de caixa acessória externa a barra, contendo os circuitos de resistores

das pontes.

A deformação (ε) dos extensômetros elétricos é dada pela seguinte

equação:

)655

.∆=ε (3.1)

onde: ε = deformação específica; ∆R = variação de resistência (Ohms); V =

voltagem de alimentação; R = resistência nominal; FS = fator de sensibilidade.

Da Equação (3.1), as deformações específicas dos VWUDLQ JDJHV�podem ser

calculadas através de:

)6/9/

)655

)..2(.4

. ∆+∆=∆=ε (3.2)

onde: ε = deformação específica, ∆L = variação da leitura dos VWUDLQ� JDJHV

devido ao carregamento; R = resistência nominal; FS = fator de sensibilidade;

V = voltagem de alimentação.

DBD


56

Os extensômetros elétricos são medidores de deformação que apresentam

elevada precisão e resolução. Desta forma, o processo de instrumentação das

barras exige uma serie de cuidados para garantir que as condições de instalação

e de injeção dos grampos, bem como as condições naturais de campo, não

interfiram nas medidas destes instrumentos.

Durante a instrumentação, um conjunto de detalhes pode modificar as

condições ideais de trabalho dos VWUDLQ�JDJHV, ressaltando-se:

• Ocorrência de bolhas de ar no contato extensômetro/barra;

• Interferência na corrente de alimentação devido ao contato entre os

cabos de transmissão e a barra;

• Isolamento elétrico inadequado;

• Alinhamento incorreto dos VWUDLQ� JDJHV durante o processo de

colagem;

• Umidade gerada pelo contato do operador com o VWUDLQ�JDJH;

• Rugosidade da superfície de contato.

Para se colar os medidores de deformação nas barras é necessário fazer-

se a usinagem dos locais de instrumentação (Figura 4a). Este processo altera a

área da seção transversal da barra de aço, podendo variar de um VWUDLQ� JDJH

para outro.

Com o objetivo de se minimizar estes efeitos, foram realizados ensaios de

calibração em todas as barras instrumentadas, permitindo assim obter a curva

carga versus deformação para cada extensômetro elétrico.

O sistema de aquisição de dados dos ensaios de arrancamento consiste

em um sistema eletrônico de alimentação dos extensômetros elétricos e

aquisição de dados gerados pelos instrumentos. A Figura 5 apresenta um

esquema de funcionamento do sistema de aquisição de dados.

A caixa que contém a placa de aquisição de dados é alimentada pela

energia elétrica da rede externa. A energia é transformada em 3 Volts que

alimentam a caixa com as pontes de :KHDVWRQH, que por sua vez alimentam os

VWUDLQ�JDJHV das barras instrumentadas. A célula de carga é energizada por uma

bateria de 10 Volts independente. Os sinais elétricos da barra instrumentada e

da célula de carga são enviados para a placa de aquisição de dados que fazem

a decodificação das leituras de voltagem e são armazenadas no computador.

DBD


57

Caixa com as Pontes de :KHDVWRQH

Placa de aquisição de

dados

Barra Instrumentada

com VWUDLQJDJHV

Célula de Carga

ComputadorPrograma de aquisição de

dados

Bateria de alimentação(10 Volts)

Caixa com as Pontes de :KHDVWRQH

Placa de aquisição de

dados

Barra Instrumentada

com VWUDLQJDJHV

Célula de Carga

ComputadorPrograma de aquisição de

dados

Bateria de alimentação(10 Volts)

Figura 5 - Esquema de funcionamento do sistema de aquisição de dados da

instrumentação.

O programa de aquisição de dados compila os dados de leitura da célula

de carga e dos extensômetros elétricos no decorrer do tempo. Os dados são

armazenados em unidades de voltagem e, posteriormente, transformados

através das curvas de calibração.

��(QVDLRV�GH�FDOLEUDomR�GDV�EDUUDV�Os ensaios de calibração foram realizados em ciclos de carregamento e

descarregamento das barras, onde através do sistema de aquisição de dados

eram medidas as cargas e as leituras dos VWUDLQ� JDJHV. Estes ensaios foram

executados com as barras inseridas em um tubo semi-rígido que servia de base

de reação do macaco de aplicação de carga (Figura 6).

As cargas eram aplicadas em incrementos de força de 8,5kN até a carga

máxima de 120kN, a partir da qual eram realizados o descarregamento e

recarregamento para se verificar o comportamento dos VWUDLQ�JDJHV em função

dos diferentes ciclos de carga. Entre cada estágio de carga, aguardava-se o

período de tempo necessário para a estabilização das deformações ao longo da

barra.

DBD


58

Figura 6 - Sistema dos ensaios de calibração das barras.

A Figura 7 apresenta as curvas carga-deformação de um extensômetro

elétrico medidas durante o ensaio de carregamento cíclico. Para fins de

comparação, observa-se na figura a curva correspondente às deformações

calculadas utilizando a lei de Hooke, comsiderando o diâmetro nominal da bara

de aço (22mm) e o diâmetro médio reduzido após a usinagem das áreas de

colagem dos VWUDLQ�JDJHV (cerca de 16mm).

Pode-se observar um comportamento linear do extensômetro elétrico

durante os respectivos ensaios de carregamento e descarregamento. Nota-se

ainda uma diferença significante quando se compara os valores experimentais

com os calculados através da lei de Hooke com o diâmetro nominal de

fabricação das barras (22mm). Isto não ocorre no caso da lei de Hooke com o

diâmetro após a isinagem (16mm), cuja reta coincide com os resultados da

calibração. Isto demonstra a importância de realizar a calibração prévia dos

VWUDLQ� JDJHV, uma vez que os reais parâmetros da barra e o processo de

instalação da instrmentação são considerados.

DBD


59

0

20

40

60

80

100

120

140

0 5 10 15 20 25 30

'HIRUPDomR�� I J �

&DUJD

��N1�

Carregamento 1

Descarregamento 1

Carregamento 2

Lei de Hooke 1

Lei de Hooke 2

D nominal = 20 mmD usinado = 16,3 mm

Figura 7 – Comportamento de um VWUDLQ�JDJH durante o ensaio de calibração.

Através dos ensaios de calibração pode-se definir a relação carga (kN)

versus deformação específica para cada extensômetro elétrico e, desta forma,

considerar os fatores intrínsecos aos processos de preparação, colagem e

ligação dos VWUDLQ�JDJHV.

A fim de se trabalhar com uma única constante de calibração para

transformação das variações de leituras (mV) em deformação específica, fez-se

necessário a utilização de um tratamento estatístico envolvendo todos

extensômetros elétricos utilizados nesta campanha de ensaios e seus devidos

ciclos de carregamento.

A carga de trabalho dos extensômetros pode ser definida através das

equações seguintes:

3( ) 4,316. .10) N1 ε= (3.3)

( ) 28,76.) N1 /= ∆ (3.4)

onde: ε = deformação específica; F = força em kN; ∆L = variação da leitura em

(mV).

A Figura 8 mostra a dispersão das deformações calculadas a partir da reta

de calibração média (Equação(3.3)) e da equação de Hooke com o diâmetro

reduzido médio após usinagem, medido com o auxílio de um paquímetro

(16,3mm). Quando comparado este valor com o diâmetro calculado através da

DBD


60

retro-análise da curva de calibração, pode-se estimar o erro do sistema de

aquisição de dados. Este erro é atribuído às variações da corrente elétrica

durante a execução dos ensaios e/ou à falhas no aterramento do sistema.

0

5

10

15

20

25

30

35

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

'HIRUPDomR�� K L �

&DUJD

��N1�

Carga x Def. dos SG Carga x Def. de Hooke

Figura 8 – Curvas carga versus deformações experimentais médias e calculadas.

O erro aproximado calculado foi de no máximo 0,66%, considerado

desprezível para o cálculo das deformações resultantes dos ensaios de

arrancamento.

��([HFXomR�GRV�HQVDLRV�GH�DUUDQFDPHQWR�Foram realizados 8 ensaios de arrancamento ao longo da escavação da

encosta. Para cada cota selecionada, executaram-se 2 ensaios, um com grampo

instrumentado para se observar à distribuição dos carregamentos, e outro com

grampo não instrumentado para verificar o valor da resistência ao arrancamento

obtido no primeiro ensaio.

Desta forma, a campanha de ensaios de campo se dividiu em 4 grupos

realizados em etapas distintas da escavação. Em cada grupo eram realizados os

2 ensaios de arrancamento instrumentado e não instrumentado. Os grupos de

ensaios de arrancamento foram denominados de AR01, AR02, AR03 e AR04 e

ocorreram nas cotas 35m, 27m, 21m e 17,5m, respectivamente (Figura 9). Os

grampos de sacrifício, a serem ensaiados, eram inseridos entre os grampos de

projeto para não afetar o desempenho da estrutura de contenção. Os grampos

DBD


61

de arrancamento em cada cota de ensaio eram separados entre si por uma

distância de 3m.

Figura 9 – Localização das cotas dos grampos de ensaios de arrancamento na

escavação.

��3URFHGLPHQWRV�GH�HQVDLR�Os ensaios de arrancamento foram executados utilizando um macaco

hidráulico com capacidade de 600kN e um extensômetro mecânico com curso de

20mm e precisão de 0,01mm, posicionado na placa de referência. As cargas

foram medidas com uma célula de carga de capacidade de 200kN. Na Figura 10

pode-se ver o esquema de montagem dos ensaios de arrancamento.

Etapa AR01 Cota 35m

Etapa AR02 Cota 25m

Etapa AR03 Cota 21m

Etapa AR04

Cota 17,5m

Ensaio AR01 Cota 35m



Ensaio AR04

Cota 17,5m

DBD


62

Figura 10 - Montagem do ensaio de arrancamento (adaptado de Ortigão e Sayão, 1999).

Os ensaios foram executados em estágios crescentes, com uma carga

inicial de 20kN (pré-carga ou carga de aperto), carga necessária para

acomodação do conjunto de placas, macaco hidráulico, célula de carga e

extensômetro. Os incrementos de carga foram de 8,5kN e as medidas de

deslocamentos na cabeça do grampo eram realizadas ao final de cada estágio

de carregamento, até a sua estabilização.

Nos grampos instrumentados o intervalo de tempo entre os estágios eram

mais longos, permitindo uma maior aquisição de dados. Este período era

controlado pelo operador do sistema, através do monitoramento da curva tempo

versus variação das leituras, até a estabilização dos extensômetros elétricos

instalados nas barras.

Nos ensaios de arrancamento os grampos eram levados até a ruptura.

Após este estágio, a carga era mantida constante para se determinar à

ocorrência de um patamar de resistência residual (pós-pico). Em alguns casos,

os ensaios foram interrompidos por limitações da célula de carga (200kN).

DBD


63

��5HVXOWDGRV�REWLGRV�Os resultados dos ensaios de arrancamento são apresentados

relacionando-se a carga aplicada nos grampos com o deslocamento da cabeça.

Para os grampos instrumentados com VWUDLQ�JDJHV são também apresentados as

curvas de distribuição das cargas ao longo dos grampos.

A resistência ao arrancamento máxima ocorrida na interface solo/grampo

pode ser definida através da equação seguinte:

MNO /'

7T..π

= (3.5)

onde: qs = atrito lateral unitário; Tn = carga máxima; D = diâmetro do furo; La =

comprimento injetado.

As curvas de distribuição de cargas foram traçadas somente para o trecho

injetado com nata de cimento, assumindo-se que as cargas aplicadas na

extremidade externa do grampo (cabeça) se transmitem com a mesma

intensidade no trecho livre de 1m.

As Figuras 39 e 40 apresentam o conjunto de resultados referentes aos

ensaios de arrancamento AR01 localizados na cota de 35m.

Observa-se da Figura 11 que as cargas máximas atingidas são iguais a

117,1 e 198,2kN para os grampos instrumentado e não instrumentado,

respectivamente.

DBD


64

0

20

40

60

80

100

120

140

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

'HVORFDPHQWR�GR�JUDPSR��PP�

&DUJD

�DSOLFD

GD��N

1�

(a) grampo instrumentado

0

50

100

150

200

250

0 2 4 6 8 10 12 14PRQ�S�T U�V�W�X5Q�Y"Z�U-[�U-\^]�W�X`_�U`a�X-X5b

c defddghi jdk dlmno

(b) grampo não instrumentado

Figura 11 – Resultados dos ensaios de arrancamento AR01: (a) grampo

instrumentado; (b) grampo não instrumentado.

DBD


65

0

20

40

60

80

100

120

140

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

&RPSULPHQWR�GRV�JUDPSRV��P�

&DUJD

�QR�JU

DPSR

��N1�

Figura 12 - Distribuição das cargas ao longo do grampo instrumentado do ensaio AR01.

Na Figura 11 nota-se uma grande diferença na carga de arrancamento do

ensaio instrumentado (117,4kN) e a carga máxima aplicada no grampo não

instrumentado (198,2kN). Atribui-se este fato à ocorrência de um grande nicho

de cupins na zona do ensaio não instrumentado. O cupinzeiro foi detectado

durante a execução da obra e, por recomendação do projetista, foi injetada nata

de cimento em toda a zona afetada para preenchimento dos vazios. A injeção de

nata pode ter gerado uma zona de alta resistência na região deste grampo. Isto

pode explicar a maior resistência ao arrancamento do grampo não instrumentado

em relação ao instrumentado. Vale lembrar que os grampos de arrancamento

em todas as cotas distam entre si de 3m.

De fato, o grampo não instrumentado AR01 não atingiu a ruptura (Figura

11b). A carga aplicada alcançou valores próximos do limite de trabalho da célula

de carga, impedindo a determinação da real resistência ao arrancamento deste

ensaio. Ao contrário do grampo instrumentado (Figura 11a), cuja resistência ao

arrancamento é igual a 166 kPa, calculada através da Equação (3.5).

Na Figura 12 tem-se a distribuição das cargas ao longo do grampo

instrumentado AR01, cujo comportamento é semelhante ao apresentado por

Clouterre (1991).

As Figuras 41 e 42 apresentam os resultados referentes aos ensaios

AR02 realizados na cota 27m.

DBD


66

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 5 10 15 20 25 30


&DUJD

�DSOLFD

GD��N

1�


0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 5 10 15 20 25 30


&DUJD

�DSOLFD

GD��N1

�


Figura 13 - Resultados dos ensaios de arrancamento AR02: (a) grampo instrumentado;

(b) grampo não instrumentado.

