Universidade Estadual de Campinas -...

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo

FLÁVIA HELENA CORTE

ANÁLISE DE CONTENÇÃO EM SOLO GRAMPEADO

NA CIDADE DE SÃO BERNARDO DO CAMPO/SP.

CAMPINAS

2017




Dissertação de Mestrado apresentada a

Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura

e Urbanismo da Unicamp, para obtenção do

título de Mestra em Engenharia Civil, na

área de concentração em Estruturas e

Geotécnica.

Orientador: Prof. Dr. Paulo José Rocha de Albuquerque

ESTE EXEMPLAR CORRESPONDE À VERSÃO FINAL DA

DISSERTAÇÃO DEFENDIDA PELA ALUNA FLÁVIA HELENA

CORTE E ORIENTADA PELO PROF. DR. PAULO JOSÉ ROCHA

DE ALBUQUERQUE

ASSINATURA DO ORIENTADOR

______________________________________

CAMPINAS

2017

Agência(s) de fomento e nº(s) de processo(s): Não se aplica.

Ficha catalográfica

Universidade Estadual de Campinas

Biblioteca da Área de Engenharia e Arquitetura

Elizangela Aparecida dos Santos Souza - CRB 8/8098

Corte, Flávia Helena, 1990-

C818a Análise de contenção em solo grampeado na cidade de São Bernardo do Campo/SP / Flávia Helena Corte. – Campinas, SP: [s.n.], 2017.

Orientador: Paulo José Rocha de Albuquerque.

Dissertação (mestrado) – Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo.

1. Solo - Tratamento (Engenharia civil). 2. Instrumentação. 3. Equilíbrio. I.

Albuquerque, Paulo José Rocha de, 1964-. II. Universidade Estadual de

Campinas. Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo. III. Título.

Informações para Biblioteca Digital

Título em outro idioma: Containment analysis in nailed soil in the city of São Bernardo do

Campo/SP

Palavras-chave em inglês:

Solo - Treatment (Civil engineering)

Instrumentation

Balance Área de concentração: Estruturas e Geotécnica Titulação: Mestra em Engenharia Civil Banca examinadora: Paulo José Rocha de Albuquerque [Orientador] Pérsio Leister de Almeida Barros Jean Rodrigo Garcia Data de defesa: 28-08-2017 Programa de Pós-Graduação: Engenharia Civil

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo




Dissertação de Mestrado aprovada pela Banca Examinadora, constituída por:

Prof. Dr. Paulo José Rocha de Albuquerque

Presidente e Orientador / Universidade Estadual de Campinas

Prof. Dr. Pérsio Leister de Almeida Barros

Universidade Estadual de Campinas

Prof. Dr. Jean Rodrigo Garcia

Universidade Federal de Uberlândia

A Ata da defesa com as respectivas assinaturas dos membros encontra-se

no processo de vida acadêmica do aluno.

Campinas, 28 de agosto de 2017

Dedico esta dissertação de

mestrado aos meus pais,

Valter e Marta, e a minha irmã Renata,

que foram os meus maiores

incentivadores.

AGRADECIMENTOS

A Deus por guiar, iluminar e abençoar meu caminho e pela proteção nas horas

de dificuldade.

Aos meus pais, Valter e Marta, por todos os ensinamentos e incentivos

recebidos, pelo apoio em todos os momentos, pelo carinho e amor. Vocês são minha fonte

de inspiração e meu espelho, tudo o que sou hoje devo a vocês, obrigada.

A minha querida irmã Renata, pelo carinho e ajuda em todos os momentos da

minha vida. E a minha afilhada Isadora e meu sobrinho Heitor que são minha fonte de amor.

Ao meu orientador Prof. Dr. Paulo José Rocha de Albuquerque pela confiança

na realização deste trabalho, pela generosidade e paciência. Por todos os ensinamentos

transmitidos. Sem sua ajuda e contribuição nada disso seria possível. Muito obrigada.

Aos meus Padrinhos Mara e Jair, por estarem presente a todo tempo me

incentivando na realização dos meus sonhos.

Ao meu namorado Bruno, por trilhar este caminho tão importante da minha vida

ao meu lado, me apoiando, incentivando e acreditando na realização deste objetivo.

Ao meu colega Engº Alexsander Silva Mucheti por toda atenção e tempo

despendido para realização deste meu trabalho, pelos ensinamentos, generosidade e ajuda

com o programa GeoStudio

Ao Saulo Gutemberg Silva Ribeiro D.Sc., diretor da GeoFast, pela ajuda na

construção do modelo para realização das análises no programa GeoStudio, além do auxílio

recebido durante todo esse tempo em função do software utilizado.

À Universidade Estadual de Campinas (UNICAMP), pela oportunidade de

estudar na instituição e aos Funcionários do Laboratório do Departamento de Geotecnia e

Transportes pelo conhecimento transmitido durante os ensaios realizados para este

trabalho.

A toda minha família, pelo incentivo e apoio moral.

RESUMO

Este trabalho apresenta um estudo de estabilidade de uma contenção

vertical em solo grampeado com 21,17 m de altura, localizada em área urbana na

cidade de São Bernardo do Campo/SP, Brasil. A contenção foi executada com

grampos de comprimentos variados de 12 a 20 m, perfurados por circulação d’água

e injetados com calda de cimento e paramento em concreto projetado de espessura

igual a 0,08 m. O projeto executivo da contenção teve os parâmetros geotécnicos

adotados por correlações obtidas na literatura baseados em resultados de

sondagens SPT realizadas no local. Foram coletadas seis amostras indeformadas

das camadas de maior representatividade do maciço para execução de ensaios de

laboratório e posterior validação das correlações empregadas inicialmente. A obra

foi instrumentada por meio de inclinômetros e marcos superficiais de recalque

visando monitorar a movimentação do maciço. Além disso, foram instalados dois

grampos instrumentados com strain gages a fim de avaliar o mecanismo de

transferência de esforços ao longo do grampo. Os ensaios de arrancamento

realizados nos grampos instrumentados mostraram que os esforços foram

absorvidos no segmento próximo ao paramento da contenção. A análise de

estabilidade da contenção foi verificada para ruptura global e ruptura interna por

métodos de equilíbrio limite utilizando o software GEOSTUDIO 2016, módulo

Slope/W e a análise de tensão vs deformação utilizando o módulo Sigma/W. O

sistema de monitoramento com inclinômetros registrou o deslocamento acumulado

da ordem de 32 mm, sendo que na análise numérica o valor foi de - 82 mm. Para o

deslocamento vertical no topo da contenção previu-se o deslocamento de 8 mm;

sendo que, pelos marcos superficiais instalados, aferiram-se valores da ordem de 10

mm. O deslocamento vertical previsto para o topo da contenção foi de 10 mm em

seu ponto mais crítico e nos pinos instalados na estrutura observou-se valores da

ordem de 20 mm. O sistema de monitoramento para controle dos deslocamentos

horizontais mostrou-se eficiente, ao contrário dos pinos de recalque. Os grampos

instrumentados mostraram que a mobilização da resistência obtida foi maior no

trecho inicial, indicando que a partir da sua metade não havia mais carga transferida

ao solo.

Palavras Chave – Solo grampeado, instrumentação, equilíbrio limite, contenção.

ABSTRACT

This paper introduces a study on stability of a 21.17-m tall vertical

containment in nailed soil located in an urban area of the city of São Bernardo do

Campo/SP, Brazil. The containment was executed with 12- to 20-m long nails

perforated by water circulation and injected with cement slurry, and 0.08-m thick pre-

cast concrete coating. The geotechnical parameters for the executive project of the

containment were adopted via correlations taken from the literature and based on

results of SPT soundings carried out at the spot. Six undeformed samples from the

most representative layers of the massif were collected to carry out the laboratory

tests and for later validation of the correlations initially employed. The work was

instrumented by means of inclinometers and surface settlement marks in order to

monitor any shifts of the massif. Moreover, two nails instrumented with strain gages

were installed in order to assess the mechanism of transfer of strains along the nail.

The pullout tests performed with the instrumented nails showed that the strain was

absorbed in the segment close to the containment coating. The analysis of the

stability of the containment was checked for global rupture and internal rupture via

methods of threshold internal rupture using the GEOSTUDIO 2016 software

program, module Slope/W and stress vs. strain analysis using the Sigma/W module.

The system of monitoring via inclinometers recorded an accumulated displacement

of approximately 32 mm; in the numerical analysis, the value was 82 mm. For vertical

displacement at the top of the containment the forecasted displacement was 8 mm;

however, by means of the surface marks that were installed, values of the order of 10

mm were found. The vertical displacement forecasted for the top of the containment

was 10 mm at its most critical point. In the pins installed in the structure, values of

approximately 20 mm were seen. The monitoring system for control of horizontal

displacements proved to be effective, in opposition of the settlement pins. The

instrumented nails showed that the shift in the resistance obtained was larger at the

initial section, which indicates that beyond its middle, no other loads were transferred

to the soil.

Keywords – Nailed soil, instrumentation, threshold balance, containment.

LISTA DE ILUSTRAÇÕES

Figura 1: Aplicações do solo grampeado - a) estabilização de taludes; b) contenção taludes

em cortes (ORTIGÃO et al, 1993).......................................................................................... 24

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

(ORTIGÃO et al, 1993). ............................................................................................................ 25

Figura 3: Fases construtivas de solo grampeado em corte (FHWA, 2003). ........................... 28

Figura 4: Perfuração do solo com perfuratriz manual, (foto tirada pelo autor durante a

execução da obra em estudo). ................................................................................................. 30

Figura 5: Partes constitutivas dos grampos (ZIRLIS,1999). .................................................... 31

Figura 6: Fases de injeção (PITTA et al, 2003). ...................................................................... 33

Figura 7: Comparação dos valores de tenacidade do concreto projetado com diferentes

armações (PITTA et al, 2003). ................................................................................................. 34

Figura 8: Detalhe do DHP (ZIRLIS,1999). ............................................................................... 35

Figura 9: Dreno de paramento (SOLOTRAT, 2011). ............................................................... 35

Figura 10: Detalhe do barbacã (HACHICH et al, 1999). ......................................................... 36

Figura 11: Índice de deslocamento (PITTA et al, 2013) .......................................................... 37

Figura 12: Extensômetros múltiplos (SOLOTRAT, 2011). ...................................................... 37

Figura 13: Definição de uma possível superfície de ruptura (CLOUTERRE, 1991). .............. 40

Figura 14: Deformações em estruturas de solo grampeado (CLOUTERRE, 1991). .............. 41

Figura 15: Correlações qs e p1 𝑒 𝑁 - a) areias; b) argilas e siltes (BUSTAMANTE E DOIX,

1985). ........................................................................................................................................ 49

Figura 16: Correlação entre o parâmetro 𝐪𝐬 e 𝐏𝐋 para areia e argila (CLOUTERRE, 1991).49

Figura 17: Correlação entre qs e número de golpes NSPT (ORTIGÃO E PALMEIRA, 1997). 50

Figura 18: Tensão normal x coeficiente de interface (PROTO SILVA, 2005). ....................... 52

Figura 19: Tensão normal x fator carga - (a) argila-arenosa – solo residual maduro , (b)

areia-argilosa – solo residual jovem (PROTO SILVA, 2005). ................................................. 52

Figura 20: Três modos de Ruptura (SEO et al, 2014) ............................................................. 54

Figura 21: Mobilização de esforços nos grampos nas zonas ativa e passiva (SPRINGER,

2006). ........................................................................................................................................ 57

Figura 22: Fatia genérica e polígono de forças - Fellenius (SILVA, 2011). ............................ 61

Figura 23: Fatia genérica e polígono de forças - Bishop (SILVA, 2011) ................................. 63

Figura 24: Fatia genérica e polígono de forças – Janbu simplificado (SILVA, 2011) ............. 64

Figura 25: Fatia genérica e polígono de forças – Spencer (SILVA, 2011) ............................. 66

Figura 26: Forças atuantes em uma fatia pelo Método de Morgenster-Price (1965) ............. 67

Figura 27: Limite para execução das investigações geotécnicas (a) taludes sem inclinação a

montante (b) taludes com inclinação à montante (CLOUTERRE, 1991). ............................... 67

Figura 28: Tração nos grampos (ORTIGÃO et al, 1993). ....................................................... 69

Figura 29: Critério para finalizar o ensaio (CLOUTERRE, 1991). ........................................... 70

Figura 30: Montagem do ensaio de arrancamento (SPRINGER, 2006). ................................ 71

Figura 31: Localização (Google Earth – 12/01/2017) .............................................................. 78

Figura 32: Denominação das vistas da estrutura de solo grampeado. ................................... 79

Figura 33: Ábacos de estabilidade para L/H =0,6 (CLOUTERRE, 1991) ............................... 80

Figura 34 : Ábacos de estabilidade para L/H =0,8 (CLOUTERRE, 1991) .............................. 81



Figura 37: Modelo numérico - Análise Global - Método de Janbu (Slope) ............................. 84

Figura 38: Superfície de ruptura e malha de elementos finitos (Sigma) ................................. 85

Figura 39: Corte vista n°2 ......................................................................................................... 86

Figura 40: Etapa de perfuração do solo. .................................................................................. 87

Figura 41: contenção em solo grampeado finalizada. ............................................................. 87

Figura 42: Locação dos furos de sondagem. .......................................................................... 88

Figura 43: Variação máximo, médio e mínimo do 𝑁𝑆𝑃𝑇 ao longo da profundidade ............. 88

Figura 44: Sequência da retirada dos blocos indeformados e preparo para transporte. ....... 91

Figura 45: Distribuição granulométrica dos materiais nas amostras ...................................... 93

Figura 46: Moldagem corpo de prova e amostras cisalhadas................................................. 94

Figura 47: (a) Ensaio triaxial e (b) corpo de prova rompido .................................................... 95

Figura 48: Curva tensão x deformação .................................................................................... 96

Figura 49: Localização dos strain gages no chumbador ......................................................... 97

Figura 50: Usinagem da barra para eliminar nervuras ............................................................ 97

Figura 51: Fixação dos strain gages na barra e ligação dos cabos ........................................ 98

Figura 52: Strain gages protegidos com resina e isolados eletricamente. ............................. 98

Figura 53: Instalação da barra instrumentada ......................................................................... 98

Figura 54: Barra instrumentada instalada ................................................................................ 99

Figura 55: Tubos do inclinômetro ........................................................................................... 100

Figura 56: Instalação do tubo do inclinômetro no furo de sondagem ................................... 101

Figura 57: tampa do inclinômetro ........................................................................................... 101

Figura 58: Localização dos inclinômetros e pinos de recalque ............................................. 102

Figura 59: Deslocamento inicial, médio e final - inclinômetro 01 .......................................... 105

Figura 60: Leituras depois da obra finalizada - inclinômetro 01 ............................................ 105

Figura 61: Deslocamento inicial, médio e final - inclinômetro 02 .......................................... 107

Figura 62: Leituras depois da obra finalizada - inclinômetro 02 ............................................ 108

Figura 63: Comparações entre as leituras iniciais e finais dos inclinômetros 01 e 02 ......... 108

Figura 64: Resultados pinos de recalque 01, 02 e 04 ........................................................... 109

Figura 65: Resultados pinos de recalque 05, 06, 07 e 08 ..................................................... 110

Figura 66: Resultados pinos de recalque 09, 10 e 11 ........................................................... 110

Figura 67: Deslocamentos horizontais no topo da contenção - Inclinômetros 01 e 02 ........ 111

Figura 68: Gráfico Tensão vs Deformação - Grampo 01 – instrumentado ........................... 113

Figura 69: Transferência de carga - grampo 01 – instrumentado ......................................... 114

Figura 70: Atrito lateral - grampo 01 - instrumentados .......................................................... 114

Figura 71: Gráfico Tensão vs Deformação - Grampo 02 – instrumentado ........................... 116

Figura 72: Transferência de carga - grampo 02 – instrumentado ......................................... 116

Figura 73: Transferência de atrito - grampo 02 – instrumentado .......................................... 116

Figura 74: Janela para inserção dos materiais (GeoSlope, 2016) ........................................ 118

Figura 75: Janela para entrada dos dados dos grampos ...................................................... 118

Figura 76: Método de Morgenstern e Price – Parâmetros obtidos por correlações do SPT.

................................................................................................................................................ 120

Figura 77: Método de Spencer – Parâmetros obtidos por correlações do SPT. .................. 120

Figura 78: Método de Janbu – Parâmetros obtidos por correlações do SPT. ...................... 121

Figura 79: Método de Bishop – Parâmetros obtidos por correlações do SPT. ..................... 121

Figura 80: Método de Fellenius – Parâmetros obtidos por correlações do SPT. ................. 122

Figura 81: Método de Morgenstern e Price – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório.