DBD


67

p;q r�st?q u�v�q w�x�y5z�{�|*}�t�~�}�r��R�"�

0

20

40

60

80

100

120

140

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0� y��5��tq ��{��s�y5z�y�r�~�t=}"�.�"y"r��

� ��


Da Figura 13a, observa-se que a carga máxima para o grampo

instrumentado AR02 é de 150,4kN, com resistência ao arrancamento igual a

216kPa. Similarmente, obtem-se uma carga máxima de 168,2kN e uma

resistência ao arrancamento de 249kPa para o grampo não instrumentado AR02.

Nos ensaios AR02, nota-se uma pequena diferença entre as resistências

dos grampos instrumentado e não instrumentado. Quando comparadas, as

cargas de ruptura apresentam uma variação de 13% e o comportamento carga

versus deslocamento dos grampos foi muito similar para ambos os casos.

A Figura 14 apresenta a distribuição das cargas ao longo do grampo

instrumentado AR02. Neste caso, observa-se que as cargas aferidas pelos VWUDLQ�JDJHV posicionados a 0,5, 1,0 e 1,5m são muito parecidas ao longo dos estágios

de carregamento. Admite-se ter ocorrido uma falha na injeção deste grampo, ou

grande retração da nata, originando uma zona com pouco contato solo/nata de

cimento. Assim, a transmissão de cargas se dá de forma constante neste trecho,

tendo um comportamento similar ao do trecho livre. Isto poderia justificar a

menor resistência lateral do grampo instrumentado quando comparada ao do

grampo não-instrumentado.

As Figuras 43 e 44 apresentam os resultados dos ensaios de

arrancamento do ensaio AR03.

DBD


68

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 5 10 15 20 25 30


&DUJD

�DSOLFD

GD��N1

�


0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

0 5 10 15 20 25 30 35


&DUJD

�DSOLFD

GD��N

1�


Figura 15 -. Resultados dos ensaios de arrancamento AR03: (a) grampo instrumentado;

(b) grampo não instrumentado.

DBD


69

�� ?� �� * �¡5¢�£��¤�£��¥�£*�§¦�¨R©�ª

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0«�¬�¯®�°²± .³�´"µ�¬-¶�¬-·^°�¸�¯®�¬`¹=-º

» ¼½¾¼¿À¾½¼ÁÂÀÃÄÅÆ


Na Figura 15 observa-se a semelhança entre os ensaios AR03

instrumentado e não instrumentado, considerando-se a carga de ruptura e o

comportamento carga versus deslocamento da cabeça do grampo. Verifica-se

que a carga de ruptura e a resistência ao arrancamento são iguais a 190,1kN e

269kPa para o grampo instrumentado e, 198,3kN e 280kPa para o não

instrumentado.

Observando-se a distribuição de cargas ao longo do grampo instrumentado

AR03 (Figura 16), nota-se que, para os primeiros estágios de carregamento as

cargas foram semelhantes nos VWUDLQ� JDJHV localizados a 0,5m e 1m de

comprimento injetado. Pode-se atribuir este comportamento aos mesmos

motivos do ensaio do grampo AR02. Outra dificuldade foi encontrada neste

ensaio. Quando a carga atingiu o nível de 125kN, foi perdido o contato do SG 0

(a 0,5m). Como o circuito de alimentação do sinal elétrico dos VWUDLQ�JDJHV é em

série, houve perda do zero de referência de carregamento dos outros

extensômetros elétricos. Assim, não se conseguiu monitorar a distribuição de

carga ao longo dos grampos para os estágios de carga subseqüentes.

As Figuras 45 e 46 apresentam os resultados referentes aos ensaios de

arrancamento AR04.

DBD


70

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 5 10 15 20 25 30 35Ç�È�É�Ê Ë(Ì�Í�Î-È�Ï�Ð�Ë¯Ñ(Ë`ÒÔÓ�Í�Î¯Õ�Ë×Ö�Î`Î-Ø

Ù ÚÛÜÚÚÝÞß àÚá Úâãäå


0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 5 10 15 20 25 30 35æRç"è�é ê�ë"ì�í.ç�î�ï?ê`ð(ê¯ñ^ò�ì�í¯ó�ê×ô�í`í-õ

ö ÷øù÷÷úûü ý÷þ ÷ÿ��


Figura 17 – Resultados dos ensaios de arrancamento da etapa AR04: (a) grampo

instrumentado; (b) grampo não instrumentado.

DBD


71

0

20

40

60

80

100

120

140

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

&RPSULPHQWR�GR�JUDPSR��P�

&DUJD

�QR�JU

DPSR

��N1�


Os ensaios AR04 mostram comportamentos mecânicos semelhantes entre

si. As cargas de ruptura e resistências ao arrancamento são iguais a 182,6kN e

258kPa para o grampo instrumentado e, 185,6kN e 263kPa para o grampo não

instrumentado.

Na Figura 18 pode-se observar a distribuição de carga do grampo AR04

semelhante a apresentada por Clouterre (1991). Neste ensaio, o SG 4 (na

posição de 2,5m) não funcionou durante a execução do ensaio. Este fato pode

ser atribuído a algum problema durante o processo de instalação ou transporte

do grampo até o local da obra, pois, quando realizada a calibração prévia da

barra, observou-se que o VWUDLQ�JDJH funcionava adequadamente.

A Tabela 3 resume os resultados dos 8 ensaios de arrancamento

realizados.

DBD


72

Tabela 3 – Resumo dos resultados dos ensaios de arrancamento.

&RWD��P�� (QVDLR� 7LSR�GH�JUDPSR�

&DUJD�GH�UXSWXUD��N1��

5HVLVWrQFLD�DR�$UUDQFDPHQWR�

�N3D��0pGLD��N3D��

instrumentado 117,4 166 35,0 AR01

não instrumentado SR SR 166


não instrumentado 168,2 249 227





SR = Sem Ruptura

A análise dos dados apresentados na Tabela 3 mostra uma semelhança

entre as resistências obtidas nos ensaios AR02, AR03 e AR04. É importante

ressaltar que os ensaios de caracterização das amostras respectivas a cada cota

de ensaio (Capítulo 4) indicam que estes solos são classificados como uma areia

argilosa, enquanto que o material correspondente ao ensaio AR01 é classificado

como uma argila arenosa.

Observa-se um nítido aumento da resistência ao arrancamento (qs) quando

comparados os ensaios AR01 e AR02. Este aumento pode ser atribuído à

variação do tipo de solo apresentado nestas cotas de escavação.

Quando comparados os ensaios AR02, AR03 e AR04, pode-se notar uma

diferença não desprezível entre os valores de resistência ao arrancamento. Isto

pode ser justificado pela maior resistência e menor deformabilidade da areia

argilosa nas diferentes profundidades.

Outra observação importante refere-se à comparação entre os valores de

resistência ao arrancamento dos grampos instrumentado e não instrumentado na

mesma cota. Pode-se observar em todos os ensaios (exceto o AR01) que os

valores de resistência ao arrancamento dos grampos não instrumentados são

um pouco superiores quando comparados aos instrumentados. Isto sugere uma

pequena interferência da instrumentação das barras no valor da carga portante

dos grampos. De fato, a área da barra de aço em contacto com a nata de

cimento é reduzida pela presença do cabo de proteção dos fios de ligação dos

VWUDLQ�JDJHV� Este cabo foi selecionado atentando-se para ocupar a menor área

possível da barra e possibilitar a passagem de todos os fios. O efeito de redução

DBD


73

da área de contacto cabo-barra foi considerado desprezível. Entretanto, os

resultados dos ensaios sugerem uma possível influência.

Considerando os resultados dos ensaios de arrancamento executados,

obtem-se dois valores de resistência ao arrancamento em função das

características dos solos. O primeiro corresponde à região de ensaios AR01,

onde o perfil de alteração do talude mostra um solo residual maduro, classificado

como uma argila arenosa, conforme os ensaios de caracterização (Capítulo 4). O

segundo corresponde ao solo residual jovem da região de ensaios AR02, AR03

e AR04, classificado como uma areia argilosa. A Tabela 4 resume os resultados

da resistência ao arrancamento em função das características dos materiais.

Tabela 4 - Valores representativos de atrito lateral.

&RWD��P�� (QVDLR� 7LSR�GH�VROR� $WULWR�ODWHUDO��N3D��35,0 AR01 Argila arenosa 166

27,0 AR02 227

21,0 AR03 274

17,5 AR04

Areia argilosa

260

DBD


��3URJUDPD�H[SHULPHQWDO�GH�ODERUDWyULR�

Neste capítulo são apresentados e discutidos os resultados obtidos no

programa experimental de laboratório da presente pesquisa. Os ensaios

realizados objetivaram a determinação de parâmetros de resistência que

auxiliassem a análise da resistência lateral dos grampos na encosta de solo

residual de gnaisse, o programa de experimentos envolveu os seguintes

ensaios:

• ensaios de caracterização;

• ensaios de cisalhamento direto convencionais;

• ensaios de cisalhamento direto na interface solo-nata de cimento

Para a realização deste programa experimental foram utilizados 8 blocos

cúbicos de amostras indeformadas, com 30 cm de aresta, de solo residual

coletados ao longo do perfil do talude. Os blocos foram retirados aos pares para

garantir quantidade suficiente de material para realização da campanha

completa de ensaios. Os pares de blocos foram retirados nas mesmas cotas de

realização dos ensaios de arrancamento ((UUR�� )RQWH� GH� UHIHUrQFLD� QmR�HQFRQWUDGD�), nas áreas vizinhas aos furos de instalação dos grampos (Figura

1). Estes cuidados foram tomados a fim de se garantir a maior

representatividade do material coletado em relação ao da superfície lateral do

grampo

Os blocos foram extraídos, embalados e transportados pela equipe técnica

do Laboratório de Geotecnia da PUC-Rio, onde todos os cuidados foram

tomados para a preservação das características estruturais e do teor de umidade

do material.

Os blocos foram identificados, portanto, considerando a cota de escavação

e seqüência de extração (Figura 1), da seguinte forma:

• B01 – blocos retirados na cota 35,0m;



• B04 – blocos retirados na cota 17,5m.

DBD


75

Par de blocos

da cota 35m

Furo do ensaio de arrancamento

Figura 1 – Coleta das amostras indeformadas à frente dos furos de ensaios de

arrancamento.

��(QVDLRV�GH�FDUDFWHUL]DomR�Os ensaios de caracterização foram realizados seguindo os procedimentos

sugeridos pela NBR 6457 (Preparação de amostras: compactação e

caracterização), NBR 7181 (Análise granulométrica), NBR 6508 (Densidade real

dos grãos), NBR 6459 (Limite de liquidez) e NBR 7180 (Limite de plasticidade).

As amostras foram previamente secas ao ar, destorroadas e

homogeneizadas. Para a realização dos ensaios de caracterização, utilizou-se

uma estufa com temperatura controlada em 105oC e uma balança com precisão

de 0,01g. Nos ensaios de sedimentação utilizou-se como defloculante uma

solução com hexametafosfato de sódio. A classificação do solo em função da

análise granulométrica baseou-se nas definições preconizadas pela ABNT.

A Tabela 1 apresenta um resumo dos principais resultados obtidos nos

ensaios de caracterização. Nesta tabela, os valores do teor de umidade

correspondem à média dos valores obtidos nas amostras utilizadas nos ensaios

de cisalhamento direto do solo.

DBD


76

Tabela 1 – Resultados dos ensaios de caracterização.

%�� %�� %�� %��&DUDFWHUL]DomR� Argila arenosa Areia argilosa Areia argilosa Areia argilosa

//�� 33,2 38,1 35,9 34,6

/3�� 17,5 24,7 23,7 22,9

,3�� 15,8 13,4 12,5 11,7

Z�� 15,0 15,8 17,1 17,3

*� 2,69 2,73 2,71 2,74

& � 294,5 205,2 120,5 114,1

& � - 0,9 0,9 0,9

onde: LL = limite de liquidez; LP = limite de plasticidade; w = teor umidade

natural; G = densidade relativa dos grãos; Cu = coeficiente de não uniformidade;

Cc = coeficiente de curvatura.

A distribuição granulométrica também foi determinada e a Figura 2

apresenta as curvas granulométricas obtidas para as 4 profundidades de coleta

dos blocos.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,001 0,01 0,1 1 10 100

'LkPHWUR�GRV�*UmRV��PP�

3RUFH

QWDJH

P�3D

VVDGD

��

B01B02B03B04

Figura 2 -�Curvas granulométricas dos solos B01, B02, B03 e B04.�

DBD


77

De acordo com o Sistema Unificado de Classificação dos Solos (SUCS), o

solo da amostra B01 é classificado com sendo um solo de baixa plasticidade do

tipo CL (argila arenosa), enquanto que os solos dos blocos B02, B03 e B04 são

classificados como SC (areias argilosas).

��(QVDLRV�GH�FLVDOKDPHQWR�GLUHWR��Os ensaios de cisalhamento direto foram realizados com o objetivo de se

definir os parâmetros de resistência do solo e da interface solo/nata de cimento.

Os ensaios foram realizados nas amostras B01, B02, B03 e B04 seguindo

as recomendações de Lambe (1951). Foram realizados 51 ensaios de

cisalhamento direto, sendo que cada envoltória de resistência foi determinada a

partir de 3 ensaios com diferentes tensões normais. Realizaram-se ensaios em

corpos-de-prova de solo e de solo/nata de cimento em umidade natural e

submersos.

Nos ensaios de cisalhamento direto, a tensão normal no topo da amostra é

aplicada através de uma placa rígida conectada a um pendural para suporte dos

pesos. A carga cisalhante é transmitida ao corpo-de-prova através de um motor

elétrico que desloca a parte inferior da caixa de cisalhamento a uma velocidade

de deslocamento constante. A parte superior da caixa reage contra um anel

dinanométrico que é utilizado para a determinação das tensões cisalhantes de

ruptura.

Para a realização dos ensaios de cisalhamento direto foram utilizadas

prensas convencionais e um sistema automático de aquisição de dados.

��&LVDOKDPHQWR�GLUHWR�QR�VROR�Foram executados 6 ensaios convencionais de cisalhamento direto para

cada bloco de solo, sendo 3 ensaios em corpos-de-prova submersos e 3 ensaios

em amostras com teor de umidade natural, totalizando 24 ensaios. Este

procedimento teve como finalidade estabelecer os parâmetros de resistência ao

cisalhamento dos materiais ao longo do perfil de solo residual da encosta em

estudo.

A Tabela 2 mostra as principais características dos corpos-de-prova dos

ensaios realizados, tais como, tensão normal (σn), teor de umidade inicial (wi) e

final (wf), graus de saturação inicial (Si) e final (Sf), peso específico natural (γnat) e

seco inicial (γdi) e índice de vazios inicial (eo).

DBD


78

Tabela 2 - Características dos corpos-de-prova dos ensaios de cisalhamento direto em

solo.

Os corpos-de-prova foram moldados com 101,6mm de lado e 20,0mm de

altura.

Os ensaios eram executados com as tensões normais de 50, 100 e

200kPa (3 corpos-de-prova por bloco), totalizando 12 ensaios de cisalhamento

$PRVWUD� &DUDFWHUtVWLFD� &LVDOKDPHQWR�1DWXUDO� &LVDOKDPHQWR�6XEPHUVR�σn (kPa) 50 100 200 50 100 200

wi (%) 14,19 14,86 14,59 16,59 15,24 14,43

wf (%) 13,85 14,56 13,36 26,67 25,69 24,54

Si (%) 46,60 45,20 42,00 46,20 49,10 51,10

γnat (kN/m3) 16,62 16,13 15,68 15,69 16,47 17,22

γdil(kN/m3) 14,55 14,05 13,68 13,46 14,30 15,05

B01

e0 0,82 0.89 0,94 0,94 0,86 0.84

σn (kPa) 50 100 200 50 100 200

wi (%) 15,29 15,29 16.33 16,31 15,35 15,96

wf (%) 14,00 15,17 15,,25 17,60 17,01 17,06

Si (%) 53,80 53,60 52,30 50,90 50,30 53,70

γnat (kN/m3) 17,29 17,27 18,07 17,89 16,77 18,45

γdi(kN/m3) 15,00 14,98 15,53 15,38 14,54 15,96

B02

e0 0,77 0,77 0,71 0,73 0,83 0,68

σn (kPa) 50 100 200 50 100 200

wi (%) 17,60 17,01 17,06 17,31 16,52 17,34

wf (%) 17,16 16,98 16,80 28,69 28,60 24,98

Si (%) 54,60 57,10 55,2 52,10 54,70 53,20

γnat (kN/m3) 16,63 17,19 18,19 17,75 17,02 17,87

γdi(kN/m3) 14,17 14,69 15,54 15,13 14,61 15,23

B03

e0 0,87 0,81 0,71 0,75 0,82 0,74

σn (kPa) 50 100 200 50 100 200

wi (%) 15,49 16,87 16,05 18,50 18,40 18,41

wf (%) 15,46 16,35 18,49 27,63 25,94 25,40

Si (%) 60,00 61,00 67,30 60,20 60,50 55,10

γnat (kN/m3) 16,67 17,74 18,06 17,11 17,23 17,23

γdi(kN/m3) 14,43 15,18 15,25 14,49 14,55 14,84

B04

e0 0,84 0,75 0,74 0,83 0,82 0,79

DBD


79

direto em condições submersas e 12 com teor de umidade natural. As fases de

adensamento tiveram duração de 12h para os ensaios submersos e 4h para os

ensaios na condição natural e serviram para a determinação da velocidade da

fase de cisalhamento igual a 0,0487mm/min. Esta velocidade foi determinada

segundo as recomendações de Gibson e Henkel (1954), de modo a garantir uma

condição totalmente drenada durante a fase de cisalhamento.

O Apêndice 1 mostra as curvas tensão cisalhante ( ) versus deslocamento

horizontal ( h) e deslocamento vertical ( v) versus deslocamento horizontal ( h)

obtidas para as amostras dos blocos B01, B02, B03 e B04, nas condições de

umidade natural e submersa.

Em alguns casos, as curvas tensão cisalhante ( ) versus deslocamento

horizontal ( h) mostram a inexistência de pico de resistência para determinados

níveis de tensão normal. Desta forma, adotou-se como critério de ruptura do

solo, o nível correspondente à inclinação constante da curva tensão cisalhante

( ) versus deslocamento horizontal ( h). Este critério de ruptura também foi

adotado por Campos & Carrillo (1995) em ensaios de sucção controlada e

ensaios submersos em amostras indeformadas de solo residual, cujos

resultados também indicavam a ausência de picos.

Os resultados de cisalhamento direto em corpos de prova submersos, de

uma maneira geral, não apresentaram pico, exibindo compressão volumétrica

durante toda a fase de cisalhamento, com exceção dos ensaios realizados na

amostra do bloco B02 com tensão vertical de 50kPa, onde se nota um pico

acentuado na curva tensão versus deslocamento horizontal e o material

apresenta uma expansão volumétrica durante o cisalhamento.

Por outro lado, os ensaios realizados em corpos-de-prova na umidade

natural (não submerso) apresentaram um pico acentuado para os primeiros

estágios de carregamento, variando de acordo com a profundidade de extração

das amostras.

Na amostra B01 em estado natural não se verificou pico para nenhum nível

de tensão, indicando um comportamento de material normalmente adensado. As

amostras dos blocos B02, B03 e B04 mostraram comportamentos similares,

apresentando um pico bem definido para as tensões verticais de 50 e 100kPa e

indicando um comportamento semelhante ao de materiais pré-adensados.

Note-se, porém, que a sucção que ocorre no material não saturado não é

conhecida e pode atingir um valor relevante. Desta forma, não é apropriado

definir a tensão média de pré-adensamento do material quando ensaiado na

umidade natural.

DBD


80

As envoltórias dos ensaios de cisalhamento direto das amostras dos

blocos B1 a B4 nas condições natural e submersa são apresentadas nas Figuras

49 a 52, respectivamente. A

Tabela � apresenta um resumo dos parâmetros de resistência.

0

50

100

150

200

0 50 100 150 200 250��

� � !" #$ % !&'( & ) �*+, &-

Solo Natural Solo Submerso

Figura 3 - Envoltória de resistência ao cisalhamento do solo B01.

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250

7HQVmR�9HUWLFDO��N3D�

7HQV

mR�&L

VDOKD

QWH��N

3D�



DBD


81

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250


7HQV

mR�&L

VDOKD

QWH��N

3D�



0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250 300


7HQV

mR�&L

VDOKD

QWH��N

3D�


Figura 6�� Envoltória de resistência ao cisalhamento do solo B04.

A

Tabela � apresenta os resultados de coesão e ângulo de atrito para os

solos em estudo, nas condições de umidade natural e submersa. É importante

destacar que os coeficientes de linearidade (R2) das envoltórias dos solos em

estudo foram superiores a 0,99.

DBD


82

Tabela 3 - Parâmetros de resistência dos solos

$PRVWUD� &RQGLomR� ÆQJXOR�GH�DWULWR� &RHVmR��N3D��Natural 29,6o 36,4 %��

Submersa 24,9o 22,3

Natural 36,1o 69,1 %��Submersa 34,9o 26,4



�Através dos envoltórias de resistência e dos dados apresentados na

Tabela 3, nota-se uma similaridade nos valores das amostras dos blocos

B02, B03 e B04, como o esperado, pois os materiais destes blocos apresentam

as mesmas características.

��&LVDOKDPHQWR�GLUHWR�QD�LQWHUIDFH�VROR�FLPHQWR�Com o objetivo de se avaliar a resistência da interface solo/nata de

cimento, foram realizados ensaios de cisalhamento direto em amostras

compostas por estes dois materiais, sendo a superfície de ruptura coincidente

com a interface.

��0ROGDJHP�GRV�FRUSRV�GH�SURYD�Os corpos-de-prova eram moldados a partir das amostras indeformadas

(B01, B02, B03 e B04), utilizando-se o mesmo amostrador do ensaio de

cisalhamento direto, sendo regularizado no topo e na base.

Para facilitar a moldagem e garantir a mesma altura para os dois materiais

(10mm), foi utilizado um molde de madeira com lados de 9,5cm e altura de

10mm, o qual servia para extrair a metade superior de solo (Figura 7).

Em seguida, o amostrador era tirado deste gabarito e invertido, as

condições de rugosidade da interface eram simuladas e o espaço era

preenchido com a nata de cimento (Figura 8). O conjunto era protegido por

DBD


83

papel-filme e levado à câmera úmida. Após 3 dias, procedia-se a regularização

da superfície de nata de cimento, utilizando-se parafina quente para o

preenchimento de eventuais retrações durante a cura e garantir alturas

exatamente iguais das duas partes do conjunto.

Figura 7 – Corpo-de-prova no molde para o faceamento da metade superior.

(a) (b)

Figura 8 – Moldagem dos corpos-de-prova: (a) preenchimento do amostrador com nata de

cimento; (b) conjunto antes da fase de cura.

DBD


84

Figura 9 – Vista lateral do corpo-de-prova de interface solo/nata de cimento.

��3UHSDUDomR�GD�QDWD�GH�FLPHQWR�Os procedimentos de preparação da nata de cimento eram idênticos aos

realizados no caso de obra estudado. A nata de cimento era preparada com

cimento Portland com fator água/cimento igual a 0,6. Para moldagem de cada

corpo-de-prova de cisalhamento direto eram necessários 100 gramas de cimento

onde eram adicionados 60ml de água e misturados através de agitação manual

com o auxílio de uma espátula.

Magalhães (2005) realizou ensaios para a resistência da nata de cimento

nestas condições. Foram realizados ensaios de tração diametral (ensaio

brasileiro) em corpos-de-prova com 5cm de diâmetro e altura de 2,5cm e ensaios

de compressão uniaxial em corpos de prova com 5cm de diâmetro e 10cm de

altura. Os resultados de resistência à tração (σt) e compressão uniaxial (σc) são

apresentados na Tabela 4.

�Tabela 4 - Resistência à tração e à compressão uniaxial da nata de cimento

&RUSR�GH�3URYD� V . ��03D�� V � ��03D��CP 01 0,98 11,10

CP 02 0,71 11,11

CP 03 1,02 9,63

CP 04 1,19 10,96

0pGLD� 0,98 10,70

DBD


85

��'HILQLomR�GD�UXJRVLGDGH�GRV�FRUSRV�GH�SURYD�Os parâmetros de resistência da interface são diretamente afetados pelas

condições de rugosidade impostas na superfície de contato entre os dois

materiais.

As condições de rugosidade nos ensaios de cisalhamento direto foram

similares às condições obtidas da análise feita em grampos submetidos a

ensaios de arrancamento que foram exumados por Magalhães (2005). A

rugosidade da nata de cimento era imposta na interface nata/solo através de

sulcos executados com estilete em diversas direções (Figura 10). Após a

execução dos ensaios, os corpos-de-prova eram analisados com o objetivo de

verificar se as rugosidades simuladas correspondiam às condições reais de

campo da interface grampo/maciço terroso.

Figura 10 - Simulação da rugosidade no contato solo/nata de cimento.

A Figura 11 ilustra a semelhança de aspectos entre a interface solo/nata

de cimento da amostra de laboratório e a superfície dos grampos submetidos

aos ensaios de arrancamento no campo, os quais foram exumados e analisados

por Magalhães (2005).

DBD


86

(a) (b)

Figura 11 Comparação das rugosidades: (a) grampos exumados em campo; (b) interface

solo/nata de cimento no laboratório.

��([HFXomR�GRV�HQVDLRV�GH�LQWHUIDFH�

Os ensaios de cisalhamento direto de interface consistiram, basicamente,

em deslocar a metade inferior do corpo-de-prova (nata de cimento) em relação à

metade superior (solo), determinando-se, assim, para cada tensão normal, o

valor do esforço cortante necessário para provocar a ruptura na interface solo/

nata de cimento.

Os procedimentos de ensaio foram exatamente os mesmos adotados para

os ensaios de cisalhamento nos corpos-de-prova compostos somente por solo.

Foram realizados ensaios com interfaces nas condições submersa e natural dos

blocos B01, B02, B03 e B04.

Para evitar que a interface solo/nata de cimento não coincidisse com a

superfície de ruptura após o adensamento do solo, os corpos de prova foram

colocados na caixa de cisalhamento com a nata de cimento na parte inferior.

A Figura 12 ilustra uma amostra com interface solo/nata de cimento após o

ensaio de cisalhamento direto. Os resultados dos ensaios são apresentados

através das curvas tensão cisalhante ( ) versus deslocamento horizontal ( h) e

deslocamento vertical ( v) versus deslocamento horizontal ( h), obtidas para as

amostras dos blocos B01, B02, B03 e B04, em condições de umidade natural e

submersa (Apêndice 2).

DBD


87

Figura 12 - Corpo-de-prova de interface solo/nata de cimento após o ensaio.

Os resultados dos ensaios de cisalhamento direto nas interfaces indicam

um comportamento similar para todas as amostras. Observa-se um pico de

tensão cisalhante para pequenos deslocamentos horizontais e, em seguida, um

patamar estável de resistência ao longo do ensaio.

Em alguns casos específicos, observa-se um crescimento linear da

resistência nos primeiros instantes do ensaio até o pico de ruptura. Este

comportamento pode ser atribuído à presença de nata de cimento nas laterais

do corpo-de-prova, formando uma camada esbelta nas bordas (Figura 13), que

impediu a ocorrência do cisalhamento na interface solo/nata de cimento nestes

primeiros instantes do ensaio.

Nata de cimento escorrida pela lateral do molde

Figura 13 – Detalhe de um corpo-de-prova com nata de cimento nas bordas.

As curvas deslocamento vertical ( v) versus deslocamento horizontal ( h)

geralmente mostram compressão volumétrica dos corpos-de-prova ao longo dos

ensaios, exceto no ensaio com tensão vertical de 50kPa da amostra B02 na

condição submersa. Este ensaio também não mostrou o pico característico de

DBD


88

resistência, evidente nos outros ensaios. Provavelmente, neste ensaio, a

superfície de cisalhamento não coincidiu com a interface solo/nata de cimento,

ocorrendo somente ruptura de solo. Por outro lado, os ensaios realizados em

corpos-de-prova na umidade natural (não submerso) apresentaram um pico

acentuado para os primeiros estágios de carregamento, variando de acordo com

a profundidade de extração das amostras.

As envoltórias de resistência dos ensaios de cisalhamento direto em

corpos-de-prova com interface solo/nata de cimento nas condições natural e

submersa das amostras dos blocos B1 a B4 são apresentadas nas Figuras 60 a

63, respectivamente. A Tabela 5 apresenta um resumo dos parâmetros de

resistência.

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250


7HQV

mR�&L

VDOKD

QWH��N

3D�

interface Nat. pico interface sub. picoInterface Nat. residual interface Sub.residual

Figura 14 - Envoltória de resistência ao cisalhamento da interface solo/nata de cimento –

B01.

DBD


89

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250


7HQV

mR�&L

VDOKD

QWH��N

3D�

interface Nat. pico interface sub. picoInterface Nat. residual interface Sub. residual

Figura 15 - Envoltória de resistência ao cisalhamento da interface solo/nata de cimento -

B02.

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250


7HQV

mR�&L

VDOKD

QWH��N

3D�

interface Nat. pico interface Sub. picointerface Nat. residual interface Sub. residual


B03.