................................................................................................................................................ 123

Figura 82: Método de Spencer – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório. ............. 124

Figura 83: Método de Janbu – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório. .................. 124

Figura 84: Método de Bishop – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório. ................. 125

Figura 85: Método de Fellenius (Ordinary) – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório

................................................................................................................................................ 125

Figura 86: Resultados grampo n°21 – Análise Global por Bishop ........................................ 128

Figura 87: Localização da máxima força axial no grampo - teórico 0,3H ............................. 129

Figura 88: Localização da máxima força axial no grampo - teórico 0,4H ............................. 129

Figura 89: Malha de elementos finitos ................................................................................... 133

Figura 90: Comportamento carga axial nos grampos ........................................................... 135

Figura 91: Posição dos grampos no maciço .......................................................................... 136

Figura 92: Comportamento da carga axial no grampo 01 em diferentes etapas de escavação

................................................................................................................................................ 137

Figura 93: Comparação de carga axial experimental GR01 com o modelo do Sigma/W -

GR08 ....................................................................................................................................... 138


GR14 ....................................................................................................................................... 138

Figura 95: Deslocamentos Horizontais inicial, médio e final (Sigma/W,2016) ..................... 139

Figura 96: Deslocamentos horizontais (Sigma/W,2016) ....................................................... 140

Figura 97: Comparação leitura deslocamento horizontal inicial Inclinômetro 01 e 02 vs Sigma

................................................................................................................................................ 141

Figura 98: Comparação leitura deslocamento horizontal médio Inclinômetro 01 e 02 vs

Sigma ...................................................................................................................................... 142

Figura 99: Comparação leitura deslocamento final Inclinômetro 01 e 02 vs Sigma ............. 143

Figura 100: Recalque na superfície - inicial, médio e final (Sigma/W, 2016) ...................... 144

Figura 101: Deslocamentos horizontais obtidos para a alteração do módulo de

deformabilidade ...................................................................................................................... 147

Figura 102: Recalques obtidos na retro análise - Sigma/W .................................................. 150

Figura 103: Remoção do muro .............................................................................................. 151

Figura 104: Início de vazamento no banheiro ....................................................................... 152

Figura 105: Acompanhamento das trincas no muro de divisa .............................................. 152

Figura 106: Trincas no piso do quintal (data: 28/07/2015) .................................................... 152

Figura 107: Trincas no piso do quintal (data: 13/08/2015) .................................................... 153

Figura 108: Trincas na parede e no banheiro (data: 19/11/2015) ......................................... 153

LISTA DE TABELAS

Tabela 1: Tipos de solos e alturas de escavação (CLOUTERRE, 1991). .............................. 29

Tabela 2: Classe de agressividade (NBR5629/2006) ............................................................. 31

Tabela 3: Tipos de barra de aço (GEORIO, 1999). ................................................................. 31

Tabela 4: Referência de deslocamentos relativo horizontais no topo da contenção (PITTA et

al, 2013) .................................................................................................................................... 37

Tabela 5: Valores típicos de (𝛋) e deslocamentos horizontais e verticais máximos

(CLOUTERRE, 1991) ............................................................................................................... 42

Tabela 6: Valores de deslocamento horizontal (SPRINGER, 2006) ....................................... 44

Tabela 7: Métodos de análises (HACHICH et al, 1999) .......................................................... 56

Tabela 8: Principais características dos Métodos de Equilíbrio Limite (FERREIRA, 2012) ... 60

Tabela 9: Estimativa da resistência ao arrancamento (LAZART et al., 2003). ....................... 72

Tabela 10: Parâmetros do solo adotados por correlações ...................................................... 83

Tabela 11: Valores do NSPT ...................................................................................................... 89

Tabela 12: Resumo dos resultados obtidos nos ensaios de caracterização .......................... 92

Tabela 13: Parâmetros obtidos pelos ensaios de laboratório ................................................. 94

Tabela 14: Parâmetros obtidos pelas correlações SPT .......................................................... 95

Tabela 15: Módulo de deformabilidade .................................................................................... 96

Tabela 16: Dados de entrada dos chumbadores (para o projeto executado) ...................... 119

Tabela 17: Parâmetros médios para camadas 3 e 4. ............................................................ 122

Tabela 18: Fatores de Seguranca (FS). ................................................................................ 126

Tabela 19: Parâmetros das camadas de solo obtidos por ensaios de laboratório ............... 131

Tabela 20: Dimensionamento dos grampos .......................................................................... 134

Tabela 21: Diferenças dos parâmetros adotados por correlação e ensaio .......................... 140

Tabela 22: Módulo de deformabilidade adotado na retro análise ......................................... 146

Tabela 23: Comparação entre os resultados de deslocamento horizontal ........................... 147

Tabela 24: Comparação da carga axial dos grampos ........................................................... 149

LISTA DE SÍMBOLOS

𝑎/𝑐 fator água cimento

A área da seção

c coesão do solo

𝑐′ coesão efetiva do solo

𝑐𝑎′ adesão da interface

𝐷 diâmetro do chumbador e diâmetro de perfuração

d densidade de grampeamento

𝐸 módulo de deformabilidade

e espessura do paramento

휀𝑅 deformação real

휀𝐿 deformação lida

FS fator de segurança

𝑓𝑏 coeficiente de aderência

𝐺 densidade relativa dos grãos

𝐻 altura do paramento

𝐼 momento de inércia

𝑘 coeficiente empírico

𝐾𝑠 coeficiente de reação do solo de fundação

𝐿 comprimento do reforço

𝐿𝑎 comprimento de ancoragem

Lb comprimento do bulbo ancorado.

𝑙𝑜 comprimento de transferência

𝜂 inclinação da parede

𝑀𝑛 momento devido ás forças externas atuante na fatia

N número de estabilidade

𝑁𝑠𝑝𝑡 número de golpes do ensaio SPT

𝑃 empuxo lateral do solo sobre o reforço

𝑃𝑢𝑙𝑡 força máxima de arrancamento do reforço

𝑃𝑙 tensão pressiométrica limite

𝑃1 pressão limite do pressiômetro de Menard

Q carga

r raio da superfície circular de ruptura

W peso da fatia

𝑞𝑠 resistência ao arrancamento de interface

𝑠ℎ espaçamento horizontal

𝑠𝑣 espaçamento vertical

Trup força de ruptura

T𝑛 carga de tração no grampo

T força resultante de tração

𝑌 deslocamento lateral do reforço

𝑍 cota do reforço

𝛼 coeficiente de interface

𝛽 inclinação na parte superior da fatia

𝛿′ ângulo de atrito da interface

𝜇 = poropressão

𝜎′𝑟 tensão normal efetiva média

𝜎𝑛 tensão normal aplicada no reforço

𝜎𝑛′ tensão normal efetiva aplicada no reforço

𝛾 peso específico do solo

𝜆 área de influência

𝜆1 fator de carga que varia em função da tensão normal atuante no grampo

𝜆1∗ fator de carga para solo residual de gnaisse

𝑤 teor de umidade

𝜙′ ângulo de atrito efetivo do solo

Ψ inclinação reforço

SUMÁRIO

1.INTRODUÇÃO ...................................................................................................................... 20

1.1 Justificativa ......................................................................................................................... 21

1.2 Objetivos ............................................................................................................................ 21

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................................................. 23

2.1 Definição de Solo Grampeado ........................................................................................... 23

2.2 Histórico .............................................................................................................................. 24

2.3 Método Executivo ............................................................................................................... 27

2.3.1 Perfuração ....................................................................................................................... 29

2.3.2. Instalação ....................................................................................................................... 30

2.3.3. Injeção ............................................................................................................................ 32

2.3.4. Revestimento da face ..................................................................................................... 33

2.3.5. Drenagem ....................................................................................................................... 34

2.3.6.Controle executivo ........................................................................................................... 36

2.4 Vantagens e Limitações do SoloGrampeado .................................................................... 38

2.5 Comportamento do grampo ............................................................................................... 39

2.6 Deformações e deslocamentos em estruturas de sologrampeado ................................... 40

2.7 Resistência ao arrancamento ............................................................................................ 45

2.8 Métodos teóricos e semi-empíricos para previsão da resistência ao arrancamento ........ 46

2.9 Considerações de projeto .................................................................................................. 53

2.10 Métodos de análises ......................................................................................................... 55

2.11 Teoria do equilíbrio limite ................................................................................................. 58

2.11.1Método de Fellenius ....................................................................................................... 60

2.11.2 Método de Bishop Simplificado ..................................................................................... 61

2.11.3 Método de Janbu Simplificado ...................................................................................... 63

2.11.4 Método de Spencer ....................................................................................................... 64

2.11.5 Método de Morgenstern-Price ....................................................................................... 66

2.12 Investigações geotécnicas ............................................................................................... 67

2.13 Ensaios de arrancamento de grampos ............................................................................ 68

2.13.1 Ensaio típico .................................................................................................................. 68

2.14 Instrumentação ................................................................................................................. 74

2.15 Análise de Estabilidade .................................................................................................... 75

3. MATERIAL E MÉTODOS ..................................................................................................... 78

3.1 Área de estudo ................................................................................................................... 78

3.2 Descrição do projeto ........................................................................................................... 79

3.3 Investigação geotécnica ..................................................................................................... 87

3.4 Ensaios de Laboratório....................................................................................................... 89

3.5 Amostragem ....................................................................................................................... 90

3.6 Ensaios ............................................................................................................................... 91

3.7 Ensaio de granulometria..................................................................................................... 92

3.8 Ensaio de cisalhamento direto ........................................................................................... 93

3.9 Ensaio de Triaxial ............................................................................................................... 95

3.10 Strain gages ...................................................................................................................... 96

3.11 Inclinômetros .................................................................................................................... 99

4. RESULTADOS ................................................................................................................... 103

4.1 Instrumentação ................................................................................................................. 103

4.1.1 Inclinômetro 01 .............................................................................................................. 103

4.1.2 Inclinômetro 02 .............................................................................................................. 106

4.1.3 Pinos de recalque .......................................................................................................... 109

4.1.4 Grampo 01 - Instrumentação ........................................................................................ 112

4.1.5 Grampo02 – Instrumentação......................................................................................... 114

4.2 Análise da estabilidade da contenção em sologrampeado ............................................. 117

4.3 Análise tensão vs deformação ......................................................................................... 130

4.3.1 Dados de entrada .......................................................................................................... 130

4.3.2 Análise da Carga axial................................................................................................... 133

4.3.3 Análises dos Deslocamentos Horizontais ..................................................................... 138

4.3.4 Análises dos deslocamentos verticais .......................................................................... 143

4.4 Alteração do parâmetro módulo de deformabilidade ....................................................... 145

4.4.1 Análises dos deslocamentos horizontais ...................................................................... 146

4.4.2 Análises – Carga axial nos grampos............................................................................. 148

4.4.3 Análises dos Recalques ................................................................................................ 149

4.5 Patologias Identificadas.................................................................................................... 151

5. CONCLUSÕES ................................................................................................................... 154

5.1 Instrumentação ................................................................................................................. 154

5.2 Análise de estabilidade..................................................................................................... 155

5.3 Análise de tensão vs deformação .................................................................................... 155

6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................... 158

7. ANEXOS ............................................................................................................................. 165

20

1. INTRODUÇÃO

A inserção de elementos de reforço com objetivo de aumentar a

resistência do solo é um método executado pelos povos da antiguidade, que

aplicavam esta técnica para reforçar suas construções. Mas somente em 1960, na

França, é que foi desenvolvido o conceito estrutural de solo reforçado. O solo

grampeado é um método utilizado para reforço de solo através da inclusão de

elementos passivos, denominados grampos (barras de aço que são envoltas por

nata de cimento) resistentes às tensões de tração e esforço cortante. Para o

revestimento da face se utiliza o paramento em concreto projetado armado com tela

ou fibras ou malha de aço e um sistema de drenagem. Com isso, os deslocamentos

são restringidos e transferidos de uma zona instável para uma zona resistente.

Apresenta-se como uma alternativa que está em grande expansão pelo mundo.

Desde o primeiro emprego no Brasil, em 1970, muitos projetistas e

construtores têm optado por essa solução, pois, apresenta vantagens econômicas

tanto para escoramentos de escavações quanto para estabilização de taludes

(SPRINGER, 2006).

A resistência dos grampos está diretamente relacionada com a

mobilização do atrito no contato dos mesmos com o solo que o circunda. Por isso,

quanto maior o atrito entre grampo e solo, melhor será o desempenho do grampo.

Para a mobilização do atrito é necessário que haja deslocamentos mínimos, de

ordem milimétrica, entre o grampo e o solo. A estabilização de uma contenção em

solo grampeado é estudada em seu estado limite último, por isso, o parâmetro de

maior importância para o projeto é a resistência ao arrancamento (𝑞𝑠) desenvolvida

na interface entre o grampo e o solo circundante (PROTO SILVA, 2005). Para

quantificar o parâmetro (𝑞𝑠), utilizam-se fórmulas teóricas, empíricas e ensaios de

arrancamento. Os ensaios de arrancamento são os mais utilizados e aconselháveis

para determinação da resistência ao arrancamento. Porém, estes são viáveis

apenas durante a execução da obra. Sendo assim, é necessário, muitas vezes, o

emprego de estimativas da resistência por atrito lateral, baseadas em correlações

empíricas para fase de projeto. Entre os fatores que podem influenciar o

desempenho do reforço, estão: o tipo de solo, o diâmetro do furo, o fluído de

perfuração, as características de calda de cimento, o uso de aditivos na calda de

cimento, o fator água-cimento, o tempo de execução e a metodologia de injeção.

21

Neste trabalho foram executados ensaios de arrancamento

instrumentados com strain gages com objetivo de avaliar a forma de transferência da

carga nos grampos, conforme se executavam as escavações. Além disso, foram

instalados inclinômetros para verificar os deslocamentos do paramento, bem como

pinos de recalque e realização de ensaios de arrancamento.

1.1 Justificativa

Apesar do grande emprego do solo grampeado em nosso país, os

projetos têm sido desenvolvidos com base em hipóteses conservadoras devido à

falta de conhecimento sobre o comportamento da interação solo-reforço. (PROTO

SILVA, 2005). Analisando-se diversos trabalhos como: Zirlis e Pitta (1992); Silva

(2009); Proto Silva (2005); Pitta et al (2013); Springer (2006) entre outros, percebe-

se que o conhecimento e o aprimoramento desse método ainda advêm do

acompanhamento de obras, ou seja, da experiência dos executores.

O solo grampeado ainda é constantemente aplicado com base em

conhecimentos empíricos ou semi-empíricos (DÉCOURT, 2009). Esse tipo de

contenção envolve um grande número de variáveis e isso dificulta na escolha da

metodologia mais apropriada para execução e previsão do comportamento de obras

realizadas. Mais pesquisas precisam ser realizadas sobre o método de execução e o

seu desempenho em curto e longo prazo. Por isso, os estudos científicos sobre esta

técnica se fazem necessários.

1.2 Objetivos

Esse trabalho tem como objetivo avaliar o comportamento de uma

contenção em solo grampeado com altura de 21,17 m. Para essas análises foram

acompanhados os deslocamentos horizontais, através da instalação de dois

inclinômetros e deslocamentos verticais, com as aferições de onze pinos de

recalque. Além disso, foram instalados dois grampos instrumentados, a fim de

verificar as deformações e a forma de transferência de carga e atrito nos grampos. A

obra em estudo foi modelada no programa GeoStudio versão 2016 nos módulos

Slope/W e Sigma/W. Através desse recurso, foram desenvolvidas análises de

22

estabilidade pelos métodos de Bishop, Janbu, Morgensterm-Price, Spencer e

Fellenius e análises de tensão vs deformação. Os resultados de deslocamento

horizontal e vertical encontrados pela análise computacional foram confrontados com

os verificados experimentalmente. Foram verificadas também, através do software,

as cargas axiais máximas de cada grampo. As análises de estabilidade foram

realizadas utilizando os parâmetros geotécnicos obtidos por correlações semi-

empiricas, para fase de pré-projeto e obtidos em laboratório, para o projeto

executado. Além disso, foi proposta uma alteração no parâmetro do módulo de

deformabilidade a fim de avaliar a sua influência nos resultados dos deslocamentos

e cargas axiais.

23

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Este capítulo apresenta uma revisão bibliográfica sobre os principais

conceitos da técnica de solo grampeado, abordando sua definição, método de

execução, vantagens e desvantagens e métodos para determinação da resistência

ao arrancamento de interface solo-reforço, apresentando os principais trabalhos que

envolveram ensaios de arrancamento em campo e em laboratório.

2.1 Definição de Solo Grampeado

Solo grampeado (soil nailing em inglês ou soul clué em francês) é definido

como um reforço de solo realizado em taludes naturais ou resultantes ações

antrópicas, obtido através da introdução de elementos passivos, denominados

grampos, que trabalham essencialmente à tração, podendo sofrer esforços

cisalhantes (CLOUTERRE, 1991). Segundo Silva (2009) são considerados

elementos passivos, pois as tensões são mobilizadas ao longo de sua extensão em

resposta às deformações que ocorrem no solo durante as etapas de escavação. O

processo construtivo consiste na introdução dos chumbadores em pré-furos

realizados no maciço, sendo posteriormente preenchidos com calda de cimento e

aliados a um paramento em concreto projetado armado.

A técnica é executada basicamente em duas situações: quando se

necessita estabilizar um talude que apresenta baixa estabilidade (figura 1a) ou para

contenção de taludes em cortes (figura 1b). A diferença entre essas duas situações

é que na primeira não há necessidade de escavações e o elemento de reforço tem

como objetivo reduzir os deslocamentos, enquanto que para a segunda há

necessidade de escavações, as quais são realizadas em etapas alternadas. Outra

diferença entre essas situações são os esforços que solicitam o reforço. Na

estabilização do talude, são mobilizados esforços cisalhantes e momentos fletores e

na contenção de taludes, são mobilizados esforços de tração.

24

Figura 1: Aplicações do solo grampeado - a) estabilização de taludes; b) contenção taludes

em cortes (ORTIGÃO et al, 1993).

2.2 Histórico

As técnicas de reforço “in situ” surgiram diante da necessidade de

promover a rápida estabilização das escavações que eram realizadas nas

explorações de minérios, restringindo o problema somente à Engenharia de Minas.

Mas, em 1945, o professor Landislau Von Rabcewicz desenvolveu a técnica NATM

(New Austrian Tunneling Method) para avançar as escavações de túneis rochosos e

galerias. (CLOUTERRE, 1991).

Durante uma escavação, a cavidade formada fica submetida ao peso do

maciço e as tensões confinantes, por isso, para estabilização da mesma se aplica o

método NATM que consiste na aplicação de um revestimento flexível de concreto

projetado permitindo assim que o terreno se deforme, ocorrendo uma região

plastificada em torno da cavidade (figura 2), com espessura entre 10 e 15 cm, tela

de aço e grampos curtos radiais introduzidos na zona plástica. (ZIRLIS E PITTA,

1992).

25

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

(ORTIGÃO et al, 1993).

Quando comparado ao método tradicional, o qual empregava um suporte

rígido que mobilizava nos maciços esforços muito maiores levando a uma solução

mais onerosa, o NATM consegue uma significativa redução na quantidade de

revestimento, devido às barras ancoradas, que são dispostas entre 3 e 6 metros ao

longo da galeria (CLOUTERRE, 1991).

A técnica de solo grampeado foi emprega pela primeira vez no Brasil em

1970, por construtores de túneis, mas essa experiência não foi divulgada (ORTIGÃO

et al, 1995). Lizzi, em 1970 na Itália, utilizou para o processo de estabilização de

encostas o sistema de solo grampeado. Logo após, em 1972, a empresa Bouyues,

na França, também aplicou esse sistema para um talude ferroviário (SPRINGER,

2006). Nos Estados Unidos primeira aplicação do sistema de solo grampeado

ocorreu em Portland, Oregon, em 1976, para construção do Hospital Good Samarita

(SHEN, 1981). No Brasil a SABESP utilizou grampos curtos, concreto projetado e

tela de aço nos emboques do túnel-05 do sistema Cantareira de abastecimento de

água para São Paulo (ZIRLIS et al, 1999). No Candá, até 1976, já havia registro de

cerca de 10.000m² de contenções em solo grampeado, com altura até 18m. (SHEN,

1981).

A publicação do histórico de desenvolvimento da técnica de solo

grampeado no Brasil durante o período de 1970 e 1994 foi realizado por Ortigão et al

(1995). Em 1999, a Associação Brasileira de Mecânica dos Solos e Engenharia

Geotécnica (ABMS) publicou grande parte da experiência nacional em solo

grampeado entre o período de 1983 e 1996, apresentando um banco de dados de

parâmetros geotécnicos utilizados em 60 obras de estruturas permanentes. Dentre

26

esses casos, 18 utilizaram uma rotina de cálculo e somente 1 caso foi

instrumentado.

Foram executadas várias obras com solo grampeado no Rio de Janeiro,

na encosta da Linha Amarela e em Niterói. A obra da Linha Amarela foi realizada

entre 1995 e 1997, sendo que as principais soluções de contenções aplicadas no

Lote 2 foram apresentadas por Pinto e Silveira (2001), totalizando 9.380m² de

construção em solo grampeado. No caso da obra da Linha Amarela, a solução do

solo grampeado foi utilizada para contenção de taludes de corte, chegando a atingir

42 m de altura em uma zona de solo residual e rocha alterada.

Ehrlich e Silva (2015) apresentaram em seus estudos uma escavação

com altura de 31 m localizada na Praia de Boa Viagem em Niterói/RJ, em solo

residual com 𝑁𝑠𝑝𝑡>40. A escavação foi necessária para implantação de dois

edifícios, planejada para suportar dois níveis de parede atirantada, com comprimento

livre variável e comprimento ancorado de 8,0m. Quando a primeira fase estava

quase finalizada, porém, fendas começaram a ser formadas. A obra foi paralisada

para que maiores estudos fossem realizados. Foi descoberta então a presença de

camadas de solos razoavelmente contínuos de cores diferentes. As inclinações

dessas camadas variavam ao longo do comprimento e formavam uma orientação

desfavorável para a estabilidade do talude. Além disso, verificaram uma baixa

resistência ao arrancamento para a areia argilosa cinza. Considerando as novas

descobertas, o projeto original foi revisado e a solução do solo grampeado foi então

empregada. Foram realizadas medições de cargas nos grampos. Estas indicaram

que o estado de tensões no maciço de solo correspondeu à condição ativa no nível

final da escavação. Além disso, a primeira parte da parede realizada com tirantes foi

reforçada. Esse estudo mostra a importância da definição correta das condições

geológicas e geotécnicas para compreensão do mecanismo de colapso, com o

objetivo de análises de estabilidade mais realista.

O Talude Ponteio localiza-se em Belo Horizote na “Curva do Ponteio”, BR

356, e é constituído por quartzitos e filitos intercalados, pertencentes à Formação

Cercadinho, parcialmente cobertos por depósitos de vertentes (GALVÃO et al,

2010). Todos os anos, mais de 100 casos de deslizamentos de taludes causados

pela precipitação de chuvas são relatados, principalmente em área com elevado

risco de ruptura. Em 1953, um talude de 35 m metros foi escavado para construção

de uma rodovia. Desde então, vários eventos de rupturas foram registrados ano

27

após ano. Após 36 anos, algumas técnicas de engenharia foram aplicadas com

objetivo de corrigir essa instabilidade, como por exemplo, execução de berma e

concretagem. Todavia, nenhum sistema de drenagem foi previsto e isso fez com que

novos deslizamentos ocorressem. Sendo assim, a técnica de solo grampeado foi

aplicada neste talude. Foram executados 130 grampos, com 6,0 m de comprimento

e diâmetro de 25 mm, com espaçamentos de 2,0 m. A encosta passou a ser

monitorada por algum tempo, principalmente nas épocas de chuvas e, desde então,

não ocorreram mais rupturas, comprovando assim a eficiência das técnicas

utilizadas. Maiores detalhes deste caso podem ser encontrados no trabalho de

Galvão et al (2010).

Segundo Nunes et al (2006), no morro do Palácio na cidade de Niterói/RJ,

foi executada uma obra de solo grampeado instrumentada. Por ser uma área

localizada em uma zona de falha com grande potencialidade de instabilidade se fez

necessária a intervenção, fazendo uso dessa técnica. Foram usados medidores de

deslocamentos horizontais (inclinômetros) e não convencionais (tell tales) e também

strain gages para verificar a deformação nas barras de aço. Para o controle da obra

de solo grampeado, a instrumentação da barra de aço é eficiente, como por

exemplo, acompanhar as medidas de cargas de tração nos grampos instrumentados

com strain gages podem controlar a velocidade e sequência nas escavações do

talude (NUNES et al, 2006).

2.3 Método Executivo

Apresenta-se na figura 3 a sequência de execução para contenção em

solo grampeado: 1) escavação do maciço, 2) perfuração do solo, 3) inserção dos

chumbadores e preenchimento dos furos com calda de cimento, 4) sistema de

drenagem, 5) construção das etapas subsequentes, e 6) construção do paramento

em concreto projetado armado com tela de aço.

Quando o solo grampeado é aplicado para contenção de escavações, a

altura máxima a ser escavada em cada etapa depende do tipo de solo e da

inclinação do paramento. O talude deve permanecer estável durante as fases de

escavação, instalação do reforço até a aplicação do revestimento de concreto

projetado. A resistência ao arrancamento não drenada do material a ser escavado

28

deve ser, no mínimo, 10 kPa, caso contrário não se pode executar a escavação

(ORTIGÃO et al, 1995). Este valor é possível de se obter na maioria dos solos

argilosos e arenosos. Esse processo será difícil somente para areias secas e solos

argilosos muito moles. A tabela 1 apresenta valores típicos de alturas de escavação

para cada tipo de solo.

Até o presente momento não existe uma normalização brasileira que

regulamente a execução de estruturas de solo grampeado. Zirlis (1999) e o Manual

de Serviços Geotécnicos da Solotrat (2011) apresenta inúmeras recomendações,

assim Clouterre, (1991), Pitta et al (2003), Zirlis e Pitta (1992) e Pitta et al (2013).

Figura 3: Fases construtivas de solo grampeado em corte (FHWA, 2003).

29

Tabela 1: Tipos de solos e alturas de escavação (CLOUTERRE, 1991).

SOLO ALTURA DE ESCAVAÇÃO EM CORTES

VERTICAIS (m)

Silte 1,2 a 2,0

Argila 1,5 (normalmente adensada) e 2,5 (pré-adensada)

Areia

1,2 (medianamente densa com cimentação)

1,5 (densa com cimentação)

2,0 (cimentada)

Pedregulho 0,5 (com coesão aparente)

1,5 (cimentado)

2.3.1 Perfuração

As perfurações são executadas por equipamentos leves, pesando entre

25 e 500 kg, de fácil manuseio e instalação. O fluído de perfuração e de limpeza do

furo poderá ser água, ar, lama, ou então são usados trados helicoidais contínuos.

No processo de perfuração, utiliza-se água ou ar comprimido. O uso de

lama bentonítica não é recomendado, devido à potencial redução do atrito entre o

solo e o reforço. Caso seja utilizada, recomenda-se a execução de lavagem eficiente

do furo com calda de cimento. Os equipamentos que podem ser utilizados são:

perfuratrizes tipo sonda, “crawlair”, “wagon drill” e perfuratrizes manuais. A escolha

do equipamento mais adequado depende da profundidade do furo, diâmetro e área

de trabalho. Para o caso em estudo foram utilizadas perfuratrizes manuais, conforme

apresenta a figura 4 (foto da perfuração do solo do caso em estudo) tendo como

fluído de perfuração a água.

Mittal em 2006 desenvolveu um estudo da aplicação do solo grampeado

para controle da erosão. Em um talude na beira de um rio com 10 m de

comprimento, foram instalados nos primeiros 5 m, grampos cravados, e nos outros 5

m, grampos injetados. Os grampos cravados e injetados foram instalados com

inclinação de 10°, tomando o devido cuidado para os grampos não perderem a

posição durante o processo de perfuração ou cravação. Os grampos foram

executados antes do período de chuvas. Depois de concluídos, os mesmos foram

monitorados durante o período de chuva. Após o término deste período, foi

30

observado que o trecho executado em grampos injetados estava intacto e o trecho

em que os grampos foram cravados sofreram danos. Portanto o autor concluiu que

os grampos injetados possuem um desempenho superior aos grampos cravados.

Figura 4: Perfuração do solo com perfuratriz manual, (foto tirada pelo autor durante a

execução da obra em estudo).

2.3.2. Instalação

Finalizada a perfuração, segue-se à instalação e fixação dos

chumbadores (barras de aço) na direção horizontal ou com uma pequena inclinação

(de 5° a 15° com a horizontal), os quais devem receber tratamento anticorrosivo por

meio de resinas poliméricas e calda de cimento, nas mesmas também serão

instalados dispositivos centralizadores espaçados a cada 2,0 m.

Como sugestão de proteção anticorrosiva, pode ser adotado o conteúdo

da tabela 2 proposta da “NBR5629/2006 Tirantes ancorados no terreno”.

Instala-se também, junto com aos chumbadores, um ou mais tubos de

injeção perdidos com diâmetros de 10 mm a 15 mm, com válvulas de injeção a cada

0,5 m até atingir 1,5 m da boca do furo. A figura 5 ilustra as partes constitutivas dos

grampos.

31

Tabela 2: Classe de agressividade (NBR5629/2006)

CLASSE TIPO DE CHUMBADOR PROTEÇÃO

1

Permanentes em meio

agressivo ou provisórios em

meio muito agressivo

Dupla com empreso de

pintura anticorrosiva e

calda de cimento

2

Permanentes em meio

agressivo, ou provisórios em

meio muito agressivo

Proteção simples através

de calda de cimento

injetada

3

Permanentes em meio não

agressivo, ou provisórios em

meio medianamente

agressivo


de calda de cimento

injetada

4 Provisórios em meio não

agressivo


de calda de cimento

injetada

Tabela 3: Tipos de barra de aço (GEORIO, 1999).

AÇO SEÇÃO DIÂMETRO (mm)

Dywidag Gewi ST 50/55 Plena 32

Dywidag ST 85/105 Plena 32

CA 50 A Plena Entre 12,5 e 32

CA 50 A Reduzida com rosca Entre 12,5 e 32

Rocsolo ST 75/85 Rosqueada Entre 14,0 e 41,1

Incotep Rosqueada Entre 19,0 e 50,0

Resinex Rosqueada Entre 14,0 e 41,1

Figura 5: Partes constitutivas dos grampos (ZIRLIS,1999).

32

2.3.3. Injeção

O material utilizado para injeção é calda de cimento e água, que é

preparada em misturadores de alta turbulência. As bombas de injeção, de pistão,

devem ter capacidade de trabalho com pressões de até 4,0 MPa e vazões de 60

l/min.

Injeta-se a bainha por meio do tubo de injeção auxiliar removível, de

maneira ascendente, usando a calda de cimento até extravasar pela boca do furo.

Esta é a fase inicial de injeção, onde se pretende recompor a cavidade escavada.

A reinjeção é realizada após um mínimo de 12 horas, com tubos de

injeção perdidos, e as pressões máximas de injeção e o volume de calda utilizada

devem ser anotados. A figura 6 apresenta o processo de injeção. Seo et al (2012),

realizaram um estudo para verificar a diferença entre injeções com pressões e pela

gravidade. Os autores realizaram vários testes em escala piloto para avaliar a

injeção sobre pressão no solo grampeado. Quando a injeção é realizada numa

cavidade a pressão exercida em torno desta inicialmente aumenta com o tempo até

atingir um pico, depois passa a diminuir gradualmente. Com esse tipo de injeção as

tensões in-situ podem aumentar em 20%. Além disso, os autores realizaram

grampos em escala real. Os mesmos foram retirados no solo para que sua

integridade fosse verificada. Observaram então que, para exumar os grampos

injetados sob pressão, a carga necessária foi 36% maior do que a utilizada para os

injetados por gravidade. Além disso, os grampos com injeção sob pressão estavam

intactos enquanto os injetados sob gravidade apresentavam diversas falhas. Outro

fato encontrado foi a diferença do diâmetro, sendo que para os injetados sob

pressão, o diâmetro era maior em 24% quando comparado com os injetados sob

gravidade. A pressão de injeção colabora na formação da geometria do grampo,

aferindo maior diâmetro e integridade.

33

Figura 6: Fases de injeção (PITTA et al, 2003).

2.3.4. Revestimento da face

A face da contenção em solo grampeado é revestida com paramento em

o concreto projetado, que recebe essa denominação por serem peças construídas

de concreto sem a utilização de forma, por meio de condução de ar comprimido. A

resistência normalmente solicitada em projeto é de 15 MPa. Esse paramento não

tem função primordialmente estrutural (SILVA, 2015). Os carregamentos que o

mesmo recebe são pequenos, por isso, não devem receber armaduras e densidades

de aços usuais para o concreto armado. A espessura do concreto projetado é

pequena variando de 0,05 m a 0,15 m. (SPRINGER, 2006).

Pitta et al (2003) recomendam a execução de juntas contínuas no sentido

vertical, espaçadas entre 10 e 20 m, pois as peças de concreto submetidas às

oscilações de temperatura passam a apresentar trincas verticais, as quais não

comprometem a estabilidade do talude, mas devem ser tratadas.

Para armação são utilizadas fibras de aço com taxas entre 30 e 40 kg/m³,

fibras sintéticas de polipropileno com taxas entre 5 e 8 kg/m³ ou telas de aço com

34

taxas entre 10 e 60 kg/m³. Esta armação tem como função principal, suportar as

tensões de variações térmicas.

Utiliza-se o concreto projetado como revestimento devido à sua grande

durabilidade, tenacidade e facilidade de aplicação. A tenacidade é a propriedade do

concreto projetado armado com fibras que melhor o caracteriza para ser aplicada no

paramento da contenção, conforme mostra a figura 7.

Figura 7: Comparação dos valores de tenacidade do concreto projetado com diferentes

armações (PITTA et al, 2003).

2.3.5. Drenagem

A drenagem é um aspecto muito importante em projetos de solo

grampeado. Um bom projeto de drenagem deve evitar excessivas pressões

hidrostáticas no paramento, ou outro elemento estrutural, proteger os elementos da

corrosão (caso estejam em contato com a água) e prevenir a saturação do furo do

grampo que pode afetar os deslocamentos da estrutura causando instabilidade

durante e após a construção.

Os DHP (figura 8) são responsáveis por captar as águas distantes da face

do talude conduzir ao paramento e despejar em canaletas. São tubos plásticos

drenantes de 1 ¼” a 2” (polegadas), recobertos por manta geotêxtil ou telas de

35

nylon, com comprimentos usualmente entre 6,0 e 18,0 m. São os drenos de

paramento (figura 9) que promovem o adequado fluxo das águas.

Barbacãs (figura 10) é o resultado da escavação de uma cavidade com

dimensões de 40x40x40 cm preenchida com material arenoso e tendo como saída o

tubo de PVC drenante com inclinação descendente, tratando-se de uma drenagem

pontual.

Figura 8: Detalhe do DHP (ZIRLIS,1999).

Figura 9: Dreno de paramento (SOLOTRAT, 2011).

36

Figura 10: Detalhe do barbacã (HACHICH et al, 1999).

2.3.6. Controle executivo

Até o presente momento, não existe uma normalização brasileira para o

controle de execução. Para a construção de um grampo, a centralização da armação

e o recobrimento total do grampo são de grande importância. É aceitável um erro de

deslocamento de 15% da distância horizontal ou vertical, no posicionamento do

grampo, porém a quantidade de grampos prevista em projeto não deve ser alterada

(HACHICH et al, 1999). Quanto à inclinação do mesmo, não há um controle rigoroso,

podendo variar até 5°.

O concreto projetado deverá ter sua espessura controlada por meio de

marcos aplicados a cada 4 m², seguindo as Normas Brasileiras de concreto

projetado, quando necessário.

O ensaio de arrancamento deve ser realizado a fim de obter dados sobre

a resistência lateral. Hachich et al (1999) sugerem a execução dos ensaios em 10%

dos grampos, ou uma quantidade tal que permita haver representatividade do

resultado. Para o avanço da obra e para sua otimização é necessária amedida de

deformação do maciço.

O deslocamento relativo é o parâmetro que caracteriza a estabilidade do

solo grampeado. Este valor é a relação, em porcentagem, do deslocamento medido

e da altura da escavação (figura 11). Na tabela 4 é possível verificar os valores de

deformações horizontais obtidos por alguns autores em seus estudos.

Para medição da deformação, Pitta et al (2013) usam extensômetros

múltiplos (figura 12) que são construídos como se fossem tirantes, compostos por 3

fios de 8mm, cada um ancorado em pontos diferentes e livres na cabeça. Os

37

Referência Símbolo Ano Altura (m) Def. horiz./altura (%)

Guilloux 1980 14,00 0,11

Shen-Samaritan 1981 13,70 0,29

Shen-Davis 1981 9,20 0,17

Gassier 1981 6,00 0,25

Blondeau & Ledeuil 1982 16,50 0,15

Nicholson 1981 9,10 0,04

Nicholson 1985 12,30 0,08

Clouterre 1991 5,0 0,21

Benef. Portuguesa - A3 10,42 0,11

Benef. Portuguesa - B2 10,50 0,05

Benef. Portuguesa - C2 12,16 0,20

Benef. Portuguesa - D1 13,50 0,04

2002

alongamentos são medidos com relação ao paramento. Maiores detalhes sobre o

mecanismo desse sistema podem ser encontrados nos trabalhos apresentados, por

esses autores, no COBRAE, 2013.