DBD


90

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250


7HQV

mR�&L

VDOKD

QWH��N

3D�

interface Nat. pico interface Sub. picoInterface Nat.residual interface Sub. residual


B04.

Tabela 5 – Parâmetros de resistência da interface solo/nata de cimento

6ROR�QDWD�GH�FLPHQWR� 5HVLVWrQFLD�GH�SLFR� 5HVLVWrQFLD�UHVLGXDO�$PRVWUD� &RQGLomR� $GHVmR�

�N3D��ÆQJXOR�GH�

DWULWR�$GHVmR��N3D��

ÆQJXOR�GH�DWULWR�

Natural 39,1 35,8o 31,0 35,3o

%��Submersa 23,3 27,2o 14,7 27,0

Natural 26,2 40,8o 11,8 39,2 %��Submersa 20.8 35,6o 10,9 31,6

Natural 29,4 39,1o 16,6 34,8o

%��Submersa 22,0 36,1o 15,8 33,7o

Natural 25,68 38,6o 25,4 32,8o

%��Submersa 22,28 36,3o 13,0 32,3o

Analisando os dados da Tabela 5, observa-se a mesma semelhança

apresentada nos ensaios de cisalhamento direto dos solos. Nota-se que as

amostras de solo do bloco B01 apresentam uma coesão superior que as

amostras dos blocos B02, B03 e B04.

DBD


91

��5HVXOWDGRV�GH�FLVDOKDPHQWR�GLUHWR�A análise dos ensaios de cisalhamento das amostras, nas condições

natural e submersa, solo/nata de cimento e solo/solo, permite algumas

conclusões.

Verifica-se que ocorre um decréscimo no valor da coesão na interação

solo-nata de cimento em relação à interação solo/solo para as diferentes

amostras estudadas. Observa-se um decréscimo considerável nos valores de

coesão quando comparados os ensaios de cisalhamento direto na interação

solo/solo nas condições natural e submersa, apresentando uma tendência de

variação com a sucção.

Nos ensaios de cisalhamento direto solo/solo, observou-se que o ângulo

de atrito não apresenta tendência de variação para as diferentes condições de

ensaio (natural e submersa). Quanto à profundidade, o ângulo de atrito varia da

cota 35m para as demais cotas de estudo. No entanto, nos ensaios de

cisalhamento direto realizado nas amostras de solo/nata de cimento, verificou-se

uma pequena variação do ângulo de atrito com redução de seu valor com a

saturação do corpo-de-prova.

Observa-se a variação dos valores de resistência ao cisalhamento quando

comparados os ensaios das amostras dos blocos B01 com as demais amostras.

Nos ensaios da interação solo/solo, nota-se que os parâmetros de resistência

das amostras do bloco B01 são inferiores aos parâmetros das amostras dos

outros blocos, podendo ser atribuído ao fato de se tratar de um solo residual

maduro.

Em relação aos ensaios de interface solo/nata de cimento na condição

natural, os ensaios realizados nas amostras do bloco B01 apresentam

parâmetros de resistência mais elevados que os das demais amostras. Isto

ocorre provavelmente pela maior penetração de nata de cimento nos vazios do

solo. Porém, observa-se que a amostra de solo do bloco B01 apresenta uma

queda acentuada nos parâmetros de resistência na condição submersa.

Possivelmente, a presença de água quebra as ligações físicas da interface

solo/nata de cimento, e a adesão e ângulo de atrito diminuem

consideravelmente. Enquanto que a redução dos parâmetros de resistência nas

amostras dos blocos B02, B03 e B04 são menos acentuadas com a presença de

água

DBD


��$QiOLVH�GRV�UHVXOWDGRV�

Este capítulo apresenta uma análise comparativa dos resultados dos

ensaios realizados em laboratório e campo, apresentados anteriormente. O

objetivo principal reside na tentativa de associar o comportamento de resistência

dos grampos no campo aos parâmetros de resistência do solo e da interface

solo/nata de cimento obtidos em laboratório.

Os resultados dos ensaios de cisalhamento direto em solo e na interface

solo/nata de cimento, dos ensaios de caracterizição dos solos e as informações

do relatório de sondagem indicam que a campanha experimental de campo e

laboratório foi realizada em dois solos diferentes. Desta forma, pode-se definir

para o estudo apresentado neste capítulo, o solo 1 correspondendo à argila-

arenosa (solo residual maduro) dos ensaios da cota de 35m, e como solo 2

referente à areia-argilosa (solo residual jovem) das demais cotas de estudo (27,

21 e 17,5m).

A Figura 1 apresenta um esquema de locação dos ensaios ao longo do

talude com identificação dos solos 1 (argila-arenosa) e 2 (areia-argilosa).

DBD


93

Figura 1 – Perfil da escavação grampeada com as posições de arrancamento e

amostragem.

��(QVDLRV�GH�FLVDOKDPHQWR�GLUHWR�

Para realização da análise comparativa entre os ensaios de campo e de

laboratório, avaliou-se que os ensaios de cisalhamento direto nas condições

naturais eram os que mais representavam as características reais de campo.

Da Figura 1 nota-se que o solo 1 é representado pelos ensaios realizados

no bloco 1, enquanto que os parâmetros de resistência do solo 2 podem ser

definidos através dos ensaios realizados nos blocos B02, B03 e B04. Assim,

pode se definir a envoltória média de resistência do solo 2 baseando-se nos

ensaios realizados nestes blocos, enquanto que para o solo 1 segue-se com os

mesmos parâmetros apresentados no capítulo 4 equivalentes aos ensaios

realizados no bloco 1.

As Figuras 65 e 66 apresentam as envoltórias de resistência ao

cisalhamento do solo e da interface solo/nata de cimento para os solos 1 e 2.

DBD


94

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 2507HQVmR�9HUWLFDO��N3D�

7HQV

mR�&LVD

OKDQWH

��N3D

�

Solo-solo interface solo/nata de cimento picointerface solo/nata de cimento residual

Figura 2 - Envoltórias de resistência ao cisalhamento do solo 1.

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D�

Solo-solointerface solo/nata de cimento picointerface solo/nata de cimento residual

Figura 3 - Envoltórias de resistência ao cisalhamento do solo 2.

DBD


95

A Tabela 1 apresenta um resumo dos parâmetros de resistência de pico

dos solos 1 e 2.

Tabela 1 - Parâmetros de resistência dos solos 1 e 2.

Solo/solo Interface solo/nata (pico) Amostra

Tipo de

solo c’ (kPa) φ’ ca’ (kPa) δ’

Solo 1 Argila-

arenosa 36,4 29,6o 39,1 35,8o

Solo 2 Areia-

argilosa 59,0 36,4o 30,6 37,9o

onde: c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo; ca’ = adesão solo/nata

de cimento; δ’ = ângulo de atrito da interface solo/nata de cimento

Da Tabela 1 observa-se que, para o solo 1, os parâmetros de resistência

ao cisalhamento da interface solo/nata de cimento são superiores aos

parâmetros de resistência do solo. Entretanto, para o solo 2, esta condição se

inverte, sendo os parâmetros de resistência do solo superiores aos da interface

solo/nata. Este comportamento foi comentado no Capítulo 4.

��&RHILFLHQWH�GH�LQWHUIDFH�

A interação solo/nata de cimento depende basicamente das características

do solo que envolve o grampo e das características do contato entre o solo e a

nata de cimento. A resistência da interface pode ser representada pela seguinte

equação:

´ ´.� �F WJτ σ δ= + (5.1)

onde: τ = resistência ao cisalhamento na interface; ca’ = adesão solo/nata de

cimento; σn = tensão normal aplicada à interface; δ’ = ângulo de atrito na

interface solo/nata de cimento.

Pode-se expressar os parâmetros de resistência da interface em função

dos parâmetros de resistência do solo (c’ e φ’). Para isso, utilizou-se um

coeficiente de interface (α) que pode ser definido como:

DBD


96

’’’’

φσδσα WJF

WJF��

++

= (5.2)

onde: α = coeficiente de interface; ca’ = adesão solo/nata de cimento; σn =

tensão normal; δ’ = ângulo de atrito na interface solo/nata de cimento; c’ =

coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo.

Da Equação (5.2), pode-se definir as curvas de variação do coeficiente de

interface em função de σ Estas curvas estão apresentadas na Figura 4.

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

1,00

1,10

1,20

1,30

0 100 200 300 400 500

7HQVmR�1RUPDO��N3D�

)DWRU

� D

Solo 1Solo 2

Figura 4 – Variação do coeficiente de interface em função da tensão normal.

Observa-se que o coeficiente de interface é mais sensível à variação da

tensão normal no solo 2. No solo 1, o valor de α é praticamente constante com o

aumento da tensão normal, ou seja, os parâmetros c’ e ca’ são dominantes.

Determinado o coeficiente de interface, pode-se obter os parâmetros de

resistência ao cisalhamento da interface solo/nata diretamente a partir dos

parâmetros de resistência do solo, expressando a Equação (5.1) da seguinte

forma:

´ ´.( . )�F WJτ α σ φ= + (5.3)

onde: α = coeficiente de interface: σn = tensão normal aplicada; c’ = coesão do

DBD


97

solo; φ’ = ângulo de atrito do solo.

��5HVLVWrQFLD�DR�DUUDQFDPHQWR�

No Capítulo 3 foram apresentados os resultados dos ensaios de

arrancamento realizados ao longo da encosta em estudo. Para se comparar a

resistência ao arrancamento dos grampos com os ensaios de cisalhamento

direto em laboratório, foram avaliadas as tensões atuantes nos grampos.

��$YDOLDomR�GDV�WHQV}HV�DWXDQWHV�QRV�JUDPSRV�

Na Figura 1 pode-se observar que as tensões atuantes nos grampos não

são idênticas para cada cota de ensaios de arrancamento. A determinação das

tensões normais nos grampos foi realizada através do programa computacional

de elementos finitos *HRVORSH�� comumente utilizado pela comunidade

geotécnica.

O programa fornece, entre outras coisas, as tensões atuantes nos planos

horizontal e vertical para cada ponto da malha pré-definida, bem como as

tensões principais atuantes nestes pontos. A Tabela 2 apresenta os dados de

saída do programa para cada cota de estudo. Foi utilizada a convenção de sinais

usual em geotecnia, sendo consideradas como positivas as tensões normais de

compressão, as tensões de cisalhamento no sentido anti-horário e os ângulos no

sentido horário.

Os grampos são inseridos no maciço com uma inclinação de 11,3o em

relação ao plano horizontal e perpendiculares à face do talude (Figura 1). Sendo

assim, para se determinar as tensões normais aos grampos, utilizou-se o círculo

de Mohr, que é a representação gráfica do estado de tensões atuantes em todos

os planos passando por um ponto. A Figura 5 representa como foram

determinadas as tensões normais ao longo dos grampos.

Considerando o estado de tensões a cada metro de comprimento

correspondente às tensões principais (σ1 e σ3) e tensões normal e de

cisalhamento nos planos horizontal e vertical (Tabela 2), pode-se representar o

círculo de Mohr correspondente para estes pontos. Traçando-se um plano

horizontal passando pelo ponto do círculo que representa a tensão vertical e um

plano vertical pelo ponto que representa a tensão horizontal, pode-se definir o

pólo do círculo de Mohr.

DBD


98

Tabela 2 – Valores da tensões nos grampos de arrancamento.

(QVDLRV� &RWD��P��

'LVWkQFLD�GD�FDEHoD��P��

V � (kPa)�

V � (kPa)�

V � (kPa)�

V � (kPa)�

W �� (kPa)�

1m 35,1 3,2 26,2 5,7 -16,2

2m 88,0 8,6 79,5 17,3 -24,6

3m 99,0 13,5 95,4 17,1 -17,3 AR01 35,0

4m 98,4 16,0 97,2 17,2 -9,8

1m 50,4 5,6 36,5 8,3 -24,2

2m 133,6 6,2 116,8 23,5 -48,0

3m 159,4 12,2 148,4 23,2 -38,7 AR02 27,0

4m 163,8 16,9 157,2 23,5 -30,6

1m 222,0 4,5 200,5 26,1 -65,0

2m 229,3 27,6 207,7 49,2 -62,4

3m 236,3 32,2 217,7 50,8 -58,8 AR03 21,0

4m 246,1 35,2 229,7 51,5 -56,4

1m 75,6 10,5 49,0 16,2 -39,8

2m 210,6 10,9 177,1 44,4 -74,6

3m 249,1 21,5 227,6 47,0 -71,8 AR04 17,5

4m 254,7 31,1 234,4 51,3 -64,2

Figura 5 - Círculo de Mohr para determinação das tensões normais aos grampos.

DBD


99

A característica do pólo é que todos os planos que passam por ele

interceptam o circulo de Mohr no ponto correspondente à tensão normal e

cisalhante que age sobre este mesmo plano.

Sabe-se que grampos estão inseridos no maciço com uma inclinação de

78,7o. Então, passando-se um plano pelo pólo com esta inclinação, pode-se

determinar as tensões normal e cisalhante atuantes no grampo.

Por outro lado, determinada a tensão cisalhante no plano normal ao

grampo, sabe-se que a tensão cisalhante no plano perpendicular ao grampo tem

a mesma magnitude, porém com sentido contrário. Com isso, pode-se

determinar a tensão normal ao plano perpendicular ao grampo.

Porém, a tensão que atua no plano perpendicular ao grampo, é muito

menor que a tensão normal, podendo, portanto, ser desprezada na análise de

tensões ao longo do grampo.

Desta forma, as Figura 69 a 72 apresentam aproximadamente as

distribuições das tensões normais e cisalhantes ao longo dos grampos,

originadas pelo peso próprio do material no talude (tensões gravitacionais).

0

20

40

60

80

100

120

0 1 2 3 4 5�� ! � ��"# %$

& '()* +,-. /0

Tensão NormalTensão Cisalhante

Figura 6 - Distribuição das tensões ao longo do grampo AR01.

DBD


100

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 1 2 3 4 5132�4�5�6�7 4�8�9;:#2�<�2�=�6!>?4�5?2�@!4%A

B CDEF GHIJ KL



0

50

100

150

200

250

0 1 2 3 4 5M�N�OQP�R�S O%TVU?W#NQX�N�YZR![VOQP�N�\#O�]

^ _`ab cdef gh



DBD


101

0

50

100

150

200

250

300

0 1 2 3 4 5i3j�k�l�m�n kpoVq�r#j�sVj�t�m!u�k�l�j�v!k%w

x yz{| }~��



Analisando a distribuição das tensões ao longo dos grampos (Figuras 69 a

72) observa-se uma grande semelhança nos grampos AR01, AR02 e AR04,

imposta pelas condições geométricas do talude. Nota-se que estes grampos são

posicionados nas proximidades das bermas de escavação, o que provoca uma

variação significativa da tensão normal ao longo do grampo. Os pontos de maior

inflexão na curva de distribuição de tensões ao longo dos grampos coincidem

com a extremidade das bermas que apresentam largura de 2m (Figura 64).