Tabela 4: Referência de deslocamentos relativo horizontais no topo da contenção (PITTA et al, 2013)

Figura 11: Índice de deslocamento (PITTA et al, 2013)

Figura 12: Extensômetros múltiplos (SOLOTRAT, 2011).

38

2.4 Vantagens e Limitações do Solo Grampeado

O solo grampeado apresenta inúmeras vantagens. Entre elas, podemos

citar a sequência executiva, que permite a execução de diferentes serviços

simultaneamente, ou seja, a obra não precisa ficar parada. Além disso, os

equipamentos utilizados são de porte pequeno, leves, não apresentam elevado nível

de ruído e vibração e podem desempenhar sua função em locais de difícil acesso.

Com um bom planejamento da obra, é possível executar a contenção rapidamente.

Outro aspecto de grande importância citado por França (2007) é a

flexibilidade, permitindo que alterações do projeto inicial sejam realizadas no

decorrer da obra. Alterações como o espaçamento entre grampos, profundidade de

escavação e o comprimento dos grampos. Azambuja et al (2001) definem a

flexibilidade como uma das maiores vantagens do método.

Zirlis e Pitta (1992) e Hachich et al (1999) citam que a economia, quando

comparada com cortina atirantada, fica entre 10 e 50%. Bruce e Jewell (1986)

concluíram com suas pesquisas que é possível obter uma economia de 10 a 30%

em contenções da ordem de 10m, quando executadas em solo grampeado.

O grampeamento do solo se limita principalmente em relação à

deformação que ocorre no maciço, podendo afetar estruturas de obras próximas à

escavação. Por isso, é de extrema importância verificar se as estruturas próximas ao

local da sua execução são sensíveis aos movimentos do terreno, portanto, os

deslocamentos devem ser monitorados.

Outro fator limitante para a técnica é a execução do grampeamento acima

do nível d´água ou com o prévio rebaixamento do mesmo. A influência de água é

marcante na estabilidade de uma estrutura de contenção. O seu acúmulo pode até

duplicar o empuxo atuante e diminuir a resistência ao arrancamento em decorrência

do acréscimo das pressões neutra.

Para Feijó e Ehrlich (2005) o solo grampeado é uma técnica muito

competitiva em solos residuais não saturados por apresentar boas características

mecânicas. O solo deve ser auto-portante por algumas horas, até que seja aplicado

o revestimento de face, caso contrário há necessidade de executar um pré-

tratamento com argamassa com elevada resistência mecânica, o que aumenta o

custo da obra, sendo em alguns casos inviável.

39

2.5 Comportamento do grampo

O mecanismo de interação solo-grampo é complexo e varia de acordo

com a metodologia executiva, com o tipo de aplicação, com as propriedades do solo

e com as características dos reforços (PROTO SILVA, 2005). O principal elemento

de interação dos grampos com o solo relaciona-se com a mobilização do atrito

existente entre a superfície dos grampos e o solo que o circunda. Como as

inclusões trabalham à tração, quanto maior o atrito entre o solo e o grampo, melhor

será o desempenho do reforço.

A resistência ao arrancamento não depende somente do tipo e do peso

específico do solo, mas também do processo executivo do grampo. Para os grampos

injetados, a resistência ao arrancamento é maior do que a obtida para os grampos

cravados. Para mobilização do atrito lateral são necessários pequenos

deslocamentos em relação ao solo. São as deformações internas na parede do solo

grampeado que induzem a mobilização do atrito lateral ao longo dos grampos e,

posteriormente, as tensões de tração.

Para a quantificação da resistência ao arrancamento, executam-se os

ensaios em campo, que podem ser realizados com um trecho livre de 1 m seguido

de trecho injetado com 3 m de comprimento. Cabe ressaltar que ainda não há uma

normatização para isso. Em obras de grande porte os ensaios de arrancamento

devem ser realizados antes da obra, para que se consiga estabelecer o valor da

resistência ao arrancamento (𝑞𝑠) a ser adotada no projeto. No entanto, em obras de

pequeno porte, os ensaios ocorrem durante a obra e o projeto vai se ajustando

conforme os resultados.

Em relação à distribuição de tensões nos grampos, conforme o avanço da

escavação, tensões de tração são desenvolvidas devido à descompressão lateral do

maciço. Em função do prosseguimento da escavação há um aumento nas

solicitações axiais ao longo dos grampos. Springer et al (2001) por meio de análises

de estabilidade, verificou que os grampos mais solicitados são aqueles mais

distantes da base da escavação, ou seja, são localizados no topo da escavação.

As tensões são máximas nos grampos dentro do maciço e não na face do

paramento (CLOUTERRE, 1991), sendo essa afirmação válida somente para os

grampos livres, que não estão fixados à ao paramento. Análises de tensões mostram

que o ponto de tração máximo varia em função da forma de fixação do grampo ao

40

paramento. Para grampo livre a tração máxima é verificada em um ponto do maciço.

Para o grampo fixo, o ponto de tração máxima ocorre próximo ao paramento.

A forma e a posição da linha de máxima tensão que pode ser considerada

como uma possível superfície potencial de ruptura é diferente do plano de ruptura de

Rankine, como ilustrado na figura 13, em que se observa que o ponto do topo da

curva dista 0,30 H em taludes verticais, podendo variar conforme se inclina o talude

(CLOUTERRE, 1991). Não há uma regra geral para definir essa distância do topo da

escavação até a linha de ruptura, pois os solos variam assim como os grampos

existentes.

Figura 13: Definição de uma possível superfície de ruptura (CLOUTERRE, 1991).

2.6 Deformações e deslocamentos em estruturas de solo

grampeado

Normalmente o projetista indica que o controle da estrutura de solo

grampeado seja composto por medições de deslocamentos (topografia e/ou

inclinômetros), e ensaios de arrancamento, mas uma dúvida entra em questão:

como comparar a segurança real quanto à estabilidade da estrutura à segurança

hipotética estimada em projeto?

As experiências recentes ainda não mostram diferenças significativas em

relação aos projetos apresentados na década de 90 e ainda observa-se uma

carência de critérios científicos que possam garantir a estabilidade da estrutura.

Sayão et al (2008), baseando-se nos resultados de instrumentação e monitoramento

41

em longo prazo de uma escavação grampeada com 15 m de altura, relatam que 3

anos após a construção da estrutura, esta continuou a apresentar deslocamentos da

ordem de 0,71% da altura de escavação. Porém os autores não apresentaram uma

metodologia que seja consistente para a reinterpretação da variabilidade temporal

da segurança da estrutura diante os deslocamentos obtidos.

Mais do que um valor de referência, a metodologia de interpretação dos

resultados da instrumentação de campo deveria envolver o efeito de variáveis, tais

como a rigidez do paramento, lay-out dos grampos e características de resistência

da interface solo-grampo (SILVA E DELL’AVANZI, 2010).

Clouterre (1991) definiu, através dos experimentos e de instrumentação

realizados na França, três parâmetros que ajudam definir a ordem da magnitude dos

deslocamentos que ocorrem nos taludes de solo grampeado, sendo: o deslocamento

horizontal máximo na superfície atrás do bloco, o deslocamento horizontal máximo

no topo da escavação próximo à face e o deslocamento vertical máximo no topo da

escavação próximo à face. Estes deslocamentos estão apresentados na figura 14,

que também mostra uma sugestão para avaliação da área de influência (𝜆) afetada

pela execução da estrutura, a fim de evitar que as estruturas existentes sofram

recalques diferenciais.

Figura 14: Deformações em estruturas de solo grampeado (CLOUTERRE, 1991).

42

Os deslocamentos apresentam-se máximos no topo da estrutura e nulos

na distância 𝜆 do topo da escavação, que é função do tipo de solo, através do

coeficiente empírico (𝜅), da inclinação da parede (𝜂) e da altura total (H). Na tabela

5 são apresentados os valores típicos do coeficiente empírico (𝜅) e também os

valores máximos de deslocamentos verticais e horizontais, baseados em resultados

empíricos.

Tabela 5: Valores típicos de (𝛋) e deslocamentos horizontais e verticais máximos

(CLOUTERRE, 1991)

Tipo de solo Alteração de rocha Solos arenosos Solos argilosos

𝛿ℎ = 𝛿𝑣

Coeficiente 𝜅

0,10%H

0,8

0,20%H

1,25

0,30%H

1,5

𝜆 = 𝜅 (1-tan𝜂)H

Em 2014, Liu et al, apresentaram os resultados da monitoração de uma

obra de solo grampeado em Jinan capital da província de Shandong, na República

Popular da China. O projeto contemplava uma escavação de 12,0 m de altura onde

foram instaladas sete linhas de grampos com comprimento de 6 a 10 m, diâmetro de

25 mm e inclinação de 10°. A face do solo grampeado foi finalizada com uma

espessura de 80 mm de concreto projetado. Além disso, foi considerada uma

sobrecarga de 20 kN/m² devido ao transporte de veículos durante o período de

construção. A obra foi monitora com auxílio de inclinomêtros e os resultados dos

deslocamentos verticais e horizontais obtidos pelo monitoramento foram

comparados com os resultados da simulação numérica. Os resultados observados

para as duas situações foram parecidos. Tanto para os resultados de monitoramento

quanto para os resultados das simulações computacionais, os deslocamentos

aumentaram com o avanço da escavação. Para os deslocamentos verticais o maior

valor foi de 17,21 mm e para os deslocamentos horizontais o maior valor foi de 17,87

mm, sendo estes os resultados obtidos pela monitoração. Para as simulações

numéricas o maior valor de deslocamento vertical foi de 19,83 mm e para o

horizontal foi de 17,96 mm. Sendo assim, Liu et al (2014) concluem que as curvas de

simulação numérica e monitoração estão em acordo, além de verificar que os

deslocamentos verticais e horizontais possuem quase os mesmos valores.

43

Peters et al (2012) descrevem o uso do sistema de solo grampeado

temporário para o alargamento de uma estrada (M50) em Dublin, Irlanda para uma

encosta com inclinação de 85° e altura de aproximadamente 3,6 m. Os grampos

com comprimentos de 3,5 m tinham espaçamentos de 1,0 m, tanto vertical como

horizontal e os ângulos foram instalados com inclinações de 12,5°. Foram

registrados movimentos no paramento da contenção em solo grampeado, definidos

pelos autores como modestos e quase sempre inferiores a 5 mm.

Em todos os casos de obras instrumentadas, os valores de

deslocamentos horizontais no topo da face de escavação chegaram próximos aos

dos verticais. Nas observações realizadas em campos, os deslocamentos variaram

entre 0,10%H e 0,30%H, e foram reduzidos à medida que se distanciavam da face

(LIMA, 2002). Nos Estados Unidos as variações foram da ordem de 0,07%H a

3,00%H e na Alemanha variou de 0,25%H a 0,30%H (SCHLOSSER et al, 1992). A

tabela 6 apresenta valores de deslocamentos horizontais obtidos por diferentes

autores, além disso, encontram-se também o tipo de execução dos grampos, se

foram injetados ou cravados.

A variação dos principais parâmetros do solo, como ângulo de atrito,

coesão e módulo de deformabilidade apresentaram curvas de deslocamentos

semelhantes, porém, os valores de deslocamentos obtidos são diferentes. Os

resultados que as variações desses parâmetros geram em relação ao deslocamento

do paramento da contenção em solo grampeado podem ser encontrados em Ghareh

(2015). Em seu trabalho o autor estuda uma obra de solo grampeado executada

para implantação de um hotel localizado em Mashhad, Khorasan Razavi, no Iraque.

O efeito da variação dos parâmetros do solo nos deslocamentos do paramento do

solo grampeado é simulado no programa Plaxis. As análises realizadas tinham

como valores de coesão 1 kPa, 10 kPa, 20 kPa e 30 kPa, e mostram um efeito

significativo da coesão nos deslocamentos do paramento. Para solos com baixa

coesão, os deslocamentos são muito superiores quando comparados com solos de

coesão elevada. Em seu trabalho o autor obteve 0,21 m e 0,074 m de deslocamento

para solo com coesão de 1 kPa e 10 kPa, respectivamente. Conclui-se, então, que

mesmo para baixos valores de coesão pode reduzir significativamente os

deslocamentos na estrutura de solo grampeado. Ao contrário da coesão, a variação

do ângulo de atrito não mostra diferenças significativas para os deslocamentos do

paramento. As análises consideraram 4 variações do ângulo de atrito, sendo elas:

44

25°, 30°, 35° e 40°. Os maiores deslocamentos foram obtidos para uma

profundidade de 10 m, tendo como valores de deslocamentos 11,9 cm, 11,2 cm,

10,9 cm e 10,7 cm, respectivamente. A deformação não uniforme entre a parte

superior e o ponto máximo de deslocamento é da ordem de 6 cm para todos os

casos. Os parâmetros que influenciam os deslocamentos são:

• Velocidade de escavação da estrutura;

• Altura dos incrementos de escavação;

• Espaçamentos entre grampos, inclinação e rigidez dos mesmos;

• Fator de segurança global;

• Relação L/H;

• Capacidade de suporte do solo e

• Inclinação da parede.

Tabela 6: Valores de deslocamento horizontal (SPRINGER, 2006)

Solo Grampo Deslocamento

Horizontal Referências

Areia média cravado 3H/1000 Gassler e Gudehus (1981)

Areia siltosa injetado H/1000 Shen e outros (1981)

Areia fina (SP) areia argilosa (SC)

cravado H/1000 Cartier e Gigan (1983)

Folhelho alterado e arenitos

injetado 0,5H/1000 Juran e Elias (1987)

Areia siltosa (SM) injetado 0,5H/1000 Juran e Elias (1990)

Rochas brandas * H/1000 Schlosser e Unterreiner

(1990) Solo arenoso * 2H/1000

Solo argiloso * 4H/1000

Nota: * não informado

Na construção da estrutura de solo grampeado, a estabilidade local é um

dos assuntos mais importantes durante sua concepção. É necessário um suporte

eficiente do nível do grampo superior à escavação até a base da mesma, uma altura

crítica de escavação não pode ser ultrapassada, pois quando excedida, ocorre um

processo de instabilidade global do solo.

45

2.7 Resistência ao arrancamento

Geralmente o estudo da estabilidade de uma contenção em solo

grampeado é realizado em seu estado limite último, por isso conhecer o

comportamento da estrutura, em especial à resistência ao arrancamento

desenvolvida na interface solo-grampo, é de extrema importância.

A superfície de ruptura é condicionada pela rugosidade da parede do furo,

pela resistência do maciço e pela alteração do estado de tensões do solo

circundante, devido aos processos de perfuração, construção e injeção. Devido à

elevada variação de solos na natureza, o comportamento da interface solo-calda de

cimento é de difícil compreensão. A transferência de carga, quando se traciona um

grampo, ocorre da calda de cimento para o maciço sob forma de tensões radiais e

cisalhantes.

Franzén (1998) e Ortigão (1997) citam algumas variáveis importantes

para definir a resistência ao arrancamento: tensão normal, perímetro do grampo,

coeficiente de atrito, a adesão entre o grampo e o solo, características do solo,

profundidade do ensaio, método de perfuração, propriedades da calda de cimento e

fatores ambientais.

Um solo granular e denso ao ser submetido a um esforço de cisalhamento

tem a tendência de aumentar seu volume, mas esta é uma condição que fica restrita

pela baixa compressibilidade da massa de solo situada ao redor do reforço, então,

gera-se um incremento de tensão sobre a superfície do reforço, fenômeno este

conhecido como restrição de dilatância (PROTO SILVA, 2005).

No solo grampeado a geometria da estrutura e a inclinação dos reforços

dificultam a determinação da tensão normal atuante no reforço, sendo a sua

magnitude dependente do método de execução. Nas barras de aço cravadas

horizontalmente a tensão normal fica muito próxima da tensão geostática, enquanto

para os injetados, este valor pode ser baixo e praticamente constante com a

profundidade.

Essa independência entre a profundidade e a tensão é devido à redução

do coeficiente de atrito aparente, pois reduz a dilatância, sendo compensada pelo

incremento de tensão normal ao longo da profundidade. Schlosser (1982) avalia a

influência do teor de umidade em ensaios de arrancamento realizados em aterro

composto por solo granular argiloso e concluiu que este tipo de solo é amplamente

46

influenciado pelo grau de saturação. Por isso quando o solo estiver saturado o valor

de 𝑞𝑠 deve-se a coesão não drenada do solo, ou seja, é insuficiente para

desenvolver esforços de tração no reforço. Para essa situação, o sistema de

drenagem deve ser adequadamente dimensionado.

Em virtude da importância de compreender o comportamento solo-reforço

em relação à resistência ao arrancamento, métodos empíricos e teóricos foram

desenvolvidos para previsão desse valor. Esses métodos são úteis para previsões

preliminares de projetos. Para projetos mais econômicos e viáveis se faz necessário

obter a confirmação deste parâmetro in situ, a partir dos ensaios de arrancamento,

os quais fornecem resultados bastante realísticos da interação solo-reforço.

2.8 Métodos teóricos e semi-empíricos para previsão da resistência

ao arrancamento

Autores como Jewell (1990), Schlosser (1982), Bridle e Barr (1990), e

Heymann et al (1992), desenvolveram métodos de previsão da resistência ao

arrancamento a partir de modelos teóricos. Esses modelos são utilizados para

previsão da resistência ao arrancamento de interface no estudo de viabilidade da

obra e na fase preliminar de projeto. Os autores mencionados utilizaram como ponto

de partida a equação da resistência ao arrancamento do solo, conforme equação 1

abaixo:

𝑃𝑢𝑙𝑡 = 𝜋. 𝐷. 𝐿. (𝑐′ + 𝜎𝑛′𝑡𝑎𝑛∅′) (1)

Em que:

𝑃𝑢𝑙𝑡 = força máxima de arrancamento do reforço;

D = diâmetro do chumbador;

L = comprimento do reforço;

C’ = coesão efetiva do solo;

𝜎𝑛′ = tensão normal efetiva atuante entre o reforço e o solo, na ruptura;

∅′ = Ângulo de atrito efetivo do solo.

47

Muitos projetistas acreditam na relação direta da resistência ao

arrancamento com a tensão geostática que atua sobre os reforços. Jewell (1990)

apresentou a seguinte formulação (equação 2):

𝑷𝒖𝒍𝒕 = 𝝅.𝑫. 𝑳𝒂. 𝝈′𝒓. 𝒇𝒃. 𝒕𝒂𝒏∅′ (2)

Em que:

𝑃𝑢𝑙𝑡 = força máxima de arrancamento do reforço;

D = diâmetro do chumbador;

𝐿𝑎 = comprimento de ancoragem;

𝜎′𝑟 = tensão normal efetiva média atuante sobre a circunferência do reforço;

𝑓𝑏 = coeficiente de aderência;

∅′ = ângulo de atrito efetivo do solo.

Bustamante e Doix (1985) relacionaram o valor da resistência ao

arrancamento (𝑞𝑠) com a pressão limite do pressiômetro de Menard (𝑃1) e também

com o índice de resistência à penetração, 𝑁𝑠𝑝𝑡. Os resultados dos autores estão

apresentados na figura 15, incluindo ensaios de arrancamento que foram realizados

em ancoragem com somente um estágio de injeção, IRS e com estágios múltiplos,

IGU. Vale lembrar que os resultados são válidos somente para os solos de estudos

dos autores. Os resultados apresentam uma dispersão considerável, as correlações

entre 𝑃1 𝑒 𝑁𝑠𝑝𝑡 possuem valores de N elevados, isso pode ser atribuído aos

diferentes procedimentos de ensaios realizados nos países em que foram

executados.

Ehrlich e Silva (2012) tentaram relacionar a resistência ao arrancamento

com o 𝑁𝑠𝑝𝑡 e também com a injeção da bainha. Os autores utilizaram resultados da

literatura para estabelecer essas relações, e concluíram que não é possível definir

uma correlação simples entre 𝑞𝑠 e o valor 𝑁𝑠𝑝𝑡 e que para a maioria dos solos

somente a injeção da bainha promove valores de 𝑞𝑠 satisfatórios. Para alguns casos,

apenas mais uma fase de injeção seria razoável. Os autores relatam também que

há poucos ensaios de arrancamento publicados e que alguns não referenciam as

características e propriedades dos solos e grampos.

48

Goldbach et al (2012) no Rio de Janeiro realizaram ensaios de

arrancamento de grampos injetados por gravidade, sem reinjeção. Com objetivo de

correlacionar valores de 𝑞𝑠 com o 𝑁𝑠𝑝𝑡, essas correlações foram comparadas com as

de Bustamante e Doix (1985) e Ortigão e Palmeira (1997), porém, os resultados

apresentaram grandes dispersões. Em relação ao uso do gráfico de Bustamante e

Doix (1985), os autores concluíram que sem saber os procedimentos do ensaio SPT

considerados por eles, os gráficos não devem ser utilizados para o dimensionamento

de solos grampeados a partir do resultado dos ensaios de SPT no Brasil. Os

resultados de Goldbach et al (2012) também se apresentaram fora da faixa proposta

por Ortigão e Palmeira (1997).

Clouterre (1991) resumiu os resultados obtidos nos ensaios de

arrancamento em função de cinco tipos de solos e duas metodologias de instalação

de grampos: ábacos, que correlacionam a tensão pressiométrica limite (𝑃𝑙) com o

parâmetro 𝑞𝑠. Os ábacos foram construídos com os resultados de 450 ensaios de

arrancamento realizados em grampos executados em cinco tipos de solos. As

metodologias construtivas foram: grampos envolvidos com calda de cimento sem

pressão (gravidade) e cravados diretamente no solo. Na figura 16 estão

apresentadas as correlações empíricas para areias (a) e argilas (b) para os grampos

envolvidos em calda de cimento.

49

Figura 15: Correlações 𝐪𝐬 𝐞 𝐩𝟏 𝒆 𝑵 - a) areias; b) argilas e siltes (BUSTAMANTE E DOIX,

1985).

Figura 16: Correlação entre o parâmetro 𝐪𝐬 e 𝐏𝐋 para areia e argila (CLOUTERRE, 1991).

Ortigão e Palmeira (1997) analisaram resultados de ensaios de

arrancamento executados no Rio de Janeiro, São Paulo e Brasília e sugeriram a

correlação entre o parâmetro qs e o índice de resistência à penetração 𝑁𝑠𝑝𝑡,

apresentados na figura 17. Os grampos foram executados com diâmetro variando de

75 a 150 mm com injeção de calda de cimento sem pressão. Observa-se uma

grande dispersão dos resultados que se justificam provavelmente pelos diferentes

procedimentos executivos adotados pelos executores. Para estimativa preliminar

para aplicação em projetos, os autores propuseram a equação 3:

50

𝑞𝑠 = 50 + 7,5. 𝑁𝑠𝑝𝑡 (3)

Em que:

𝑞𝑠 = resistência ao arrancamento de interface em KPa

𝑁𝑠𝑝𝑡 = número de golpes do ensaio SPT

Figura 17: Correlação entre qs e número de golpes NSPT (ORTIGÃO E PALMEIRA, 1997).

Proto Silva (2005) em seu trabalho apresenta uma relação semi-empírica

(equação 4), para estimar a resistência ao arrancamento de grampos baseada em

parâmetros de resistência do solo e da interface solo/calda de cimento que são

obtidos nos ensaios de cisalhamento direto no laboratório. Os ensaios de

arrancamento foram realizados em uma obra de solo grampeado executado em um

maciço de solo residual de gnaisse e ensaios de cisalhamento direto no solo e na

interface solo/calda de cimento para avaliação das propriedades mecânicas destes

materiais.

𝑞𝑠 = 𝜆1(𝐶𝑎′ + 𝜎𝑛. 𝑡𝑎𝑛𝛿′) (4)

Em que:


𝜆1 = fator de carga que varia em função da tensão normal atuante no grampo;

𝐶𝑎′ = adesão da interface;

𝜎𝑛 = tensão normal aplicada no reforço;

𝛿′ = ângulo de atrito da interface.

O valor de 𝑞𝑠 também pode ser expresso em função dos parâmetros de

resistência ao cisalhamento do solo, conforme a equação 5.

51

𝑞𝑠 = 𝜆1∗ . 𝛼(𝑐′ + 𝜎𝑛. 𝑡𝑎𝑛𝜙

′) (5)

Em que:


𝜆1∗ = fator de carga para solo residual de gnaisse, que varia em função da tensão

normal atuante no reforço;

𝛼 = coeficiente de interface, que associa os parâmetros de resistência da interface

solo/calda de cimento;

𝑐′ = coesão efetiva do solo;


𝜙′ = ângulo de atrito efetivo do solo.

A equação 6, apresenta o coeficiente de interface, 𝛼, que associa os

parâmetros de resistência de interface solo/calda de cimento aos parâmetros de

resistência do solo, sendo expressa por:

𝛼 =𝑐𝑎′+ 𝜎𝑛.𝑡𝑎𝑛𝛿

′

𝑐′+𝜎𝑛.𝑡𝑎𝑛𝜙′ (6)

Em que:

𝛼 = coeficiente de interface;

𝑐′𝑎 = adesão da interface;

𝑐′ = coesão efetiva do solo;


𝛿′ = ângulo de atrito da interface;

𝜙′ = ângulo de atrito efetivo do solo.

Na figura 18 está ilustrada a variação do coeficiente 𝛼 em função da

tensão normal ao grampo para o solo residual de gnaisse maduro (2) e jovem (1).

52

Figura 18: Tensão normal x coeficiente de interface (PROTO SILVA, 2005).

As equações 4 e 5 apresentam, respectivamente, um fator de carga 𝜆1 e

𝜆1∗ que envolve um conjunto de condicionantes de interação solo/grampo como: fator

escala, interação física entre a calda de cimento e o solo, sucção dos solos não

saturados, efeito tridimensional do grampo, espaçamento entre grampos e os efeitos

da re-injeção dos grampos (PROTO SILVA, 2005). As figuras 19a e 19b apresentam,

respectivamente, o fator de carga 𝜆1∗ em função da tensão normal o grampo,

considerando solo residual de gnaisse jovem e maduro e a variação do fator de

carga 𝜆1 com o aumento da tensão normal ao grampo considerando solo residual

jovem de gnaisse.

(a) (b)

Figura 19: Tensão normal x fator carga - (a) argila-arenosa – solo residual maduro , (b)

areia-argilosa – solo residual jovem (PROTO SILVA, 2005).

(

a)

(

b)

53

Mesmo os modelos teóricos e semi-empíricos baseando-se em interações

simples e empregando parâmetros fáceis de serem determinados, na prática ainda

não há um consenso em relação ao modelo ideal para estimar 𝑞𝑠. Existe uma grande

dificuldade em se conhecer previamente os parâmetros de interação e a magnitude

das tensões normais atuantes. Por isso, a realização de ensaios de arrancamento,

executados in situ, é fundamental para quantificação destes parâmetros, objetivando

projetos viáveis tecnicamente e economicamente.

2.9 Considerações de projeto

Para concepção do projeto de solo grampeado alguns dos parâmetros

levados em consideração são: comprimento do chumbador, ângulo de instalação do

chumbador e espaçamento entre grampos. Feijó e Ehrlich (2005) estudaram a

influência da inclinação dos grampos no comportamento global da obra através de

ensaios de arrancamento. Como resultado, os grampos que suportaram os maiores

esforços foram aqueles com inclinação de 15° com a horizontal.

Clouterre (1991) sugere inclinação entre 0 e 20°. Os parâmetros

mencionados devem garantir a estabilidade interna e externa da obra e a sua

determinação depende da altura e inclinação do talude, da inclinação do talude a

montante, do tipo de grampo, além das variáveis estabelecidas pelo ambiente.

O dimensionamento das contenções de solo grampeado é baseado em

métodos de equilíbrio limite, sendo o solo atrás do paramento subdividido em duas

regiões, ativa e passiva, que são limitadas por uma superfície potencial de ruptura.

As metodologias para o dimensionamento das conteções diferem na forma da

superfície de ruptura adotada no cálculo do equilíbrio das forças atuantes e da

natureza.

Seo et al em 2014 estudaram a otimização do projeto de solo grampeado

considerando três modos de ruptura: ruptura por arrancamento, ruptura por

cisalhamento e a ruptura da face (figura 20). Em seu trabalho, os autores

observaram a necessidade de levar em consideração nos projetos de solo

grampeado a mudança da superfície de ruptura, pois em situação real as

escavações ocorrem em várias etapas, sendo elas de cima para baixo, ocasionando

54

a diminuição da tensão confinante, ou seja, em cada etapa de escavação a

superfície de ruptura se modifica.

O estudo do comportamento mecânico dos três modos de ruptura é

abordado no trabalho de Seo et al em 2014 . Os autores consideraram como

variáveis de projetos, para os três modos, o comprimento de aderência dos

grampos, números de grampos e uma pré-tensão, que deve ser aplicada em cada

fase da escavação. Sendo assim os autores concluíram que utilizando os três modos

de ruptura para os projetos de solo grampeado, os resultados serão mais

satisfatórios na execução da obra.

Figura 20: Três modos de Ruptura (SEO et al, 2014)

Para verificação interna, os grampos são dimensionados para suportar os

esforços de tração, de modo que não ocorra o arrancamento do reforço de dentro da

zona passiva.

Alguns autores realizaram trabalhos sobre a utilização de programas

computacionais na concepção de projetos de solo grampeado, tanto para previsão

do comportamento da obra como para a previsão da resistência ao cisalhamento de

interface do grampo. Autores como Gerscovich et al (2005) utilizaram um programa

baseado no método das diferenças finitas (FLAC) e também no método dos

elementos finitos (PLAXIS) para o cálculo das deformações da obra durante a

escavação. Mesmo com resultados diferentes, em termos práticos, essas diferenças

55

tornam-se desprezíveis. O programa SLIDE, apresentado por Oliveira et al (2005)

para análise de estabilidade dos taludes grampeados, sugere a realização da

análise em mais de um local do talude e não apenas na seção crítica, sendo a

realidade local melhor representada.

Em uma comparação dos resultados de instrumentação com os obtidos

através das análises pelo método dos elementos finitos, Shen et al (1981) encontram

valores próximos, exceto para escavações com grandes profundidades. Os autores

entendem que isso se deve a maior resistência do solo com a profundidade do que a

adotada na modelagem numérica.

2.10 Métodos de análises

Não há uma metodologia padrão e bem definida para dimensionamento

de uma estrutura de solo grampeado. Nos trabalhos publicados, observam-se

diferentes enfoques conceituais quanto à fenomenologia de funcionamento. Em

geral, as metodologias utilizadas para dimensionamento da contenção em solo

grampeado são baseadas na introdução do efeito da presença do grampo em

formulações baseadas no princípio de equilíbrio limite. Tais metodologias, porém,

não estimam as magnitudes dos deslocamentos da estrutura que ocorrerão devido

ao processo gradativo de mobilização das tensões na massa de solo grampeado.

Outras metodologias baseadas em modelos elásticos ou elásto-plásticos de solos,

embora possibilitem a estimativa de deslocamentos da contenção, carecem, em

geral, de acurácia devido à dificuldade de definição de elementos de contato solo-

grampo e de parâmetros de resistência e de deformabilidade dos solos envolvidos.

(SILVA E DELL’AVANZI, 2010).

A realização de projetos de solo grampeado implica na definição dos

seguintes parâmetros relativos ao reforço: comprimento (L), ângulo de instalação (°),

espaçamento vertical (Sv) e horizontal (Sh). As bibliografias pertinentes apresentam

diferentes enfoques em relação às premissas de cálculo. Alguns autores consideram

que o maciço deve ser tratado com um muro de gravidade e, como tal, analisado

tanto para esforços externos como internos, resistindo assim, sem escorregamento

ou afundamentos, aos empuxos do solo contido, além de conter todos os possíveis

planos de escorregamentos. (GOLDBACH, 2011)

56

A verificação da estabilidade interna é feita pelo dimensionamento da

malha de aplicação dos grampos e o comprimento do mesmo, sendo suficientes

para estabilizar o volume de solo abrangido.

Na tabela 7 estão resumidos os principais métodos de análise de obras

de solo grampeado. Em todos os métodos o terreno atrás do muro é subdividido em

zona ativa, sendo esta limitada por uma superfície potencial de deslizamento e o

restante denominado zona passiva, onde os grampos são fixados (figura 21). Os

termos de zona ativa e passiva referem-se à forma de mobilização dos esforços no

grampo e o limite entre essas duas regiões é definido pela localização, em cada

grampo, do ponto de máxima força axial que é desenvolvida a partir do

deslocamento do solo causado pela descompressão lateral. A análise de

estabilidade global é feita considerando os esforços estabilizantes dos grampos

atuantes na zona ativa.

Os métodos se diferem quanto à forma da superfície de ruptura, quanto

ao método de cálculo de equilíbrio das forças atuantes e quanto à natureza dessas

forças.

Tabela 7: Métodos de análises (HACHICH et al, 1999)

O método Alemão considera a superfície de ruptura de formato bilinear,

ou seja, composto de dois segmentos de reta. Este método foi avaliado em

observações realizadas em modelos reduzidos e também em campo, sendo que as

Características Alemão Davis Multicritério Cinemático Cardiff Escoamento

ReferênciaStocker et al.

1979

Shen et al.

1981

Schlosser

1983

Juran et al.

1988

Bridle

1989

Anthonie

1990

AnáliseEquilibrio

Limite

Equilibrio

Limite

Equilibrio

Limite

Tensões

internas

Equilibrio

Limite

Teoria de

escoamento

Divisão da massa de solo 2 cunhas 2 blocos fatias - fatias bloco rígido

Fator de segurança Global Global Global e Local Local Global Global

Superfície da rupturaBilinear Parabólica

Circular e

poligonal espiral log espiral log espiral log

Grampos resistem

Tração x x x x x x

Cisalhamento x x x

Flexão x x x

Inclinação da parede vertical ou

inclinada vertical qualquer

vertical ou

inclinada

vertical ou

inclinada

vertical ou

inclinada

N° de camadas de solo 1 1 qualquer 1 1 1

Métodos

57

cargas concentradas foram aplicadas no aterro. Clouterre, 1991 questiona esse

método por não representar adequadamente as situações reais de campo.

Figura 21: Mobilização de esforços nos grampos nas zonas ativa e passiva

(SPRINGER, 2006).

Para os métodos de Davis, Alemão e de Escoamento, os elementos de

reforço são considerados sujeitos unicamente à tração. O atrito máximo na interface

solo-grampo é admitido como constante e o valor da tração aplicada em cada

grampo é então calculada. A estimativa do valor de 𝑞𝑠 é obtida por observações

experimentais em ensaios de arrancamento e posteriormente verificados in loco.

Os métodos Cinemático e Multicritério consideram a flexão composta nos

grampos. Os valores dos esforços de tração e cisalhamento são obtidos por análises

tipo Winkler, onde os grampos são considerados sobre apoio elástico suportado por

molas não lineares que representam a pressão do terreno. O método Cinemático,

porém, leva somente a fatores de segurança parciais, que são calculados a partir da

análise do estado de tensões internas na massa de solo.

O método Multicritério é baseado em métodos de equilíbrio limite de fatias

em que os grampos aplicam, na base de cada fatia, os esforços estabilizantes de

tração e de cisalhamento e então o fator de segurança global pode ser calculado

para o maciço. Maiores detalhes sobre os critérios utilizados nesse método podem

ser encontrados em Schlosser (1983).

Jewel e Pedley (1990) discordaram da consideração de flexão composta

dos grampos proposta nos métodos Cinemático e Multicritérios. Esses

58

pesquisadores desprezam o cisalhamento em grampos de pequeno diâmetro, pois o

seu efeito contribui de 10 a 15% no fator de segurança global, isso faz do método

multicritério mais geral, podendo ser empregado tanto para grampos de pequenos

diâmetros como para estacas que contribuem com grande resistência à flexão

composta.