A distribuição de carregamento ao longo do grampo AR03 ocorre de uma

forma linear, ao contrário dos outros grampos. Nota-se que este grampo está

inserido em uma cota muito mais profunda que a cota da berma. Isto não ocorre

para os grampos AR01, AR02 e AR04. Neste caso, as condições de geometria

do talude não interferem na distribuição das tensões ao longo do grampo AR03.

Devido ao ângulo de inserção dos grampos no maciço de terra, a tensão

normal aos grampos tem valor próximo ao da tensão σ1, onde a tensão

cisalhante é nula. Desta forma, os valores de tensão cisalhante nos grampos são

muito reduzidos quando comparados aos da tensão normal (Figuras 69 a 72).

Conseqüentemente, considerou-se desprezível a contribuição da tensão

cisalhante na análise da resistência ao arrancamento dos grampos em função da

tensão atuante.

O valor médio da tensão normal atuante no grampo, a qual é variável por

condições geométricas do maciço, foi determinada pela média ponderada entre

os valores pontuais de σ ao longo dos grampos.

DBD


102

A Tabela 3 apresenta o valor destas tensões normais médias atuantes nos

grampos nas cotas de ensaio, bem como o valor da resistência ao arrancamento

determinada no Capítulo 3. A Figura 10 ilustra a condição de carregamento nos

grampos adotada.

Tabela 3 – Tensão normal atuante nos grampos.

(QVDLR� &RWD��P�� 7HQVmR�QRUPDO��N3D�� 5HVLVWrQFLD�DR�DUUDQFDPHQWR��N3D��

AR01 35,0 75,1 166

AR02 27,0 120,3 227

AR03 21,0 223,0 275

AR04 17,5 188,3 260

Trecho injetadoTrecho livre

3m1m

V�QCabeça do grampo


3m1m


3m1m

V�QCabeça do grampo

Figura 10 – Esquema da distribuição da tensão normal ao longo dos grampos.

��(VWLPDWLYD�GD�UHVLVWrQFLD�DR�DUUDQFDPHQWR�

Com o objetivo de se determinar a resistência ao arrancamento em função

dos parâmetros de resistência da interação solo/nata de cimento, admite-se que

o mecanismo de transferência de carga na interação solo/grampo se dá pelo

deslizamento da nata de cimento no contato com o solo.

Assim, pode-se considerar que a resistência ao arrancamento (qs) obtida

nos ensaios de campo é igual à resistência ao cisalhamento na interface

solo/grampo, definida em laboratório pelos ensaios de cisalhamento direto na

interface solo/nata de cimento:

DBD


103

�T τ= (5.4)

´ ´1.( . )� � �T F WJτ λ σ δ= = + (5.5)

onde: qs = resistência ao arrancamento; τ = resistência ao cisalhamento; λ1 =

fator de carga; σn = tensão normal aplicada ao grampo; ca’ = adesão da

interface; δ’ = ângulo de atrito da interface.

Na Equação (5.5) é introduzido um fator de carga (λ1) que envolve um

conjunto de condicionantes de interação solo/grampo, tais como:

(i) Fator de escala;

(ii) Interação física entre a nata de cimento e o solo;

(iii) Sucção dos solos não saturados;

(iv) Efeito tridimensional do grampo;

(v) Condicionantes de projeto (espaçamento entre os grampos);

(vi) Efeitos da re-injeção dos grampos estudados.

A determinação do fator de carga através de análises matemáticas pode

ser muito complexa ou impossível. Portanto, uma alternativa seria a

determinação experimental através de um maior número de ensaios que

considerassem os efeitos de interação. O fator de carga assim determinado

consideraria todos estes efeitos de interação para a determinação da resistência

ao arrancamento, através de ensaios de laboratório.

A fim de se propor um fator de carga (λ1) para os solos em estudo, fez uma

análise considerando o solo 1 e o solo 2 isoladamente. Vale ressaltar que a

quantidade de ensaios para as duas amostras é limitada, porém colaboram para

o desenvolvimento de uma análise baseada nesta proposição.

Pode-se expressar a Equação (5.5) em função dos parâmetros de

resistência do solo, utilizando o coeficiente de interface (α) determinado na

Equação (5.3), obtendo-se a seguinte equação:

´ ´

1. .( . )� �T F WJλ α σ φ= + (5.6)

onde: qs = resistência ao arrancamento; λ1 = fator de carga; α = coeficiente de

interface; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo; σn = tensão normal

aplicada ao grampo

A Tabela 4 apresenta os parâmetros de laboratório e de campo para os

solos 1 e 2 em estudo.

DBD


104

A Equação (5.6) pode ser reescrita de forma a avaliar a variação do

coeficiente de carga (λ1) em função da tensão normal atuante nos grampos (σn):

)’’(1 ϕσαλ WJF

T��

+= (5.7)

Considerando os parâmetros de resistência do solo e da interface

solo/nata de cimento (Tabela 1) e os valores de resistência ao arrancamento dos

grampos dos solos 1 e 2 (Tabela 3), resumidos na Tabela 4, é possível

determinar o fator de carga (Equação 5.7) dos dois tipos de solos estudados.

Tabela 4 – Resumo dos resultados de ensaios de laboratório e campo.

Parâmetros de laboratório Parâmetros de campo

Solo-solo Interface

solo/nata Amostra

Tipo de

solo c’

(kPa) φ’

ca’

(kPa) δ’

Ensaio σn

(kPa)

qs

(kPa)

Solo 1 Argila-

arenosa 36,4 29,6o 39,1 35,8o AR01 75,1 166

AR02 120,3 227

AR03 223,0 275 Solo 2 Areia-

argilosa 59,0 36,4o 30,6 37,9o

AR04 188,3 260

Onde: c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo; ca’ = adesão solo/nata

de cimento; δ’ = ângulo de atrito da interface solo/nata de cimento; σn = tensão

normal ao grampo; qs = resistência ao arrancamento

.

A Tabela 5 apresenta os valores do fator de carga (λ1) em função da

tensão normal (σn) nos grampos para os solos 1 (argila-arenosa) e 2 (areia-

argilosa).

DBD


105

Tabela 5 - Fatores de carga λ1 para os solos 1 e 2.

(QVDLR� 6ROR� T � �N3D�� V � ��N3D�� F¶��N3D�� I¶� D� O �

AR01 Argila-

arenosa 166 75,1 36,4 29,6o 1,19 1,92

AR02 227 120,3 0,84 1,83

AR03 275 223,0 0,91 1,35

AR04

Areia -

argilosa 260 188,3

59,0 36,4o

0,90 1,47

onde: λ1 = fator de carga; qs = resistência ao arrancamento; α = coeficiente de

interface; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo; σn = tensão normal

aplicada ao grampo

A Figura 11 apresenta a variação do fator de carga (λ1) com o aumento da

tensão vertical do solo 2. Observa-se que este fator tem um comportamento

linear com o aumento da tensão normal. Isto demonstra que este parâmetro é

determinável, desde que se consiga ter um controle das condições de contorno

que envolvem os ensaios realizados em campo. Uma alternativa seria executar

um ensaio de arrancamento em pequena escala com solo homogêneo de

propriedades micro-estruturais conhecidas e avaliar o desempenho dos grampos

com exumação posterior aos ensaios.

.

R2 = 0,991

1

1,1

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7

1,8

1,9

100 150 200 250


)DWRU

�� O

� �

Figura 11 – Fator de carga λ1 em função da tensão normal nos grampos para o solo 2.

DBD


106

Pode-se fazer o mesmo tipo de análise para o solo 1, porém, tem-se um

ensaio para uma tensão confinante apenas.

Desta forma, o valor de λ1 correspondente ao solo 1 foi associado aos do

solo 2 na Figura 12, correspondendo ao fator de carga do solo residual de

gnaisse do perfil em estudo (λ1*), independente do grau de intemperismo.

R2 = 0,978

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

2,2

50 100 150 200 250 300


)DWRU

�� O

��

Figura 12 – Fator de carga λ1* em função da tensão nominal para solo residual de

gnaisse.

Apesar da quantidade limitada de valores para se definir o fator de carga

representativo de um tipo de solo, pode-se notar um comportamento linear para

este parâmetro, mesmo quando utilizados solos diferentes dom mesmo perfil de

intemperismo.

Em conseqüência, a determinação do fator de carga de solo residual de

gnaisse permite definir uma expressão para avaliação da resistência ao

arrancamento do grampo (qs) em função dos parâmetros de resistência do solo e

do coeficiente de interface, a saber:

* ´ ´1 . .( . )� �T F WJλ α σ φ= + (5.8)

onde: λ1* = fator de carga para solo residual de gnaisse; qs = resistência ao

arrancamento; α = coeficiente de interface; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de

atrito do solo; σn = tensão normal aplicada ao grampo.

DBD


107

��$YDOLDomR�GD�UHODomR�SURSRVWD�SDUD�HVWLPDWLYD�GD�UHVLVWrQFLD�DR�DUUDQFDPHQWR�

A fim de se avaliar a relação proposta para a estimativa de qs, optou-se por

comparar resultados experimentais de resistência ao arrancamento obtidos por

diferentes autores em solo residual de gnaisse com os valores calculados

através da Equação (5.8).

Springer (2005) realizou ensaios de arrancamento em diferentes encostas

de solo residual de gnaisse do município de Niterói. A Tabela 6 apresenta alguns

resultados obtidos pela autora em ensaios de arrancamento e de cisalhamento

direto dos solos cirundantes aos grampos.

Tabela 6 – Resultados dos ensaios de arrancamento de Springer (2005).

(QVDLR� 6ROR� T � �N3D�� V � ��N3D�� F¶��N3D�� I¶�1 130

2

Argila-

arenosa 169 46,3 37,5 30,6o

3 204

4 SRM

214 121,5 19,1 32,7º

onde: qs = resistência ao arrancamento; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito

do solo; σn = tensão normal aplicada ao grampo; SRM = solo residual maduro

Os valores de qs de Springer (2005) podem ser comparados com os

previstos pela Equação (5.8). Para se determinar o coeficiente de interface (α)

para os casos apresentados por Springer (2005), utilizou-se a curva apresentada

na Figura 4 para o solo 1. Os solos estudados pela autora são residuais maduros

e devem apresentar comportamento semelhante ao obtido no solo 1 em ensaios

de cisalhamento na interface solo/nata de cimento.

O fator de carga λ1* pode ser determinado através da Figura 12. A

Tabela � apresenta os valores da resistência ao arrancamento estimados

pela relação proposta.

Na Tabela 20 pode-se observar que a estimativa da resistência ao

arrancamento através da Equação (5.8) é muito próxima dos valores médios da

resistência ao arrancamento obtidos por ensaios de campo (Tabela 6). Nos

ensaios 1 e 2 realizados por Springer (2005) tem-se um valor médio da

resistência ao arrancamento de 150kPa enquanto que o valor estimado é de

DBD


108

153kPa. Para os ensaios 3 e 4, o valor médio experimental é de 209 kPa e o

valor estimado é de 210kPa.

Tabela 7 – Estimativa da resistência ao arrancamento dos grampos de Springer (2005).

6ROR V � ��N3D�� F¶��N3D�� I¶� D� O �� T � �N3D� Argila-

arenosa 46,3 37 30,0o 1,17 2,05 153

SRM 121,5 19,1 32,7 1,21 1,79 210

onde: σn = tensão normal aplicada ao grampo; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo

de atrito do solo; α = coeficiente de interface; λ1* = fator de carga; qs* =

resistência ao arrancamento estimada; SRM = Solo Residual Maduro.

Magalhães (2005) realizou ensaios de arrancamento em grampos

convencionais e grampos com fibras de polipropileno na mesma encosta

estudada neste trabalho. O local de ensaio utilizado pelo autor era caracterizado

pela presença de um solo residual jovem areno-argiloso denominado na

presente pesquisa de solo 2. Os resultados obtidos para o ensaio realizado com

grampo convencional são apresentados na Tabela 8.

Tabela 8 – Resultados de ensaios de arrancamento de Magalhães (2005).

(QVDLR� 6ROR� T � �N3D�� V � ��N3D�� F¶��N3D�� I¶�

1 Areia-

argilosa 144 58,5 59,0 36,4o


do solo; σn = tensão normal aplicada ao grampo

Para se estimar a resistência ao arrancamento neste caso, utilizou-se os

ensaios de interface do solo 2 (Figura 4) e o fator de carga (λ1*) da Figura 12. Os

resultados são apresentados na Tabela 9.

DBD


109

Tabela 9 - Estimativa da resistência ao arrancamento do grampo de Magalhães (2005)

(QVDLR 6ROR V � ��N3D�� F¶��N3D�� I¶� D� O � � T � �N3D�

1 Areia-

argilosa 58,5 59 36,4o 0,75 2,02 153



resistência ao arrancamento obtida.

Novamente nota-se a semelhança do valor de resistência ao arrancamento

estimada (qs*) pela Equação (5.8) e igual a 153kPa com o valor obtido no ensaio

de arrancamento, igual a 144kPa. Porém, vale ressaltar que este ensaio foi

realizado no mesmo solo utilizado no desenvolvimento da equação, e o

parâmetro de interface (α) é conhecido.

Feijó e Ehrlich (2001) reportaram ensaios de arrancamento ao longo de

uma encosta de solo residual de gnaisse do Rio de Janeiro. A Tabela 10

apresenta os resultados obtidos, bem como as características dos solos

estudados por estes autores.

Tabela 10 – Resultados dos ensaios de arrancamento de Feijó e Ehrlich (2001).

&RWD��P�� (QVDLR� 6ROR� T � �N3D�� V � ��N3D�� F¶��N3D�� I¶�1 80

-5 2

SRJ 140

69,5 87,0 39,0o

1 100 -10

2 SRJ

195 123,0 60,0 31,0o

1 220 -15

2 SRJ

295 158,0 39,0 45,0o


do solo; σn = tensão normal aplicada ao grampo; SRJ = solo residual jovem

De forma análoga aos casos anteriores, pode-se fazer a estimativa da

resistência ao arrancamento dos grampos obtida por estes autores. Porém, é

importante ressaltar que as características físicas dos materiais estudados pelos

autores são diferentes das características dos solos da presente pesquisa.

O coeficiente de interface (α) foi determinado através da curva do solo 2

apresentada na Figura 4, por se tratar de um solo residual jovem.

DBD


110

Da Figura 12, determinou-se o fator de carga λ1* para as diferentes

tensões normais atuantes nos grampos. A Tabela 11 apresenta os valores

estimados da resistência ao arrancamento utilizando-se a Equação (5.8).