2.11 Teoria do equilíbrio limite

A teoria de Equilíbrio Limite é utilizada para estimar o equilíbrio do maciço

em que a ruptura ocorre ao longo de uma superfície plana, poligonal, curva ou mista,

podendo ocorrer acima ou abaixo do pé do talude. A massa de solo que se localiza

acima da superfície de deslizamento é considerada um corpo livre. As partículas que

se encontram ao longo da superfície de ruptura estão na condição de fator de

segurança igual a 1 (FS=1). Portanto admite-se que o FS é o mesmo em todos os

pontos, mesmo sabendo que realmente não é isso que ocorre. Para análise

bidimensional, admite-se para o estudo a seção mais crítica do talude, assim os

efeitos de confinamento lateral são desprezados.

A maior parte dos métodos de equilíbrio limite define o FS a partir da

equação de equilíbrio de momentos. Os tipos de análise de estabilidade por

equilíbrio limite variam em função dos seguintes métodos:

• Método das cunhas: a massa de solo é potencialmente instável, sendo

dividida em cunhas, com as condições de equilíbrio aplicadas a cada

zona isoladamente;

• Método das fatias: o maciço é potencialmente instável é dividida em

fatias, normalmente verticais. Sendo as condições de equilíbrio

aplicadas a cada fatia isoladamente;

Segundo Costa Neto (2015) existem algumas características e limitações

associadas aos métodos citados acima. Primeiro é o fato do comportamento do solo

ser considerado do tipo rígido plástico. Nesse caso, a ruptura ocorre de forma

brusca, sem que haja sinais de deformações. Sendo assim, não existe nenhuma

informação sobre as tensões no interior do talude, e nem sobre as suas variações ao

longo da superfície de deslizamento. Outro ponto em questão é a possibilidade de

ocorrer ruptura progressiva. Não é correto considerar que a ruptura ocorre ao

59

mesmo tempo em todos os pontos da superfície de ruptura. A ruptura inicia-se em

alguns pontos, conforme as deformações aumentam outros pontos vão se

plastificando atingindo a ruptura. Assim, a ruptura seria progressiva e não abrupta.

Portanto não há garantia que a força máxima possa ser mobilizada

simultaneamente em todos os pontos. Conclui-se então que o fator de segurança

varia ao longo da superfície de ruptura. No entanto, os métodos assumem o FS

como sendo constante ao longo de toda a superfície.

A aplicação do método de equilíbrio limite generalizou-se para todos os

tipos de obras devido à sua facilidade de análises de geometrias mais ou menos

complexas, podendo ainda considerar presença de poropressões e de vários tipos

de solos. Mas, é importante entender os diversos métodos de equilíbrio limite,

sabendo avaliar a consistência de cálculo de Fator de Segurança, analisando quais

são os mais adequados para o tratamento do problema em questão. A tabela 8

apresenta as principais características dos métodos de equilíbrio limite.

Os métodos podem ser considerados rigorosos ou não rigorosos, de

acordo com o número de equações de estática consideradas no cálculo. Para os

métodos rigorosos consideram-se o atendimento das três equações da estática,

como pode ser observado na tabela 8 para os Métodos de Spencer, Morgenstern-

Price, Correia e Janbu. Enquanto isso, os métodos não rigorosos não atendem a

todas as equações da estática, como é o caso dos métodos de Fellenius, Bishop e

Janbu Simplificado.

Neste trabalho, através do software GeoStudio versão 2016, foram

utilizados os métodos simplificados de Bishop e Janbu e métodos rigorosos de

Morgenstem-Price, e Spencer, para ruptura global e Método de Fellenius para

ruptura interna.

60

Tabela 8: Principais características dos Métodos de Equilíbrio Limite (FERREIRA, 2012)

2.11.1 Método de Fellenius

O método de Fellenius é considerado o mais simples, pois estabelece

uma equação linear para determinação do fator de segurança. Por isso, não é

necessário nenhum processo iterativo. Assume-se que as forças de interação (X e

E) entre fatias são paralelas à base da fatia, ou seja, as suas componentes estão

relacionadas como na equação 7:

ΣX = ΣY = O (7)

Sabe-se que esta simplificação não é real, pois as forças resultantes, que

são paralelas à base, não podem ter a mesma inclinação em todas as fatias. A

reação normal à base da fatia pode ser obtida através do equilíbrio de forças na

direção perpendicular à base ou através das equações de equilíbrio segundo a

vertical e a horizontal. As forças aplicadas em cada fatia estão apresentadas na

figura 22. Fazendo a projeção na direção perpendicular à base da fatia, temos a

equação 8:

𝑁 = 𝑊. 𝑐𝑜𝑠𝛼 (8)

Métodos Superfície Força E Força X Z

Fellenius Cicular Não Sim Sim Não Não Não existeBishop

SimplificadoQualquer Não Sim Sim Sim Não Horizontal

Janbu

SimplificadoQualquer Sim Sim Não Sim Não Horizontal

Spencer Cicular Sim Sim Sim Sim Sim Constante

Morgenster-

PriceQualquer Sim Sim Sim Sim Sim Variável

Correia Qualquer Sim Sim Sim Sim Sim Variável

Janbu

RigorosoQualquer Sim Sim Sim Sim Sim Variável

ℎ = 0 𝑣 = 0 𝑀𝑜 = 0

61

Portanto o fator de segurança, em termos de tensões efetivas, é dado

pela equação 9:

𝑆 = Σ[𝑐´. 𝑙 + (𝑊. 𝑐𝑜𝑠𝛼 − 𝑢. 𝑙). 𝑡𝑎𝑛𝜙′]

Σ𝑊. 𝑠𝑒𝑛𝛼

(9)

Em que:

𝛼 = inclinação da base da fatia

𝑢 = poropressão na base da fatia

𝑐´ = coesão efetiva do solo

𝜙′ = ângulo de atrito efetivo do solo

𝑊 = peso da fatia

Atendendo à hipótese de que as forças laterais entre as fatias são

admitidas como nulas, o equilíbrio na direção paralela à base de cada fatia não é

satisfeito. Assim é fácil inferir que o fator de segurança se encontra subestimado.

Figura 22: Fatia genérica e polígono de forças - Fellenius (SILVA, 2011).

2.11.2 Método de Bishop Simplificado

Bishop concebeu um método que incluía as forças de interação normais e

ignorava as forças de interação tangenciais (figura 23). Sendo assim, admitia apenas

que as forças de interação entre as fatias são horizontais (X=0). Este método,

denominado de método de Bishop Simplificado, admite que a superfície de ruptura

seja circular e o equilíbrio de forças seja feito na direção vertical possibilitando

62

satisfazer tanto as condições de equilíbrio de momento quanto as condições de

equilíbrio das forças verticais. O somatório das forças verticais é dado pela equação

10:

𝑁. 𝑐𝑜𝑠𝛼 + 𝑆. 𝑠𝑒𝑛𝛼 −𝑊 − 𝑄. cos 𝛽 − 𝑇. 𝑠𝑒𝑛𝜓 = 0 (10)

Em que:

𝑊 = peso da fatia;


𝑄 = sobrecarga;

𝑇 = força resultante da tração no reforço;

𝛽 = inclinação na parte superior da fatia;

𝜓 = inclinação do reforço;

Considerando o critério de ruptura de Morh-Coulomb, temos que a equação

11:

𝑁 =𝑊 +𝑄. 𝑐𝑜𝑠𝛽 + 𝑇. 𝑠𝑒𝑛𝜓 − (

1 𝑆) .

(𝑐′. Δ𝑙 − 𝑢. Δ𝑙. 𝑡𝑎𝑛𝜙′). 𝑠𝑒𝑛𝛼

𝑐𝑜𝑠𝛼 + (𝑠𝑒𝑛𝛼. 𝑡𝑎𝑛𝜙)/ 𝑆

(11)

Em que:


𝑐′ = coesão efetiva na base da fatia;

𝜙′ = Ângulo de atrito efetivo na base da fatia;

𝑢 = Poropressão na base da fatia;




Para obter o fator de segurança utiliza-se a equação 12. É necessário

fazer um processo iterativo, ou seja, adota-se um valor inicial de 𝑆1, determina-se

𝑆2, e comparam-se os dois resultados, até chegar a uma precisão decimal

desejada no valor encontrado.

63

𝑆 =

[ 𝑐′. Δ𝑙. 𝑐𝑜𝑠𝛼 + (𝑊 + 𝑄. 𝑐𝑜𝑠𝛽 + 𝑇. 𝑠𝑒𝑛𝜓 − 𝑢. Δ𝑙. 𝑐𝑜𝑠𝛼). 𝑡𝑎𝑛𝜙′}𝑐𝑜𝑠𝛼 + (𝑠𝑒𝑛𝛼. 𝑡𝑎𝑛𝜙)/ 𝑆

(𝑊. 𝑠𝑒𝑛𝛼 −𝑀𝑛

𝑟 )

(12)

Em que:




𝑢 = Poropressão na base da fatia;




𝑀𝑛 = momento devido às forças externas atuantes na fatia;

𝑟 = raio da superfície circular de ruptura

Figura 23: Fatia genérica e polígono de forças - Bishop (SILVA, 2011)

2.11.3 Método de Janbu Simplificado

O método de Janbu simplificado ignora, além das forças de corte, as

forças normais entre as fatias (figura 24). Este método introduz um fator corretivo

que multiplica o fator de segurança, o qual é resultante do equilíbrio de forças

segundo a direção horizontal. Utiliza-se esse fator corretivo para levar em conta as

64

forças de interação negligenciadas pelo método. Para a reação normal na base,

calcula-se pela equação de equilíbrio de forças verticais.

O fator de segurança é obtido pela equação 13, em que é necessário

realizar um processo iterativo.

𝑆 = 𝑓0

Σ𝑊. 𝑡𝑎𝑛𝛼Σ[𝑐′. Δ𝑥 + (𝑊 − 𝑢. Δ𝑥). 𝑡𝑎𝑛𝜙′]

𝑐𝑜𝑠𝛼(𝑐𝑜𝑠𝛼[1 +𝑡𝑎𝑛𝛼. 𝑡𝑎𝑛𝜙′

𝑆 )

(13)

Em que:





𝑓0 = fator corretivo

Figura 24: Fatia genérica e polígono de forças – Janbu simplificado (SILVA, 2011)

2.11.4 Método de Spencer

O método rigoroso de Spencer satisfaz todas as equações de equilíbrio,

de momentos e de forças e pode ser aplicado às superfícies não circulares. As

forças de interação entre as fatias são representadas por uma resultante Q, a qual

assume uma inclinação constante com a horizontal, para cada fatia, conforme

ilustrado na figura 25. Essa resultante é então aplicada na base da fatia e localizada

no ponto médio da mesma. Para a reação normal, utiliza-se o equilíbrio de forças na

direção paralela e perpendicular à base das fatias.

O processo de cálculo é iterativo, adotando-se valores iniciais para o fator

de segurança e para a inclinação das forças entre as fatias. O procedimento de

65

cálculo deve ser repetido até que se atinja o equilíbrio de forças e momentos para

cada fatia.

Impondo o equilíbrio de forças nas direções normal e paralelo à base da

fatia e considerando o critério de ruptura de Mohr-Coulomb, encontraram-se as

seguintes equações (14, 15, 16 e 17):

Σ 𝑛𝑜𝑟𝑚𝑎𝑖𝑠 = 0 (14)

𝑁´ + 𝑈 −𝑊. 𝑐𝑜𝑠𝜃 − 𝑃. 𝑐𝑜𝑠𝜃 + 𝑄. 𝑠𝑒𝑛(𝜃 − 𝛿) + 𝑇. 𝑠𝑒𝑛(𝜃 − 𝛽) = 0 (15)

𝑁´ = 𝑊. 𝑐𝑜𝑠𝜃 + 𝑃. 𝑐𝑜𝑠𝜃 − 𝑈 − 𝑄. 𝑠𝑒𝑛(𝜃 − 𝛿) − 𝑇. 𝑠𝑒𝑛(𝜃 − 𝛽) = 0

Σ 𝑡𝑎𝑛𝑔𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑖𝑠 = 0

(16)

𝑆´ −𝑊. 𝑠𝑒𝑛𝜃 − 𝑃𝑠𝑒𝑛. 𝜃 − 𝑄. cos(𝜃 − 𝛿) − 𝑇. cos(𝜃 − 𝛽) = 0

(17)

𝑐. 𝑙

𝑆+ 𝑁′. 𝑡𝑎𝑛𝜙′

𝑆= 𝑊. 𝑠𝑒𝑛𝜃 + 𝑃𝑠𝑒𝑛. 𝜃 + 𝑄. cos(𝜃 − 𝛿) + 𝑇. cos(𝜃 − 𝛽) = 0

Aplicando-se o valor de N´encontrado anteriormente, temos a equação 18:

𝑄𝑖

=[𝑐′. 𝑙 𝑆 +

𝑡𝑎𝑛𝜙′ 𝑆

[𝑊. 𝑐𝑜𝑠𝜃𝑖 + 𝑃. 𝑐𝑜𝑠𝜃𝑖 − 𝑈𝑖 − 𝑇𝑠𝑒𝑛(𝜃𝑖 − 𝛽]] − 𝑊. 𝑠𝑒𝑛𝜃𝑖 − 𝑃. 𝑠𝑒𝑛𝜃𝑖 − 𝑇. cos (𝜃𝑖 − 𝛽)

cos(𝜃𝑖 − 𝛿) . [1 +𝑡𝑎𝑛𝜙′ 𝑆 . tan(𝜃𝑖 − 𝛿)]

(18)

Em que:

𝑐′ = Coesão efetiva para o centro da base da fatia;

𝜙′ = Ângulo de atrito efetivo para o centro da base da fatia;

𝑊 =Peso da fatia;

𝑃 = Sobrecarga;

𝑇 = Força resultante de tração;

66

𝑈𝑖= poropressão;

𝜃𝑖, 𝛿, 𝛽 = inclinação da base da fatia e das forças atuantes;

Figura 25: Fatia genérica e polígono de forças – Spencer (SILVA, 2011)

2.11.5 Método de Morgenstern-Price

O método de Morgenstern-Price, pertence ao grupo dos métodos

rigorosos, cumprindo, por isso, todas as condições de equilíbrio e é aplicado a

quaisquer superfícies de ruptura. As forças de interação entre as fatias são

controladas por uma função 𝑓(𝑥) , a qual é multiplicada por um fator 𝜆 que deve ser

especificada previamente. Essa função determina a inclinação das forças entre

fatias. Se for constante, este método dá os mesmos resultados que o de Spencer. A

massa potencialmente instável é dividida em fatias finitíssimas e, para ser aplicado,

o método necessita do auxílio de um computador para os cálculos. Na figura 26

encontram-se ilustradas as forças atuantes nas fatias que são consideradas no

desenvolvimento deste método.

A fim de resolver a indeterminação do problema, admite-se uma relação

entre as forças E e T, de acordo com a equação 19:

𝑇 = 𝜆. 𝑓(𝑥). 𝐸 (19)

Em que:

𝜆 = constante a ser determinada por um processo iterativo;

𝑓(𝑥) = função que precisa ser especificada.

67

Normalmente se arbitra para 𝑓(𝑥) a função arco de seno, pois se

apresenta menor influência no valor final do FS, porém, outras funções também são

empregadas, como: arco seno incompleto, trapezoidal, constante ou outra forma

qualquer.

Figura 26: Fatia genérica e polígono de forças – Morgenster-Price (SILVA, 2011)

2.12 Investigações geotécnicas

Os parâmetros necessários para os projetos de solo grampeado são

obtidos por investigações geotécnicas com objetivo de fornecer dados sobre o

comportamento do solo e ensaios de arrancamento nos grampos para obter a

tensão de aderência. Esses parâmetros são utilizados no projeto, na execução e

também no monitoramento da interação da obra com as estruturas vizinhas.

Clouterre (1991) recomenda que as investigações sejam realizadas até

uma distância mínima de uma vez e meia a altura (1,5H) do muro para terreno de

montante horizontal e três vezes (3H) para terreno com montante inclinado,

conforme a figura 27.

Figura 27: Limite para execução das investigações geotécnicas (a) taludes sem inclinação a montante (b) taludes com inclinação à montante (CLOUTERRE, 1991).

68

Ensaios in situ e de laboratórios são sugeridos para identificar o solo,

para determinar seus parâmetros de resistência e a resistência ao arrancamento de

interface. Para os solos sem coesão são realizadas análises granulométricas e teor

de umidade, enquanto para os solos coesivos devem ser determinados os limites de

Atterberg, massa especifica total e seca. Os parâmetros de resistência devem ser

obtidos por ensaios triaxiais, de cisalhamento direto e de arrancamento.

As correlações entre ângulo de atrito interno e os ensaios SPT podem ser

utilizadas para os solos não coesivos, enquanto que para os solos coesivos

recomenda-se a determinação dos parâmetros de resistência para curto e longo

prazo, com ensaios triaxiais não drenados e drenados, respectivamente (FRANÇA,

2009).

Outro fator de grande importância é o potencial corrosivo dos solos, pois o

mesmo estará em contato com os grampos. O projeto Clouterre (1991) sugere que o

índice de potencial corrosivo seja baseado no tipo, resistividade, teor de umidade e

PH do solo, estudos hidrogeológicos devem ser realizados para determinar o nível

d´água e as suas variações, além do regime de fluxo que ocorre no solo.

2.13 Ensaios de arrancamento de grampos

Não há uma norma técnica que regulamente a execução de ensaios de

arrancamento de grampos. Sendo assim, nesse capítulo serão apresentados alguns

procedimentos e recomendações, esquemas de montagens, interpretações e

resumo da literatura.

2.13.1 Ensaio típico

O ensaio tem como objetivo determinar a resistência ao arrancamento,

porém, não há uma norma técnica que regulamente a execução desses ensaios, por

isso nesta pesquisa serão seguidas as recomendações da GeoRio.

A carga axial de tração nos grampos, (Tn) é introduzida como força

estabilizante e corresponde à resistência ao arrancamento mobilizada, conforme é

ilustrado na figura 28.

69

A resistência ao arrancamento é um parâmetro indispensável para os

projetos de solo grampeado. Para a fase de projeto, o projetista utiliza um valor

estimado e durante a construção o mesmo será verificado através dos ensaios de

arrancamento. Os fatores que podem causar influências nos valores de qs, são: as

características do terreno e o tipo de tecnologia empregada no processo executivo

tais como as propriedades do grampo, método de perfuração e de limpeza do furo,

características da calda de cimento e o emprego de aditivos.

O ensaio de arrancamento consiste em aplicar carga de tração, por meio

de macaco hidráulico, à barra de aço introduzidas na nata de cimento, incrementos

de 5 kN, com 5 min em cada estágio de carga, até a ruptura do grampo.

De acordo com a GeoRio (1999) os resultados serão apresentados em

gráficos T versus d, sendo o valor da carga que leva à ruptura do grampo por atrito

com o solo definido como Trup e o valor da resistência ao arrancamento (qs) será

obtido segundo a equação 20:

𝑞𝑠 =𝑇𝑟𝑢𝑝

𝜋𝑑𝐿𝑏

(20)

Em que:

d = diâmetro de perfuração

Lb = comprimento do bulbo ancorado

𝑇𝑟𝑢𝑝 = força de ruptura

Figura 28: Tração nos grampos (ORTIGÃO et al, 1993).

70

Caltrans Foundation Manual (1997) definiu a ruptura como o ponto

correspondente ao deslocamento contínuo do grampo sem incremento de carga.

Para Clouterre (1991), o ensaio será finalizado quando atingir a força de tração

máxima, ou se mantiver estabilizada, como esquematizado nas figuras 29a e 29b

Figura 29: Critério para finalizar o ensaio (CLOUTERRE, 1991).

O esquema de montagem para este ensaio é ilustrado na figura 30, sendo

necessária a utilização de diversos componentes. É importante verificar durante a

montagem que o eixo do macaco e o eixo do grampo estejam alinhados.

Os grampos em que serão realizados os ensaios devem ter um trecho

inicial livre e após este um trecho injetado. Feijó e Ehrlich (2001) executaram o

comprimento livre e injetado por meio de um obturador constituído de espuma

enrolada na barra de aço. É necessário manter o trecho inicial livre, pois ao se

aplicar o carregamento no grampo, a face e o solo serão submetidos à compressão,

se o trecho inicial estiver preenchido será também submetido à compressão.

Clouterre (1991) recomenda para o comprimento livre o mínimo de 1,0m

para evitar efeito de contorno. Para ensaios preliminares o comprimento livre pode

ser maior, a fim de simular reais condições de sobrecarga e de tipo de solo. Para

Lazart et al (2003) o trecho livre não deve ser inferior a 1 m e o comprimento injetado

de no mínimo 3 m. O grampo é então tracionado e a carga de tração é monitorada

pela leitura manométrica do macaco hidráulico.

Ortigão e Sayão (1999) sugerem que os ensaios devem ser realizados

durante a obra em pelo menos dois grampos ou em 1% dos grampos para que

sejam confirmados os valores especificados em projeto. Pitta et al (2003)

recomendam a execução de ensaios em uma quantidade de 10% do total de

grampos ou em uma quantidade que garanta a representatividade dos resultados.

71

Falconi e Alonso (1996) propõem a realização de ensaios de arrancamento na

proporção de um para cada dez grampos permanentes.

Figura 30: Montagem do ensaio de arrancamento (SPRINGER, 2006).

É prática comum fixar os valores de 𝑞𝑠 levando em conta as

características dos materiais da encosta, 𝑁𝑠𝑝𝑡 e descrição táctil-visual, além dos

resultados dos ensaios de arrancamento obtidos para obras semelhantes, porém,

isso não deve se tornar uma prática usual, devendo-se realizar ensaios de

arrancamento no campo e verificação da sensibilidade do coeficiente de segurança

ao valor de 𝑞𝑠, por conta da variabilidade deste parâmetro em função do tipo de solo

e metodologia executiva (SANDRONI E DA SILVA, 2005). Típicos valores da

resistência ao arrancamento são apresentados na Tabela 9.

Feijó e Erhlich (2001 e 2005) apresentaram resultados dos ensaios de

arrancamento em grampos injetados no Rio de Janeiro, foram estudados grampos

com comprimentos diferentes. O trabalho teve como objetivo buscar a carga de

ruptura e a distribuição de tensões ao longo do comprimento dos grampos.

Obtiveram como resultado médio valores de 𝑞𝑠 variando de 145 kPa a 295 kPa, para

os grampos com 3m e valores de 185 kPa a 205 kPa para os grampos de 6 m,

sendo que o tipo de solo é residual de biotita-gnaisse.

O solo residual de gnaisse leptinitico, obtiveram para os grampos de 3 m

valores variando de 108 kPa a 248 kPa, e para os grampos de 6 m valores de 95

kPa a 190 kPa. Para um mesmo tipo de solo os valores encontrados para os

72

grampos de 3 m e 6 m foram constantes. Portanto pode-se extrapolar os valores

encontrados para os grampos curto para os grampos longos, pelo menos para os

limites de grampos apresentados pelos autores (3 e 6m). Azambuja et al (2001 e

2003) realizaram ensaios de arrancamento e forneceram valores de 𝑞𝑠 entre 204

kPa e 270 kPa para o solo residual de granito de Porto Alegre.

Tabela 9: Estimativa da resistência ao arrancamento (LAZART et al., 2003).

Pitta et al (2003) fizeram um trabalho de detalhamento executivo dos

ensaios de arrancamento em argila porosa e silte argiloso, em diversas obras em

São Paulo com valores médios de 𝑞𝑠 entre 100 e 150kPa . Moraes e Arduino (2003)

obtiveram dois resultados de ensaios de arrancamento para o solo de argila arenosa

no projeto de uma indústria em Manaus, tendo obtido como valor 𝑞𝑠=162kPa que foi

superior ao estimado na fase de projeto (𝑞𝑠=100kPa).

Três ensaios realizados em contenções na Linha Amarela (RJ) indicaram

valores médios de 257 kPa e 280 kPa para solo residual de gnaisse (PINTO E

SILVEIRA, 2001).

Springer (2006) estudou os principais fatores de influência na resistência

ao arrancamento de grampos, para isso foram realizados 25 ensaios de

arrancamento em solo residual de gnaisse, os grampos foram instrumentados com

MaterialMétodo

ConstrutivoTipo de solo/rocha (kPa)

areia/pedregulho 100-180

silte arenoso 100-150

silte 60-75

solo residual 40-120

colúvio (finos) 75-150

areia/pedregulho (pequeno cobrimento) 190-240

areia/pedregulho (elevado cobrimento) 280-430

colúvio 100-180

silte arenoso (aterro) 20-40

silte arenoso 55-90

silte argilo-arenoso 60-140

areia 380

areia/pedregulho 700

Perfuração

rotativasilte argiloso 35-50

grampos

cravadosareia siltosa 90-140

"loess" 25-75

argila mole 20-30

argila rija 40-60

silte argiloso rijo 40-100

areia argilosa (calcárea) 90-140

perfuração a

trado

solos

granulares/

finos

Perfuração

rotativa

grampos

cravados

perfuração a

trado

solos

coesivos

"jet grouting"

𝑞𝑠

73

“strain-gages”. A resistência ao arrancamento de grampos com uma injeção

compreendeu valores entre 94 e 162 kPa, enquanto que grampos com duas injeções

apresentaram resultados entre 159 e 217kPa.

Bezerra e Coutinho (2012), também realizaram estudos do solo

grampeado através do ensaio de arrancamento na cidade de Águas Claras/DF, os

autores compararam o valor de 𝑞𝑠 obtido nos ensaios de arrancamento para

grampos executados com bainha e fase única, bainha fase única com 1% de

expansor, bainha fase única com 2% de expansor, bainha fase única com 3% de

expansor e bainha com fase de reinjeção. Os resultados indicam que a importância

da execução dos grampos com bainha seguida de reinjeção, apresentando 127% de

ganho de resistência frente aos grampos com fase única e quase 100% maior que

os grampos com expansores. Os grampos com reinjeção apresentaram valores de

𝑞𝑠 da ordem de 79kPa.

Jeon (2012) utilizou os ensaios de arrancamento para comparar a

capacidade de dois tipos de grampos. O tipo A era composto por apenas uma barra

de 29 mm e o tipo B era composto por 4 barras com 16 mm cada uma. Foram

analisados os deslocamentos obtidos com o ensaio de arrancamento, bem como a

distribuição da carga ao longo da profundidade dos grampos. De acordo com os

resultados obtidos na curva carga-deslocamento, os grampos do tipo A

apresentaram deslocamentos muitos maiores quando comparados ao tipo B para

uma mesma carga.

O autor também analisou os resultados da curva de fluência, onde os

grampos, tipo A e B, tiveram resultados de 0,4 e 0,6 mm, respectivamente, que, de

acordo com as especificações da Federal Highway Administration (FHWA),

deslocamentos para 1-10 min devem ser menores do que 1 mm. Outro dado obtido

para completar suas conclusões foi a respeito da transferência de carga nos

grampos que foram instrumentados com strain gages. Para o tipo A, a transferência

de carga a partir da carga máxima do ensaio de arracamento foi de apenas 5,5% até

uma profundidade de 3,6 m, sendo que as maiores transferências ocorreram até

profundidade de 1,6m, enquanto que para os grampos do tipo B, onde apenas 2

grampos foram instrumentados, a transferência de carga a partir da carga máxima

de arrancamento foi de 40% e 22,4%. Sendo assim, os resultados mostraram que o

tipo B, montado com quatros barras de 16 mm, é mais eficiente que o tipo A

montado com apenas uma barra de 29 mm.

74

2.14 Instrumentação

A técnica de solo grampeado tem como conceito básico o uso de

inclusões passivas para reforçar o solo “in situ”. Essas inclusões são instaladas

durante a construção, logo após cada etapa da escavação, impedindo assim

deformações no maciço devido aos cortes executados. Os grampos limitam os

deslocamentos no solo, por isso o comportamento de obras em solo grampeado

deve ser verificado pelo método de monitoramento dos deslocamentos no

paramento da contenção (SARÉ, 2007).

Os resultados obtidos por instrumentação podem fornecer valores maiores

que os estimados na fase de projeto, como verificado por Azambuja et al (2001).

Outros dois estudos, realizados por Springer (2006) e Proto Silva (2005),

monitoraram os ensaios de arrancamento, instrumentando os grampos com strain

gages. No Brasil ainda existem poucas obras instrumentadas, sendo que em geral

apenas os deslocamentos verticais e horizontais são monitorados com instalação de

marcos superficiais e inclinômetros (SARÉ, 2007).

Além dos deslocamentos, outros fatores precisam ser verificados em uma

obra de solo grampeado, como por exemplo, a qualidade de injeção dos grampos.

Chung et al (2015) utilizaram o método TDR (reflectometria no domínio do tempo)

como instrumentação para garantir a qualidade da obra, sendo este um método de

teste não destrutivo e eficaz para inspeção do solo grampeado.

Diferente da instrumentação citada acima, o TDR faz a inspeção da

qualidade da execução do solo grampeado, sendo capaz de analisar a integridade

do comprimento injetado, ou seja, se o mesmo possui defeitos de injeção ou não, e

também verificar qual o comprimento efetivo injetado. A montagem desse tipo de

instrumentação com o fio enrolado no grampo. Porém, os autores verificaram que

esse tipo de montagem gerava alguns erros. Assim, foi proposta por eles a

montagem da instrumentação com outra metodologia, sendo composta por um fio

coaxial rígido com um condutor interno e um externo, que foram duas guias de

ondas de detecção independentes.

Os autores realizaram testes com barras de 120 e 220 cm, porém, essas

foram executadas com defeito, ou seja, as barras não tiveram o seu comprimento

todo injetado, algum trecho foi executado com defeito, os trechos eram de 55 e 70

cm, para as barras de 120 e 220 cm, respectivamente. Como resultado para a

75

verificação da integridade da injeção, os valores obtidos foram satisfatórios, o TDR

detectou o tamanho do defeito com precisão entre 95 a 98%.

Outro tipo de instrumentação que pode ser empregada são os strain

gages, que são elementos sensíveis que relacionam pequenas variações de

dimensões com variações equivalentes de sua resistência elétrica. Associado a

instrumentos especiais, possibilita a medida de pressão, tensão, força e aceleração.

2.15 Análise de Estabilidade

A maior parte dos projetos de solo grampeado baseia-se em métodos de

análises de estabilidade por equilíbrio limite. Esta metodologia fornece apenas os

fatores de segurança e não permite a determinação das deformações (SARÉ, 2007).

O uso de uma ferramenta computacional mais eficiente avalia a

deformabilidade de toda a contenção (maciço contido e estrutura de contenção)

levando em conta a influência das etapas de escavação, os parâmetros do solo e a

geometria. Prever e controlar a deformabilidade da obra é de grande importância

visto o aumento da dimensão das escavações e conflito com estruturas vizinhas.

Em observações de campo, no estágio final de construção, os

deslocamentos horizontais em relação ao topo da escavação variam entre 0,10%H e

0,30%H, dados esses observados em obras dos Estados Unidos e entre 0,25%H a

0,30%H na Alemanha (SCHLOSSER et al, 2002). Para as previsões das

deformações em contenção em solo grampeado a utilização de ferramentas

numéricas é recomendada, sendo capazes de simular sequências construtivas e

incorporar modelos constitutivos que reproduzam o comportamento dos materiais

envolvidos.

Um estudo utilizando a ferramenta computacional GeoSlope foi conduzido

por Asoudeh e Oh (2014), com o objetivo de investigar a estabilidade do paramento

de solo grampeado em locais formados por solos residuais. Os autores compararam

o fator de segurança obtido nas análises do software. Para os casos analisados a

concepção do projeto foi à mesma, grampos com 7,0m, inclinados 15° com a

horizontal e espaçados 2,0 m um do outro. O furo com diâmetro de 150 mm e o

diâmetro dos chumbadores de 28 mm. As alterações foram nos parâmetros do solo,

alterando o ângulo de atrito e observando como seria a variação da coesão. Os

76

valores de ângulo de atrito simulados foram de: Caso 1: 20°, Caso 2: 35° e Caso 3:

45°, com o objeto de verificar o efeito da variação da coesão na estabilidade do

paramento da contenção em solo grampeado.

As análises foram feitas pelo método de Morgenstern-Price. O resultado

aponta que existem para os três casos analisados, uma relação linear entre o fator

de segurança e a coesão. Porém essa relação acontece apenas para valores baixos

de coesão, levando a valores de fator de segurança menores que 1,5. Para talude

com ângulo de atrito de 20°, a coesão necessária para um FS aceitável é de 25 kPa.

Portanto, concluíram com esse estudo que solos residuais com coesão menor que

10 kPa não atinge o valor de fator de segurança necessário, ou seja, a contenção

tem probabilidade de entrar em colapso.

Costa Neto (2015) também utilizou em suas análises o software

GeoStudio com o objetivo de avaliar a variação do FS em função da variação de

diversos parâmetros da obra real de solo grampeado, denominada Museu I, que foi

executa em Niterói/RJ. Além de Costa Neto, 2015, diversos pesquisadores da

COPPE-UFRJ e PUC-Rio estudaram essa obra. O autor utilizou o modelo composto

por 8 grampos e analisou o aumento do FS variando o espaçamento entre os

grampos, e concluiu que o aumento do espaçamento horizontal reduz o FS e o fator

é ainda menor quanto mais inclinado for o talude. Os maiores ganhos de FS (em

média 185%) foram para contenções inclinadas 60° com espaçamento de 0,50 m e

inclinação do grampo de 30°, valores esses que não dependem do comprimento dos

grampos. Para espaçamento de 2,0 m os maiores ganhos de FS foram para

contenções inclinadas 60° e os grampos com 20° de inclinação, não dependendo

também do comprimento dos grampos. Porém para os grampos inclinados em 10° o

aumento do FS em 94% ocorre somente para grampos com 12 e 14 m, mostrando

que o mesmo passa a depender do comprimento dos grampos. Outra análise feita

pelo autor compara o FS obtido por métodos equilíbrio limite rigorosos e não

rigorosos. O método de Bishop Simplificado apresentou um FS 7% maior quando

comparado com os métodos rigorosos de Morgenstern-Price e Spencer. Enquanto o

método de Morgenstern-Price mostra valores de FS 6% maior do que os de

Spencer. Dentre essas, outras análises podem ser encontradas no trabalho de Costa

Neto (2015).

Outra ferramenta computacional para modelagem numérica é o PLAXIS,

programa este utilizado por Silva (2015) para comparar os resultados de modelagem

77

física, em escala real, com modelagem numérica considerando a situação

bidimensional e tridimensional. Os resultados foram comparados com as medições

de esforços nos grampos, das tensões e dos deslocamentos na face, no solo e na

face do modelo. O autor observou que, em geral, os resultados obtidos nas análises

numéricas 3D eram similares àqueles medidos nos modelos físicos, e em relação às

análises 2D, estas também foram representativas, porém, os esforços axiais

máximos nos grampos foram próximos à face e os momentos fletores máximos e

mínimos foram menores quando comparados com a análise 3D.

Pereira (2016) também fez uso das análises numéricas através do

software GeoStudio versão 2012, nos módulos Slope e Sigma. Pereira (2016) faz

diversas análises com problema tipo e outro real. O problema tipo composto por um

talude de corte com 6,0 m de altura reforçado com 6 grampos, barras de aço CA 50

com diâmetros de 16 mm e comprimento de 5,0 m. Os grampos tiveram sua

inclinação variada de 0 a 35°, com o objetivo de verificar qual a influência da

inclinação dos grampos nos FS, bem como a espessura do paramento também foi

variada entre 7,0, 10,0, 15,0 e 20,0 cm. Em relação às inclinações dos grampos os

resultados mostraram que, conforme a inclinação aumenta, maiores descolamentos

ocorreram na face do talude, principalmente no terço inferior do perfil, independente

da espessura do paramento. Porém em relação aos esforços de tração, o resultado

foi oposto, com o aumento da inclinação os esforços de tração tendem a diminuir, no

caso do último grampo, o mais sobrecarregado, a carga diminuiu cerca de 44% para

inclinação de 35°. Em relação à espessura do paramento os resultados analisados

mostram que a utilização do paramento inibiu consideravelmente as deformações da

massa de solo grampeado, além de reduzir de forma significativa as zonas de

plastificação. Portanto quanto menor a espessura do paramento de face, maiores

são os esforços de tração mobilizados nos grampos (PEREIRA, 2016).