Tabela 11 Estimativa da resistência ao arrancamento dos grampos de Feijó e Ehrlich

(2001).

&RWD��P� 6ROR V � ��N3D�� F¶��N3D�� I¶� D� O � � T � �N3D� -5 SRJ 69,5 87,0 39,0o 0,77 1,97 217

-10 SRJ 123,0 60,0 31,0o 0,81 1,71 184

-15 SRJ 158,0 39,0 45,0o 0,88 1,59 276



resistência ao arrancamento obtida; SRJ = solo residual jovem

Os valores estimados de qs da Tabela 11 são semelhantes aos valores

médios dos ensaios de arrancamento, realizados nas cotas -10 e -15m (Tabela

2). Entretanto, para os ensaios realizados na cota -5m, o valor estimado (qs*) é

muito superior ao valor médio obtido em campo. É interessante observar que o

ensaio 1 desta cota mostra resistência ao arrancamento (80kPa) inferior à

coesão do solo (87kPa). Ressalta-se que nos ensaios de cisalhamento direto

reportados por aqueles autores foram utilizados corpos-de-prova de 5cm de

lado. Vale lembrar que amostras de solos residuais jovens, dependendo da

granulometria, podem ter grãos e/ou minerais de tamanho não desprezível

quando comparado com o tamanho da amostra. Quando estes grãos coincidem

com o plano de ruptura imposto pelo ensaio de cisalhamento direto, pode-se

obter parâmetros de resistência elevados.

Na Tabela 10 também se observa uma grande dispersão dos resultados de

ensaios de arrancamento realizados na mesma cota. Segundo Feijó e Ehrlich

(2001), isso acontece devido à heterogeneidade do perfil de solo residual da

região. Apesar destes fatores, ainda se constata um bom desempenho da

Equação (5.8) proposta para a estimativa da resistência ao arrancamento

correspondente.

A Figura 13 apresenta a relação entre o fator de carga para solos residuais

de gnaisse e a tensão normal, considerando todos os resultados de ensaios de

arrancamento analisados anteriormente, associados aos da presente pesquisa.

Apesar dos diferentes tipos de solos, os coeficientes de interface foram

estimados através dos ensaios realizados para os solos 1 e 2 deste estudo.

DBD


111

Apesar disto, observa-se uma relação linear com coeficiente de correlação R2 =

0,904 mostrando uma dispersão reduzida.

R2 = 0,904

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

2,2

0 50 100 150 200 250


)DWRU

�� O

��

Figura 13 – Fator de carga (λ1*) estimado para solos residuais de gnaisse

��&RQVLGHUDomR�GR�HIHLWR�GD�VXFomR�QD�DQiOLVH�GRV�UHVXOWDGRV�

A sucção tem um efeito considerável nos parâmetros de resistência,

quando se trata de solos residuais encontrados em ambientes tropicais. A

consideração do efeito da sucção na resistência ao cisalhamento da interface

solo-grampo exige o conhecimento da curva característica do solo.

A literatura reporta diversas investigações sobre valores representativos de

sucção para solos residuais de gnaisse.

Curvas características de solos residuais de gnaisse propostas por

Delgado (1993), Coutinho et al. (1997) e Gerscovich e Sayão (2002) sugerem

que a sucção varia entre 10 e 90kPa para solos com umidade entre 15 e 17%.

Nota-se que este valor é muito variável e extremamente sensível a pequenas

variações do teor de umidade e das características físicas do material. Desta

forma, tendo por finalidade destacar um possível efeito da sucção na resistência

ao cisalhamento na interface solo-grampo, adotou-se um valor médio de sucção

de 50kPa para os solos residuais deste estudo.

DBD


112

A resistência ao cisalhamento de solos não saturados pode ser calculada

através da seguinte expressão (Fredlund et al., 1978):

´ ´( ). ( ). �� F X WJ X X WJτ σ φ φ= + − + − (5.9)

Onde: τin = tensão de cisalhamento no plano de ruptura; c’ = coesão efetiva do

solo; (σn-ua) = estado de tensão normal no plano de ruptura na ruptura; φ’=

ângulo de atrito do solo ; (ua – uw) = sucção mátrica; φb = ângulo indicativo do

incremento de resistência cisalhante relativa à sucção mátrica.

Através da Equação (5.9), é possível expressar a Equação (5.8)

considerando o solo não saturado, em função do coeficiente de interface (Figura

4) e de um fator de carga λ2 para o caso de solos residuais de gnaisse não

saturados:

´ ´

2. .( ( ). ( ). )�

� � � � � �F X WJ X X WJτ α λ σ φ φ= + − + − (5.10)

�A fim de se estimar o fator de carga λ2 para solos não saturados, pode-se

fazer uma análise similar à do item 5.3. Necessita-se, porém, estimar um valor

para o ângulo φb. Este parâmetro pode ser determinado através de ensaios

especiais de cisalhamento com sucção controlada. Adotou-se, no presente

trabalho, a alternativa de se avaliar este parâmetro através da seguinte

expressão:

´ ´ ( ). ¡�¢¤£ ¥ ¦ ¢ §F F X X WJφ= + − ( 5.11)

Onde: c’nat = coesão efetiva em ensaios de cisalhamento direto com o solo na

umidade natural; c'sub = coesão efetiva em ensaios de cisalhamento direto com

o solo submerso; (ua – uw) = sucção mátrica.

A Tabela 12 apresenta os valores para a estimativa do fator de carga λ2

de solos residuais de gnaisse baseados nos resultados obtidos na presente

pesquisa e em parâmetros específicos de solos não saturados retirados da

literatura.

DBD


113

Tabela 12 – Estimativa do fator de carga λ2 para os solos 1 e 2.

(QVDLR� 6ROR� T ¨�N3D��

V © ��N3D��

F¶ ©«ª¤¬ ��N3D�� I¶� F¶ ¨®°¯ �

�N3D��X ª �X ± � ² I¶ ¯ D� O ³

AR01 1 166 75,1 36,4 29,6o 22,3 50 15,8 1,19 1,62

AR02 227 120,3 0,84 1,49

AR03 275 223,0 0,91 1,18

AR04

2

260 188,3

59,0 36,4o 25,5 50 33,8o

0,90 1,25

onde: 1 = Argila arenosa; 2 = areia argilosa; λ1 = fator de carga; qs = resistência ao

arrancamento; α = coeficiente de interface; c’nat = coesão do solo na umidade natural;

φ’ = ângulo de atrito do solo na umidade natural; σn = tensão normal aplicada ao

grampo; c'sub = coesão efetiva para o ensaio de cisalhamento direto submerso; (ua –

uw)f = sucção mátrica na ruptura; φb = ângulo indicativo do incremento de resistência

cisalhante relativa à sucção mátrica.

A partir dos valores apresentados na Tabela 12, pode-se traçar a curva do

fator de carga (λ2) em função da tensão normal (σn), apresentada na Figura 14.

R2 = 0,994

1,0

1,1

1,2

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7

50 100 150 200 250


)DWRU

�� O

´ �

Figura 14 – Fator de carga (λ2) em função da tensão normal atuante nos grampos.

Nota-se na Figura 14, que o fator de carga diminui quando se considera o

efeito de sucção no solo. Porém, ressalta-se que a sucção mátrica nos solos é

muito variável e ela foi considerada constante nesta análise simplificada.

DBD


114

Outro fator importante a ser destacado refere-se ao efeito da sucção

mátrica na interface solo/grampo.

Mascarenha (2003) realizou ensaios de curvas características em corpos-

de-prova de interface solo/microconcreto para avaliar o efeito da sucção. A

autora analisou a sucção mátrica nas duas faces dos corpos-de-prova,

observando que a equalização da sucção só ocorre após 60 dias do início da

cura do concreto. Isto indica que a sucção é função do tempo de cura da nata de

cimento, ressaltando a dificuldade de consideração deste efeito na previsão da

resistência ao arrancamento de grampos.

O processo executivo de grampos forma uma zona de maior rigidez no

entorno dos furos (Figura 15). O diâmetro desta região pode ser função da

sucção mátrica dos solos, pois a capilaridade afeta a distância percorrida pela

nata de cimento no interior dos vazios do solo.

Injeção de nata de cimento sob pressão

Partículas de água

Partículas de solo

Partículas de ar

Zona de rigidez criada pela injeção



Partículas de solo

Partículas de ar




Partículas de solo

Partículas de ar


Figura 15 – Zona de rigidez no entorno do furo resultante da execução do grampo.

A Figura 15 destaca uma das dificuldades de se avaliar o efeito da sucção

mátrica em análises semi-empíricas para determinação da resistência ao

arrancamento. Sabe-se da ocorrência desta zona de maior rigidez, mas a

determinação do diâmetro efetivo desta zona é muito difícil. Uma possibilidade

seria o emprego de ferramentas numéricas e o desenvolvimento de um

programa de análise de fluxo que considerasse as 4 componentes envolvidas

nesta interação (solo, água, ar e nata de cimento).

DBD


��&RQFOXV}HV�

A dissertação apresenta um estudo sobre o mecanismo de transferência

de carga solo/grampo, através de ensaios de campo e de laboratório.

Correlações semi-empíricas para se avaliar a resistência na interface

solo/grampo são propostas com base nestes ensaios. Foram realizados ensaios

de arrancamento no campo para se obter o valor máximo da carga dos grampos

e se observar a sua distribuição durante os ensaios. Foram também realizados

ensaios especiais de cisalhamento direto em corpos-de-prova contendo uma

interface entre o solo e a nata de cimento. Comparando-se os resultados de

ensaios de campo e laboratório, é proposta uma metodologia de avaliação da

resistência ao arrancamento com base nos parâmetros de resistência do solo.

Os resultados da campanha experimental possibilitaram as seguintes

principais conclusões.

1) Em relação aos ensaios de arrancamento dos grampos:

Os VWUDLQ�JDJHV são medidores de deformação extremamente sensíveis, e,

portanto, a instalação cuidadosa é essencial para garantir o funcionamento ideal

destes transdutores. A calibração prévia é recomendada para a interpretação

adequada das medidas.

Os ensaios de arrancamento apresentaram um comportamento similar ao

longo da encosta em estudo, com ruptura bem definida.

Os grampos instrumentados apresentaram um comportamento típico de

distribuição de carga durante os estágios de carregamento (Clouterre, 1991),

demonstrando uma maior solicitação nas proximidades da extremidade externa

do grampo.

A resistência ao arrancamento depende diretamente das características

dos solos que circundam os grampos.

A tensão atuante nos grampos tem influência na resistência ao

arrancamento, porém, neste trabalho, não se conseguiu definir como ocorre esta

interferência. Acredita-se que estas tensões influenciam na formação do bulbo

de rigidez no entorno do grampo gerado pela injeção da nata de cimento.

DBD


116

2) Em relação aos ensaios de cisalhamento direto do solo e da interface

solo/nata de cimento:

Os ensaios de cisalhamento dos solos na condição submersa mostram

redução significativa do valor da coesão quando comparados aos ensaios na

umidade natural. Enquanto que a variação do ângulo de atrito pode ser

considerada desprezível.

Os ensaios de cisalhamento direto na condição submersa da interface

solo/nata de cimento mostram redução dos parâmetros de resistência quando

comparados aos ensaios em condição natural. Isto confirma as expectativas de

um decréscimo significativo nos valores da resistência lateral na interface

solo/grampo caso ocorra saturação do meio.

Os parâmetros de resistência da interface solo/nata de cimento são função

das propriedades dos materiais e da interação entre eles. O coeficiente de

interface representa a interação solo/grampo e pode ser determinado através

dos resultados dos ensaios de cisalhamento direto da interface solo/nata de

cimento. O coeficiente de interface do solo 2 (areia-argilosa) é inferior ao do solo

1 (argila-arenosa) e varia com o aumento da tensão vertical.

3) Em relação à expressão semi-empírica para estimativa da resistência ao

arrancamento de grampos em função dos parâmetros de resistência obtidos em

laboratório:

A expressão semi-empírica para estimativa da resistência ao arrancamento

sugerida nesta dissertação apresentou resultados extremamente satisfatórios

para os solos residuais de gnaisse estudados.

A expressão semi-empírica de resistência ao arrancamento, quando

empregada para casos da literatura, mostra uma pequena discrepância,

justificada pela utilização de coeficientes de interface obtidos para os solos desta

pesquisa, que não representam exatamente a interação solo/grampo dos casos

selecionados. No entanto, na maioria dos casos, esta discrepância é menor que

a incerteza dos parâmetros.

A sucção pode influenciar a resistência ao arrancamento do grampo,

porém, a determinação deste efeito é complexa. A equalização da sucção na

interface solo/grampo parece ocorrer após 60 dias de cura. Desta forma, a

influência da sucção em ensaios de arrancamento com curtos períodos de cura

deve ser desprezível. Em obras grampeadas, possivelmente não deve ocorrer

equalização da sucção na interface solo/grampo nas 6 fases de escavação

subseqüentes à instalação dos grampos.

DBD


117

Esta dissertação procurou estabelecer uma relação semi-empírica para

estimativa da resistência ao arrancamento de grampos em função dos

parâmetros de resistência do solo e da interface solo/nata de cimento. Apesar da

quantidade limitada de ensaios de arrancamento desta pesquisa e da literatura,

a relação proposta parece ser uma contribuição de grande utilidade prática para

projetistas de obras grampeadas em solos residuais de gnaisse.

Entretanto é importante ressaltar que a utilização de qualquer relação para

se avaliar a resistência lateral em grampos na fase de projetos não deve

substituir a execução direta de ensaios de arrancamento no local da obra.

Durante a execução deste trabalho surgiram alguns questionamentos e

sugestões que poderiam ser considerados e aprofundados em pesquisas

futuras, tais como:

1) Avaliar o desempenho da relação proposta para a estimativa da

resistência ao arrancamento de grampos em solos diversos, incluindo-se uma

campanha de ensaios de cisalhamento direto nas interfaces solo/nata de

cimento;

2) Avaliar numericamente os mecanismos de transferência de carga em

interfaces solo/grampo durante a execução dos ensaios de arrancamento;

3) Estudar os mecanismos de transferência de carga em grampos através

de ensaios de arrancamento em escala reduzida, sob diferentes níveis de

confinamento;

4) Avaliar o fluxo da nata de cimento no interior do maciço terroso durante

o processo de injeção dos grampos.

DBD


��5HIHUrQFLDV�%LEOLRJUiILFDV�

ABMS/ABEF. )XQGDo}HV� 7HRULD� H� 3UiWLFD, 2a edição, editora PINI, 1999, São

Paulo, 750p.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). 1%5� ��amostras de solo – preparação e ensaios de caracterização, Rio de Janeiro, 1986.

___. 1%5��determinação do limite de liquidez, Rio de Janeiro, 1984.

___. 1%5��solo - sondagens de simples reconhecimento com SPT – método

de ensaio, Rio de Janeiro, 2001.

___. 1%5��grãos que passamna peneira 4,8mm – determinação da massa

especifica, Rio de Janeiro, 1984.

___. 1%5�� determinação do limeite de plasticidade, Rio de Janeiro, 1984.

___. 1%5��análise granulométrica, Rio de Janeiro, 1984.

AZAMBUJA, E.; STRAUSS M.; SILVEIRA F. G. &DVR�KLVWyULFR�GH�XP�VLVWHPD�GH�FRQWHQomR�HP�VROR�JUDPSHDGR�HP�3RUWR�$OHJUH, RS, III�Conferência Brasileira

sobre Estabilidade de Encostas (COBRAE), ABMS, 2001.�Rio de Janeiro, pp. 435-

443.�

BECKER, L.D.B. )OXrQFLD�GH�*HRWr[WHLV�&RQILQDGRV�HP�$WHUUR�([SHULPHQWDO��Dissertação de Mestrado,�UFRGS Departamento de Engenharia Civil , 2001. Porto

Alegre, 106p.

___ . NUNES, A.L.L.S. &RQILQHG�&UHHS�RI�*HRWH[WLOH�LQ�D�&RPSDFWHG�6DQG�)LOO� VII International Conference on Geosynthetics, 2002. Nice, França, v.5, pp 1519-

1522.

DBD


119

BRUCE, D. A.; JEWELL, R. A. 6RLO� QDLOLQJ� �� DSSOLFDWLRQ� DQG� SUDFWLFH�SDUW� ,, Ground Engineering, 1986. 19(8), pp. 10-15.�

___ . ___ 6RLO�QDLOLQJ��DSSOLFDWLRQ�DQG�SUDFWLFH�±�SDUW� ,,, Ground Engineering,

1987. 20(1), pp. 21-33.

BUSTAMANTE, M.; GIANESELLI, L. 3UpYLVLRQ� GH� OD� FDSDFLWp� SRUWDQWH� GRV�SLHX[� LVROpV� VRXV� FKDUJH� YHUWLFDOH� 5qJOHV� SUHVVLRPpWULTXH� HW�SpQpWURPpWULTXHV, Bull. de Liaison du Lab. Central des Ponts et cahssées, nº 113,

Mai-Jun, 1981.

CAMPOS, T. M. P. de; CARILLO, C.W. 'LUHFW�VKHDU�WHVWLQJ�RQ�DQ�XQVDWXUDWHG�VRLO� IURP� 5LR� GH� -DQHLUR,1st International Conference on Unsaturated Soils,

ISSMGE, Paris, v.1, pp. 31-38.

CARDOSO, A.J.M.S. $� 7pFQLFD� GDV� 3UHJDJHQV� HP� 6RORV� $SOLFDGD� HP�(VFDYDo}HV��Tese de Doutorado, FEUP, Departamento de Engenharia Civil, 1987.

Porto, 496p.

COUTINHO, R. Q, COSTA, F. Q, SOUZA, J.B. 5HVXOWDGRV� GH� (QVDLRV� GH�/DERUDWyULR� H� GH� &DPSR� HP� 6ROR� 5HVLGXDO� GH� *QDLVVH� 1mR� 6DWXUDGR, 3o

Simpósio Brasileiro de Solos Não Saturados, ABMS, 1997. Rio de Janeiro, v 1, pp

189-198.

CLOUTERRE. 5HFRPHQGDWLRQV� &ORXWHUUH� �� ±� 6RLO� UHFRPPHQGDWLRQV� IRU�GHVLJQLQJ�� FDOFXODWLQJ�� FRQVWUXFWLQJ� DQG� LQVSHFWLQJ� HDUWK� VXSSRUW� V\VWHPV�XVLQJ� VRLO� QDLOLQJ, French National� Project Clouterre, English Language

Translation, 1991. 302p.�

DELGADO, C.W.C. 5HVLVWrQFLD�DR�FLVDOKDPHQWR�GRV�VRORV�QmR�VDWXUDGRV�GD�9LVWD�&KLQHVD��5-, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil,

PUC-Rio,1993, 159p.

DIAS, P. H. V. 6ROR�SUHJDGR�±�SURFHGLPHQWR�VXJHVWmR�GH�QRUPD, Conferência

Brasileira sobre Estabilidade de Encostas, COBRAE, ABMS, 1992. Rio de Janeiro,

v.1, pp. 75-80.

DBD


120

DRINGENBERG, G.; CRAIZER, W. (VWDELOLGDGH� GH� WDOXGHV� SRU� SUHJDJHQV��SURMHWR�H[HFXomR, Conferência Brasileira sobre Estabilidade de� Encostas,

COBRAE, ABMS, 1992. Rio de Janeiro, v.2, pp. 853-864.�

EHRLICH, M. 6RORV� *UDPSHDGRV� ±� &RPSRUWDPHQWR� H� SURFHGLPHQWRV� GH�DQiOLVH��Workshop sobre Solo Grampeado, ABMS, 2003. São Paulo, pp 127-137.

___ . ALMEIDA, M. S. S.; LIMA, A. M. 3DUDPHWULF�QXPHULFDO�DQDO\VHV�RI�VRLO�QDLOLQJ�V\VWHPV, Earth Reinforcement, 1996. Rotterdam, Holland, pp. 747-752.

___ . SILVA, L. F. M. 6LVWHPD�GH�FRQWHQomR�GH�VRORV�UHIRUoDGRV, Conferência

Brasileira sobre Estabilidade de Encostas, COBRAE, ABMS, 1992. Rio de Janeiro,

v.1, pp. 35-45.

ELIAS, V.; JURAN, I. 0DQXDO� RI� SUDFWLFH� IRU� VRLO� QDLOLQJ�� 3UHOLPLQDU\� GUDIW, Prepared for the U.S. Dept. of Transp, Federal Highway�Administration, Contract

DTFH-61-85-C-00142, 1990.�

FALCONI, F. F.; ALONSO, U. R. &RQVLGHUDo}HV�VREUH�R�GLPHQVLRQDPHQWR�GH�XPD�HVWUXWXUD�GH�FRQWHQomR�HP�VROR�JUDPSHDGR, 3o Seminário de Engenharia

de Fundações Especiais, SEFE III, ABMS, 1996. São Paulo, pp. 301-308.�

FEIJÓ, R. L.; ERHLICH, M. 5HVXOWDGRV� GH� HQVDLRV� GH� DUUDQFDPHQWR� HP�JUDPSRV� LQMHWDGRV� HP� GRLV� SRQWRV� GR� 0XQLFtSLR� GR� 5LR� GH� -DQHLUR,

Conferência Brasileira sobre Estabilidade de Encostas, COBRAE, ABMS, 2001.

Rio de Janeiro, pp. 517-524

�FREDLUND, D.G., MORGENSTERN, N. R, WIDGER, R.A. TKH�VKHDU�VWUHQJWK�RI�XQVDWXUDWHG�VRLOV, Canadian Geotechnical Journal, 1978. v 15(3), pp 313 - 321.

GÄSSLER, G. 6RLO�QDLOLQJ�±�WKHRUHWLFDO�EDVLV�DQG�SUDFWLFDO�GHVLJQ, Proceedings

of the lntational Geotechnical Symposium on Theory and Practice of Earth

Reinforcement, Fukuoka Kyushu, Japan, A. A. Balkema, 1988. pp. 283-288.

___ . ,Q� VLWX� WHFKQLTXHV� RI� UHLQIRUFHG� VRLO, Proceedings of the International

Reinforced Soil Conference. Performance of Reinforced Soil Structures, British

Geotechnical Society, edited by A. McGown, K. C. Yeo and K. Z. Andrawes, 1990.

DBD


121

London, pp. 185-200.

GERSCOVICH, D. M. S��)OX[R�HP�PHLRV�SRURVRV�VDWXUDGRV�±�QmR�VDWXUDGRV��PRGHODJHP�QXPpULFD�FRP�DSOLFDo}HV�DR�HVWXGR�GD�HVWDELOLGDGH�GH�HQFRVWDV�GR�5LR�GH�-DQHLUR, Tese de Doutorado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-

Rio, 1994. Rio de Janeiro, 244p.

___ ; SAYÃO, A.S.F.J. . (YDOXDWLRQ� RI� 6RLO�:DWHU� &KDUDFWHULVWLF� &XUYH�(TXDWLRQV�IRU�6RLOV�IURP�%UD]LO. In: 3rd. International Conference on Unsaturated

Soils, 2002. Proceedings of the 3rd. International Conference in Unsaturated Soils,

2002. v. 1. p. 295-300.

GIBSON, R.E., HENKEL, D.J., 7KH� LQIOXHQFH�RI� GXUDWLRQ� RI� WHVWV� DW� FRQVWDQW�UDWH�RI�VWUDLQ�RQ�PHDVXUHG�GUDLQHG�VWUHQJWK. Geotechnique, v. 4, n.1, pp.6-15,

1954.

GOMES SILVA, A.M.B. &RQGLFLRQDWHV� *HROyJLFRV�JHRWpFQLFRV� GH� 3HUILO� GH�6ROR� *QiLVVLFR� HP� 7DOXGH� *UDPSHDGR�� COPPE-UFRJ. Rio de Janeiro. (No

Prelo).

GUILLOUX, A., SCHLOSSER, F., LONG, N.T. (WXGH� GX� )URWWHPHQW� 6DEOH�DUPDWXUH�HQ�/DERUDWRUH� Coll. Int. sur le Reinforcement des Sols, 1979, Paris.

HAUSMANN, M. R., LEE, K.L. 5LJLG� 0RGHO� :DOO� ZLWK� 6RLO� 5HLQIRUFHPHQW� Symposium on Earth Reinforcement, 1978, Pittsburg, USA.

INGOLD, T.S., TEMPLEAM, J.E. 7KH�&RPSDUDWLYH�3HUIRUPDQFH�RI�3RO\PHU�1HW�5HLQIRUFHPHQW�� Colloquium International sur le Reinforcement des Sols, 1979,

Paris, França.

JEWELL, R.A. 6RLO�5HLQIRUFHPHQW�ZLWK�*HRWH[WLOHV, Syria: Special Publications

123, 1996, 332p.

___ . PEDLEY, M. J. 6RLO� QDLOLQJ�� WKH� UROH� RI� EHQGLQJ� VWLIIQHVV, Ground

Engineering, England, 1990a. pp. 30-36.�

DBD


122

___ . ___ . $�ODUJH�VFDOH�H[SHULPHQWDO�VWXG\�RI�VRLO�UHLQIRUFHG�LQWHUDFWLRQ, Part

1, Ground Engineering, England, July-August, 1990c. pp. 44-50

�JURAN, I. et al. 'HVLJQ� RI� VRLO� QDLOHG� UHWDLQLQJ� VWUXFWXUHV, ASCE Conf. on

Design and Performance of Earth Retaining Structures, Cornell University, Ithaca,

NY, Geotechnical Special Publication no.25, 1990, pp. 644-659.

JURAN, I.; ELIAS, V. %HKDYLRU� DQG� ZRUNLQJ� VWUHVV� GHVLJQ� RI� VRLO� QDLOHG�UHWDLQLQJ�VWUXFWXUHV, Proceedings of the International Reinforced�Soil Conference.

Performance of Reinforced Soil Structures, British�Geotechnical Society, edited by

A. McGown, K. C. Yeo and K. Z.�Andrawes, 1990. London, pp. 207-212.�

LAMBE, T.W., 6RLO�7HVWLQJ� IRU�(QJLQHHUV��editora John Wiley, 1951. New York,

165p.

LEMOS, M.L. (VWXGR� ([SHULPHQWDO� GR� &RPSRUWDPHQWR� GH� $QFRUDJHQV� HP�5RFKD� 6m� GR� 5LR� GH� -DQHLUR�� Dissertação de Mestrado, Departamento de

Engenharia Civil, PUC-Rio, 1994. Rio de Janeiro.

MAGALHÃES, M.A. 5HVLVWrQFLD�DR�$UUDQFDPHQWR�GH�*UDPSRV�FRP�)LEUDV�GH�3ROLSURSLOHQR��Dissertação de Mestrado, COPPE-UFRJ, 2005. Rio de Janeiro, (No

Prelo).

LIMA, A.P. 'HIRUPDELOLGDGH� H� (VWDELOLGDGH� GH� 7DOXGHV� HP�6ROR�*UDPSHDGR� Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-Rio, 2002. Rio

de Janeiro, 180 p.

MASCARENHA, M.M.A. ,QIOXrQFLD� GR� 5HFDUUHJDPHQWR� H� GD� 6XFomR� QD�&DSDFLGDGH�GH�&DUJD�GH�(VWDFDV�(VFDYDGDV�HP�6RORV�3RURVRV�&RODSVtYHLV��Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil, UnB, 2003. Brasília,

141p.

MITCHELL, J. K. 5HLQIRUFHPHQW� IRU� HDUWKZRUN� FRQVWUXFWLRQ� DQG� JURXQG�VWDELOL]DWLRQ��5HIXHU]R�SDUD�FRQVWUXFFLyQ�GH�REUDV�HQ�WLHUUD�\�HVWDELOL]DFLyQ�GHO�WHUUHQR, VIII Congresso Panamericano de Mecânica�de Suelos e Ingenieira de

Fundaciones, ISSMFE,1987, Cartagena, Colombia, v. 01,�pp. 349-380.�

DBD


123

___ . VILLET, W. C. B. (Editors). 5HLQIRUFHPHQW� RI� HDUWK� VORSHV� DQG�HPEDQNPHQWV, NCHRP Report 290, US Transportation Research Board,�National

Research Council, 1987. Washington D.C, USA, 323p.

MORAES, L.J, ARDUINO, E.G.A. (VWDELOL]DomR�GH�WDOXGHV�SRU�VROR�JUDPSHDGR�HP�0DQDXV�$0��Workshop sobre Solo Grampeado, ABMS, 2003. São Paulo, pp

121-125.

NUNES, A.L.L.S.; CASTILHOS, C.M. 0HFDQLVPRV� GH� 0RELOL]DomR� GH�5HVLVWrQFLD� /DWHUDO� GH� (VWDFDV� HP� $UHQLWR� XII Congresso Brasileiro de

Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, COBRAMSEG, 2002. São Paulo,

v.1, pp 1415-1425.

___, SAYÃO, A.S.F.J. ,QVWUXPHQWDomR� H� 0RQLWRUDPHQWR� VH� 7DOXGHV� HP�6ROR�*UDPSHDGR, 2005. 11p. (relatório de pesquisa, Departamento de Engenharia Civil,

PUC-Rio).

___; ___; SPRINGER, F. O.; LIMA, A. P.; SARÉ, A. R.; DIAS, P. H. V.

,QVWUXPHQWDomR�H�0RQLWRUDPHQWR�GH�7DOXGHV�HP�VROR�3UHJDGR, 10º Congresso

Nacional de Geotecnia, SPG, 2006, Lisboa, Portugal, 08 p (a ser publicado).

ORTIGÃO, J. A. R. (QVDLRV� GH� DUUDQFDPHQWR� SDUD� SURMHWRV� GH� VROR�JUDPSHDGR, Nota técnica, Revsta Solos e Rochas, ABMS, 1997. v. 20:1, pp.39.

___ . PALMEIRA, E. M. 6ROR� *UDPSHDGR�� 7pFQLFD� SDUD� HVWDELOL]DomR� GH�HQFRVWDV�H�HVFDYDo}HV, Conferência Brasileira sobre�Estabilidade de Encostas,

COBRAE, ABMS, 1992. v. 1, Rio de Janeiro, pp. 57-74.�

___ . SAYÃO, A. S. F. J. 0DQXDO�WpFQLFR�GH�HQFRVWDV, prepara para a fundações

GeoRio, 1999, v. IV, 184p.

___ . PALMEIRA, E. M.; ZIRLIS, A. ([SHULrQFLD�FRP�VROR�JUDPSHDGR�QR�%UDVLO��Rev. Solos e Rochas, ABMS, 1993. v. 16 no. 4, pp. 291-304.�

PALMEIRA, E. M. ,�0HVD�5HGRQGD�±�0HOKRULD�H�UHIRUoR�GH�VRORV, X�Congresso

Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia de Fundações, COBRAMSEG,

ABMS, Foz do Iguaçu,�volume pós-congresso, 1994. pp. 253-267.

DBD


124

___, MILLIGAN, G. W. E. 6FDOH� (IIHFWV� LQ� 'LUHFW� 6KHDU� 7HVWV� RQ� 6DQG�� ,Q�3URFHHGLQJV, XII International Conference on Soil Mechanics and Foundation

Engineering, ISSMFE, 1989. Rio de Janeiro, v.1, pp 739-742.

PINTO, C. P.; SILVEIRA, J. da. 3URMHWR� H� H[HFXomR� GH� FRQWHQo}HV� QD� /LQKD�$PDUHOD��5-, 3a Conferência Brasileira sobre Estabilidade de�Encostas COBRAE,

ABMS, 2001. Rio de Janeiro, pp. 531-538.�

POTYONDY, J.G. 6NLQ� IULFWLRQ� EHWZHHQ� YDULRXV� VRLOV� DQG� FRQVWUXFWLRQ�PDWHULDOV� Geotechnique, 1961. v. 11, no4, pp 339-353.

PITTA, C.A., SOUZA, G.J.T. 6ROR� JUDPSHDGR� �� DOJXQV� GHWDOKHV� H[HFXWLYRV��Workshop sobre Solo Grampeado, ABMS, 2003. São Paulo, pp 1-20.

RABCEWICZ, L. V. 7KH�1HZ�$XVWUDOLDQ�7XQQHOLQJ�0HWKRG, Parte 1 a 3, Water

Power, Londres, dez 1964 e jan 1965.

SARAMAGO, R. P.; EHRLICH, M. (VWXGR�GR�FRPSRUWDPHQWR�GH�PXURV�GH�VROR�UHIRUoDGR� FRP� D� XWLOL]DomR� GH� PRGHORV� ItVLFRV, XII Congresso Brasileiro de

Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, ABMS, 2002. São Paulo, v. 2. p.

1071-1082.

SCHLOSSER, F. %HKDYLRU� DQG� GHVLJQ� RI� VRLO� QDLOLQJ, Proc. Symp. on Recent

Developments in Ground lmprovement Techniques, Bangkok, Thayland, 1982. pp.

399-413.

___ . UNTERREINER, P. 6RLO� QDLOLQJ� LQ� )UDQFH� ±� UHVHDUFK� DQG� SUDFWLFH,

Proceeding of 1st international Seminar on Soil Mechanics and� Foundation

Engineering of Iran, Iranian Geotechnical Society, 1990. v. 2,�pp. 436-468.�

SERAPHIM, L. A.; MELLO JR, V. A. &DUDFWHUtVWLFDV�GH�UHVLVWrQFLD�QD�LQWHUIDFH�VROR� DUJLORVR� �� JHRWr[WLO� WHFLGR� H� QmR� WHFLGR, IV Simpósio Brasileiro de

Geossintéticos, ABMS-IGS, 2003. Porto Alegre. CD-Rom.

SHEN, C. K. et al. *URXQG�PRYHPHQW�DQDO\VLV�RI�HDUWK�VXSSRUW�V\VWHP, Journal

of Geotechnical Division, ASCE, 1981. v.107, no GT12,�December, pp. 1609-1624.�

DBD


125

SILVA, J. C. da; VARGAS JR., E. A.; VAZ, L. E. $QiOLVH�QXPpULFD�GH�HVWUXWXUDV�JUDPSHDGDV� Anais do Simpósio de Informática em Geotecnia, INFOGEO 2001,

Associação Brasileira de Mecânica dos Solos, 2001. CD-ROM. Windows 98.

SIEIRA, A. C. C. F. (VWXGR�([SHULPHQWDO�GRV�0HFDQLVPRV�GH�,QWHUDomR�6ROR�*HRJUHOKD. Tese de Doutorado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-Rio,

2003.�Rio de Janeiro, 360p.

�SOARES, J.E.S., GOMES, R.C. 8P� FDVR� GH� VROR� JUDPSHDGR� QD� HQFRVWD� GD�%5��HP�$QJUD�GRV�5HLV��5-� Workshop sobre Solo Grampeado, ABMS, 2003.

São Paulo, pp 49-56.

SPRINGER, F. O. (VWXGRV� GH� GHIRUPDELOLGDGHV� GH� HVFDYDo}HV� FRP� VROR�JUDPSHDGR, Dissertação de Mestrado. Departamento de Engenharia Civil, PUC-

Rio, 2001. Rio de�Janeiro, 95p.�

___ . (QVDLRV�GH�$UUDQFDPHQWR�GH�*UDPSRV��Tese de Doutorado, Departamento

de Engenharia Civil 2005. PUC-Rio, 2005. Rio de Janeiro. (no Prelo).

___ . GERSCOVICH, D. M. S.; SAYÃO, A. S. F. J. 'HIRUPDELOLGDGH�GH�WDOXGHV�HVWDELOL]DGRV�FRP�VROR�JUDPSHDGR, III Conferência Brasileira sobre Estabilidade

de Encostas (COBRAE), 2001a. Rio de Janeiro, pp. 483-490.

STOCKER, M. F.; RIEDINGER, G. 7KH� EHDULQJ� EHKDYLRU� RI� QDLOHG� UHWDLQLQJ�VWUXFWXUHV, Proc. ASCE Conf. on Design and Performance of� Earth Retaining

Structures, Cornell University, 1987. Ithaca, NY,�Geotechnical Special Publication

No 25, pp. 612-628.�

UNTERREINER, P.; SCHLOSSER F.; BENHAMIDA B. &DOFXODWLRQ� RI� WKH�GLVSODFHPHQWV�RI�D�IXOO�VFDOH�H[SHULPHQWDO�VRLO�QDLOHG�ZDOO�±�)UHQFK�1DWLRQDO�5HVHDUFK� 3URMHFW� &ORXWHUUH, Symposium on the Practice of Soil Reinforcing in�Europe, IGS, Institution�of Civil Engineers, England, 1995, 20p.

VIEIRA, G.R. :VWXGR� GD� $QiOLVH� GH� (VWDELOLGDGH� GH� (VWUXWXUD� HP� 6ROR�*UDPSHDGR��Dissertação de Mestrado. UnB, 1996. Brasília, 127p.

DBD


126

WHEELER, P. (DUWK� ERXQG� UHLQIRUFHG� VRLO� DQG� %6�� ,Q�� *URXQG�HQJLQHHULQJ��UHLQIRUFHPHQW�VRLO�VXSSOHPHQW, London, 1996, U. K., pp. 3-5.

ZIRLIS, A. C.; PITTA, C. A. 6RLO�QDLOLQJ��FKXPEDPHQWR�GH�VRORV�±�H[SHULrQFLD�GH� XPD� HTXLSH� QD� DSOLFDomR� GR� PpWRGR, Conferência Brasileira sobre

Estabilidade de Encostas, COBRAE, ABMS, 1992. Rio�de Janeiro, v. 1, pp. 81-99.�

DBD


��$SrQGLFH��

Foram realizados ensaios de cisalhamento nas amostras indeformadas

B01, B02, B03 e B04 nas condições naturais e submersas. As curvas

deslocamento horizontal (δh) versus tensão cisalhante (σ) e deslocamento

horizontal (δh) versus deslocamento vertical são apresentadas nas Figuras 79 a

86. Para as curvas Foram adotados como positivos os deslocamentos verticais

de compressão, sendo negativos os deslocamentos de expansão.

DBD


128

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 2 4 6 8 10 12 14 16

'HVORFDPHQWR�KRUL]RQWDO��PP�

7HQV

mR�&LVD

OKDQWH

��N3D

�

50 kPa100 kPa200 kPa

-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

��

� � ! "#$%�&' "( �)'* #$!+%%,


Figura 1 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo natural (bloco - B01).��

DBD


129

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 2 4 6 8 10 12 14 16'HVORFDPHQWR�KRUL]RQWDO��PP�

7HQV

mR�&LVD

OKDQWH

��N3D

�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

-/.10 2 3 4�5�67.98�:�3<;�3>=@? AB3>8�:�5921CD6E6EF

G HIJ KLMNHOP KQ HRPS LMJTNNU


Figura 2 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo submerso (bloco -

B01).��

DBD


130

0

50

100

150

200

250


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D�


-2,0

0,0

2,0

0 2 4 6 8 10 12 14 16

V/W1X Y Z [�\�]7W9^�_�Z<`�Z>a@b cBZ>^�_�\9Y1dD]E]Ee

f ghi jklmgno jp gqor klismmt


BA

Trecho AB = Extensômetro não conectado.

Figura 3 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo natural (bloco - B02).

DBD


131

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D� 50 kPa

100 kPa200 kPa

-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16





B02).��

DBD


132

0

50

100

150

200

250


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

u/v1w x y z�{�|7v9}�~�y<��y>�@� �By>}�~�{9x1�D|E|E�

� ��



DBD


133

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D� 50 kPa

100 kPa200 kPa

-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

�� 9�E� ��¡ 9�£¢¥¤ ¦��£�� §D�¨��©

ª «¬ ®¯°±«²³ ®´ «µ³¶ ¯°·±±¸



B03).��

.��

DBD


134

0

50

100

150

200

250


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

-/.10 2 3 4�5�67.98�:�3<;�3>=@? AB3>8�:�5921CD6E6EF




DBD


135

0

50

100

150

200

250


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D� 50 kPa

100 kPa200 kPa

-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

V�W1X�Y Z�[�\�]¹W9^�_�Z<`�Za¥b cBZ>^�_D\9Y�dº]�]7e



A B

Trecho AB = Problema extensômetro vertical


B04).

DBD


��$SrQGLFH��

Foram realizados ensaios de cisalhamento na interface solo/nata de

cimento nas amostras indeformadas B01, B02, B03 e B04 nas condições

naturais e submersas. As curvas deslocamento horizontal (δh) versus tensão

cisalhante (σ) e deslocamento horizontal (δh) versus deslocamento vertical são

apresentadas nas Figuras 87 à 94. Foram adotados como positivos os

deslocamentos verticais de compressão, sendo negativos os deslocamentos de

expansão.

DBD


137

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200


7HQV

mR�&LVD

OKDQWH

��N3D

�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

-/.10 2 3 4�5�67.98�:�3<;�3>=@? AB3>8�:�5921CD6E6EF



Figura 9 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de

cimento natural (bloco - B01).��

DBD


138

0

20

40

60

80

100

120

140

160


7HQV

mR�&LVD

OKDQWH

��N3D

�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16





cimento submersa (bloco - B01).��

DBD


139

0

50

100

150

200

250


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

»�¼1½�¾ ¿ À�Á�Â¹¼9Ã�Ä�¿<Å�¿>Æ@Ç ÈB¿>Ã�ÄDÁ9¾1ÉDÂEÂ7Ê

Ë ÌÍÎ ÏÐÑÒÌÓÔ ÏÕ ÌÖÔ× ÐÑÎØÒÒÙ



cimento natural (bloco - B02).��

DBD


140

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200


7HQV

mR�&LVD

OKDQWH

��N3D

�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Ú�Û�Ü�Ý Þ�ß�à9áEÛ â�ã�Þ¡ä9Þ£å¥æ ç�Þ£â�ã�à Ý�èDá¨áEé

ê ëìí îïðñëòó îô ëõóö ïðí÷ññø




DBD


141

0

50

100

150

200

250


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Ú�Û1Ü�Ý Þ ß�à�á¹Û9â�ã�Þ<ä�Þ>å@æ çBÞ>â�ãDà9Ý1èDáEá¹é

ê ëìí îïðñëòó îô ëõóö ïðí÷ññø


Figura 13– Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de

cimento natural (bloco - B03).�

DBD


142

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200


7HQV

mR�&

LVDOKD

QWH��N

3D�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

ù�ú�û�ü ý�þ�ÿ��Eú��ý��9ý�� ý��ÿ ü� ��

� �� !




.��

DBD


143

0

50

100

150

200

250


7HQV

mR�&LVD

OKDQWH

��N3D

�


-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

"$#&%(' )�*,+.-/#.0,12)43.)6587 9&)60,1�+�'&:�-;-=<

> ?@A BCDE?FG BH ?IGJ CDAKEEL



cimento natural (bloco - B04).�

DBD


144

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200


7HQV

mR�&LVD

OKDQWH

��N3D

�50 kPa100 kPa200 kPa

-1,5

0,0

1,5

0 2 4 6 8 10 12 14 16

MON&P�Q R�S,T.U=N�V�W2RYX.R[Z8\ ]^R[V,W2T�Q&_�U;U;`

a bcd efghbij ek bljm fgdnhho




DBD


7LDJR 3URWR GD 6LOYD 5HVLVWrQFLD DR $UUDQFDPHQWR … desenvolvido somente durante a década de 1960,...

Documents

Transcript of 7LDJR 3URWR GD 6LOYD 5HVLVWrQFLD DR $UUDQFDPHQWR … desenvolvido somente durante a década de 1960,...