Para o presente estudo foi utilizada a ferramenta computacional

GeoStudio versão 2012 no módulo Slope/W. Os fatores de segurança obtidos

utilizando os parâmetros dos solos encontrados por correlações SPT foram

comparados com aqueles obtidos em laboratório, além disso, foram analisados os

esforços axiais desenvolvidos ao longo dos grampos.

78

3. MATERIAL E MÉTODOS

Neste capítulo será apresentada a metodologia utilizada para

desenvolvimento deste trabalho, bem como o material utilizado. O capítulo é

composto por uma breve apresentação da área objeto desse estudo, descrição do

projeto da contenção em solo grampeado. Apresenta também os ensaios de

sondagem e de laboratórios realizados, além dos materiais utilizados para

instrumentação e para leitura dos deslocamentos.

3.1 Área de estudo

A área objeto desse estudo está localizada no centro da cidade de São

Bernardo do Campo/SP, como ilustrado na figura 31. Trata-se de uma escavação

para implantação de um Edifício Residencial, composto por 2 subsolos e 15 andares.

Para tal execução foi adotada uma contenção em solo grampeado, no perímetro da

área, totalizando 1.747 m² de concreto projetado, 2172 grampos e 267 DHPs (Dreno

horizontal profundo).

A escolha de acompanhar esta obra foi devido à diversidade apresentada

pela mesma, como a elevada altura da contenção e a necessidade de

monitoramento e instrumentação da estrutura, aproveitando a oportunidade para

acompanhar todos os procedimentos em campo e analisar os resultados obtidos.

Figura 31: Localização (Google Earth – 12/01/2017)

79

3.2 Descrição do projeto

Em virtude da escavação necessária para implantação dos subsolos de

um edifício residencial, foi executada uma de contenção em solo grampeado no

perímetro da área, com vistas denominadas conforme figura 32. Porém, somente a

vista n° 2 será objeto de estudo, bem como, somente esta vista foi instrumentada e

monitorada. Escolheu-se apenas essa vista, por ser a mais alta em relação às outras

três, totalizando 21,17 m de altura.

Figura 32: Denominação das vistas da estrutura de solo grampeado.

Inicialmente empregaram-se ábacos de estabilidade para o pré-

dimensionamento de contenção em solo grampeado, metodologia recomenda pelo

projeto Clouterre (1991) e GeoRio (1999). Estes ábacos relacionam a densidade de

grampeamento (𝑑) com i número de estabilidade (N) e o ângulo de atrito do terreno,

através da equação 21:

Em que:

d = densidade de grampeamento

𝐷 = diâmetro do chumbador;

𝑞𝑠 = resistência ao arrancamento do grampo;

𝛾 = peso específico do solo;

𝑆𝑣 = espaçamento vertical dos grampos;

𝑆ℎ = espaçamento horizontal dos grampos.

𝑑 = 𝜋. 𝐷. 𝑞𝑠𝛾. 𝑆𝑣𝑆ℎ

(21)

80

Para cada valor da relação L/H (comprimento do grampo / altura do

paramento) entre 0,6 e 1,2 tem-se um ábaco (Figura 33 a 36). O valor da ordenada

N é obtido através da equação 22:

𝑁 = 𝑐

𝛾.𝐻 (22)

Em que:

𝑁 = número de estabilidade

𝑐 = coesão do solo

𝐻 = altura do paramento

𝛾 = peso específico

Após calcular a ordenada N e a abscissa tangente de 𝜙, determina-se o

ponto M. Em seguida, para se determinar o ponto A (figuras 34) deve-se entrar com

o valor de 𝑑 calculado e, sobre a reta OM marcar o ponto A. O fator de segurança

(FS) será dado pela equação 23:

𝑆 = 𝑂𝑀

𝑂𝐴

(23)

Figura 33: Ábacos de estabilidade para L/H =0,6 (CLOUTERRE, 1991)

81

Figura 34 : Ábacos de estabilidade para L/H =0,8 (CLOUTERRE, 1991)


82


Para o pré-dimensionamento da contenção em solo grampeado localizado

na vista 2, utilizou-se o ábaco de estabilidade para L/H=1. Portanto, o comprimento

dos grampos foi de 20 m.

O valor da densidade de grampeado é igual a 1,17, e M(𝑡𝑎𝑛36°, 0,09)

sendo que:

𝐷 = diâmetro de perfuração = 0,10 m

𝑞𝑠 = resistência ao arrancamento do grampo = 75KPa

𝛾 = peso específico do solo = 20 kN/m³

𝑆𝑣 = espaçamento vertical dos grampos = 1,0 m

𝑆ℎ = espaçamento horizontal dos grampos = 1,0 m

c = coesão do solo = 40 kPa

𝐻 = altura do paramento = 25,00 m

Portanto FS=4,2/1,2 = 3,5.

Os parâmetros do solo utilizados no pré-dimensionamento foram

adotados utilizando-se as informações da sondagem SPT-10 e por correlações

obtiveram-se os valores de coesão, ângulo de atrito e peso específico (tabela 10). As

correlações utilizadas para ângulo de atrito e coesão foram baseadas na Tabela da

GeoFast- versão 2.2012 e o Módulo de deformabilidade foi baseado em

Schmertmann (1970), sendo assim, os seguintes parâmetros foram adotados:

83

Em que:

K = 0,55 – para silte arenoso

qc = k.Nspt (MPa)

E = 2*qc

Tabela 10: Parâmetros do solo adotados por correlações

Camada Tipo de solo c (kPa)

Mod.

Deform.

(kPa)

Ângulo de

atrito (°)

Coesão

(kPa)

Peso

específico

(kN/m³)

01 Aterro (SPT3) 1.650 3.300 22 7 18

02 Silte arenoso

(SPT4) 2.200 4.400 26 7 18

03 Silte arenoso

(SPT9) 4.950 9.900 30 16 19

04 Silte arenoso

(SPT28) 15.400 30.800 36 40 20

05 Silte arenoso

(SPT50) 27.500 55.000 40 50 21

Posteriormente foi realizada a modelagem numérica utilizando o Software

GeoStudio 2016, com o módulo Slope/W e Sigma/W, para análise da estabilidade e

tensão/deformação respectivamente. Com a aplicação do módulo Slope, a

verificação de estabilidade global foi realizada pelo Método de Janbu e estabilidade

interna pelo método de Fellenius, os resultados mostram que o projeto poderia ser

dimensionado de forma mais eficiente.

Como ilustrado na figura 37, um novo projeto foi desenvolvido de acordo

com as análises realizadas pelo programa e foram obtidos os fatores de segurança

de 1,63 para o Método de Janbu e 2,34 pelo método de Fellenius.

Com o módulo Sigma do software GeoStudio foi possível obter a carga de

cada grampo em cada nível, determinando assim o diâmetro da barra de aço

necessária, variando entre 20 e 25 mm. A verificação da estabilidade interna foi

estabelecida baseada nos pontos de maior tensão nos grampos. Ocorreram duas

superfícies de ruptura denominadas de limite externo e limite interno, indicados na

figura 38. Após a análise dos resultados obtidos com a modelagem numérica, foi

84

possível finalizar o projeto da contenção, dimensionando a obra com maior

eficiência, segurança e economia.

Figura 37: Modelo numérico - Análise Global - Método de Janbu (Slope)

Inicialmente a obra de solo grampeado teria uma altura de 25 m, porém

durante a execução da obra e revisões de projetos, optaram por finalizar a obra na

altura de 21,17 m. Sendo assim, a figura 39 mostra o corte da vista 2 com as

informações do projeto executado. Vale ressaltar que as análises numéricas foram

realizadas para o projeto executado. Por isso observa-se as seguintes diferenças: da

altura da parede de 25 m para 21,17m, diminuição número de linhas dos

chumbadores com 12 m de 8 para 5 linhas, localização da linha freática, localização

da sobrecarga e diâmetro de perfuração de 0,10 para 0,12 m.

Na contenção em solo grampeado com altura de 21,17 m foram

executados grampos em 8 linhas com 20 m de comprimento e 20 mm de diâmetro, 8

linhas com 16 m de comprimento e 25mm de diâmetro e 5 linhas com 12 m de

comprimento e 25 mm de diâmetro. Todos os grampos foram instalados com

85

inclinação de 10° e eram permanentes. Foram instalados três grampos verticais com

11 m de comprimento e 16 mm de diâmetro, com a finalidade de reduzir a

deformabilidade das construções vizinhas, evitar o desplacamento do solo durante o

avanço das escavações e dar suporte ao paramento da contenção. E para a

drenagem da contenção foram executadas 6 linhas de DHP e linhas de barbacãs.

Para execução da contenção em solo grampeado foram realizadas escavações com

altura de 1,00 m.

Figura 38: Superfície de ruptura e malha de elementos finitos (Sigma)

86

Figura 39: Corte vista n°2

O concreto projetado foi executado com espessura de 8 cm e com tela

soldada padronizada Q-283. Os grampos verticais eram providos de 2 fases de

injeção, enquanto os horizontais possuíam 4 fases de injeção. Os grampos foram

fixados ao revestimento através de uma dobra de 25 cm na extremidade do grampo,

em algumas linhas os grampos foram fixados ao revestimento com placa e porca. O

sistema de drenagem era composto por drenos sub-horizontais profundos com os

comprimentos variando entre 12, 17 e 21 m. Na figura 40 apresenta-se a etapa de

perfuração do solo e na figura 41 a contenção em solo grampeado finalizada, com

altura de 21,17 m.

87

Figura 40: Etapa de perfuração do solo.

Figura 41: contenção em solo grampeado finalizada.

3.3 Investigação geotécnica

A investigação geotécnica tem como objetivo fornecer dados que

permitam a estimativa do valor da resistência ao arrancamento pelas correlações

empíricas. Para isso foram executados dez sondagem com ensaios SPT, conforme

locação apresentada na figura 42. Na tabela 11, encontram-se os resultados obtidos

nas sondagens SPT e seus respectivos valores de 𝑁𝑠𝑝𝑡. Em todos os furos o solo foi

caracterizado como silte arenoso.

88

A figura 43 se apresenta os valores máximo, mínimo e médio de 𝑁𝑠𝑝𝑡 para

cada profundidade das 10 sondagens realizadas, nota-se que para todas elas em

baixas profundidades, em torno de 6,0 m o solo apresenta boa resistência.

Figura 42: Locação dos furos de sondagem.

Figura 43: Variação máximo, médio e mínimo do 𝑁𝑆𝑃𝑇 ao longo da profundidade

89

Tabela 11: Valores do NSPT

Prof.(m) SPT 1 SPT 2 SPT 3 SPT 4 SPT 5 SPT 6 SPT 7 SPT 8 SPT 9 SPT 10

1 6 7 6 6 14 8 21 12 14 4

2 8 6 14 14 18 10 29 14 23 3

3 11 9 18 18 22 12 19 15 29 3

4 14 22 18 18 23 26 17 24 33 4

5 20 30 21 21 25 36 24 29 25 8

6 31 33 22 22 26 24 28 30 21 10

7 32 34 21 21 30 19 23 31 28 9

8 33 32 20 20 34 39 29 29 37 11

9 36 41 31 31 27 33 32 26 42 32

10 42 47 34 34 30 42 38 19 30 37

11 41 41 33 33 30 31 28 23 35 34

12 48 51 38 38 36 28 33 34 32 38

13 48 55 39 39 32 24 40 32 38 24

14 56 60 43 43 39 31 35 15 30 23

15 62

48 48 46 38 44 25 27 31

16 55 68/24

35

22 22 35

17 68 69

42

44 26 23

18 59 48

32

54 23 23

19

35

45 26 24

20

36/10

30 25 30

21

38/12

35 29 28

22

40/10

38 35 31

23

23

24

27

25

48

26

56

27

57

28

65

29

66

30

78

3.4 Ensaios de Laboratório

Os ensaios de laboratório são fundamentais para obtenção de parâmetros

que caracterizam o solo, para isso as amostras coletadas devem ser a mais

representativa possível. Seis amostras indeformadas foram retiradas ao longo do

corpo do talude à medida que a escavação avançava, com a finalidade de realizar

ensaios em laboratório para obtenção dos parâmetros de resistência do solo

90

(Envoltória de resistência) e índices físicos. Os ensaios foram realizados no

Laboratório de Mecânica dos Solos da FEC (Faculdade de Engenharia Civil,

Arquitetura e Urbanismo) da Unicamp. A finalidade destes ensaios era de realizar

nova análise de estabilidade com dados de laboratório, confrontando com as

análises iniciais realizadas por meio de parâmetros obtidos de correlações com o

NSPT.

3.5 Amostragem

Para realização dos experimentos foram retirados seis blocos cúbicos de

amostras indeformadas ao longo da escavação, figura 44, com dimensões de 22 x

22 x 22 cm. Foram retiradas, para cada cota, duas amostras indeformadas,

garantindo assim a precisão dos resultados.

Os blocos foram extraídos, protegidos com parafina e transportados para o

Laboratório de Mecânica dos Solos da FEC, onde foram tomados todos os cuidados

para garantir as características estruturais e teor de umidade natural do material.

Os blocos foram identificados de acordo com a sequência de extração e a

cota de escavação, como apresentado a seguir:

• Blocos 1 e 2 – profundidade de 7,0 m



91

Figura 44: Sequência da retirada dos blocos indeformados e preparo para transporte.

3.6 Ensaios

Os ensaios têm o objetivo de caracterizar o solo e determinar seus

parâmetros de resistência, para compreensão do comportamento do solo. A fase

experimental do trabalho contou com os ensaios abaixo relacionados, realizados

para todas as amostras.

• Ensaio de granulometria

• Ensaio cisalhamento direito

• Ensaio triaxial

92

3.7 Ensaio de granulometria

Ensaios realizados seguindo os procedimentos recomendados pela NBR

7181/16 (Análise Granulométrica), NBR 6457/16 (Preparação de amostras:

compactação e caracterização) e NBR 6508/16 (Densidade real dos grãos).

As amostras foram destorroadas e homogeneizadas, secas em estufas

por período de 24h, sendo que para o ensaio de sedimentação utilizou-se como

defloculante uma solução com hexametafosfato de sódio. A tabela 12 apresenta o

resumo dos resultados obtidos nos ensaios de caracterização.

Com base no percentual de material em cada amostra, verificou-se que

em sua maior parte elas apresentaram a mesma textura, ou seja, areia siltosa,

exceto o solo do bloco 6, que apresentou característica siltosa. Na figura 45 está

ilustrada a porcentagem para cada amostra. Como se pode observar, a quantidade

de areia, silte e argila, em média, das seis amostras, são de 56%, 41% e 3%,

respectivamente. Ensaios de consistência efetuados indicaram que o solo não

apresentou plasticidade, ou seja, IP = 0.

Tabela 12: Resumo dos resultados obtidos nos ensaios de caracterização

Bloco 1 Bloco 2 Bloco 3 Bloco 4 Bloco 5 Bloco 6

Parâmetro Areia

Siltosa

Areia

Siltosa

Areia

Siltosa

Areia

Siltosa

Silte

Arenoso

Silte

Arenoso

w (%) 10,90 14,70 18,73 21,80 13,40 19,68

(kN/m³) 27,2 27,4 27,2 28,2 29,6 29,1

Em que: w= teor de umidade, =massa específica dos sólidos.

93

Figura 45: Distribuição granulométrica dos materiais nas amostras

3.8 Ensaio de cisalhamento direto

Os ensaios de cisalhamento direto foram realizados com objetivo de

determinar os parâmetros de resistência ao cisalhamento do solo, sendo feitos para

todas as amostras. Os procedimentos deste ensaio seguiram os padrões de

referência citados pelo autor Head, contidas no livro Manual of Soil Laboratory

Testing, vol. 2, cap. 12., bem como os procedimentos usuais do Laboratório de

Mecânica dos Solos da FEC e as referências

Cada envoltória de resistência foi determinada a partir de três ensaios

com as tensões normais de 50, 100 e 200 kPa, que foram determinadas de acordo

com a profundidade das amostras indeformadas. Como a profundidade dos blocos

eram aproximadamente 7, 13 e 17 m, com um peso específico médio de 18 kN/m³,

sendo assim as tensões normais variam como descrito acima. Para esses ensaios, a

tensão normal aplicada na amostra foi obtida através de uma placa rígida que fica

conectada a um pendural para adicionar os pesos, que são previamente aferidos. A

carga cisalhante é transmitida ao corpo de prova através do deslocamento da parte

inferior da caixa de cisalhamento, com uma velocidade de deslocamento constante,

94

isso provoca a reação da parte superior da caixa contra um anel dinamométrico,

sendo o mesmo utilizado nos cálculos para determinação das tensões cisalhantes de

ruptura. Foram moldados três corpos-de-prova para cada amostra (figura 46), com 3

cm de altura e diâmetro de 6,35 cm.

A velocidade empregada no ensaio foi de 0,49 mm/min. A tabela 13

apresenta os resultados obtidos nos ensaios de laboratório, e a tabela 14, apresenta

os parâmetros obtidos pelas correlações SPT. Os dados do bloco 6 foram

descartados, devido à grande divergência dos resultados da coesão. Observou-se

pelos resultados dos ensaios que a amostra do bloco 6 foi retirada de uma parte do

maciço que apresentou descontinuidade, com maior resistência. Como essa

característica não foi observada para todo o maciço, foram descartados os

resultados desta amostra.

Os blocos 1 e 2 estavam localizados na camada 3 e os blocos 3, 4 e 5 na

camada 4. Estas são as camadas de maior representatividade no solo. Sendo assim,

se comparam as tabelas 13 e 14, fazendo-se as médias dos blocos 1 e 2, a ser

confrontada com a camada 3. E para os blocos 3, 4 e 5, tem-se a média comparada

ao resultado com a camada 4.

Figura 46: Moldagem corpo de prova e amostras cisalhadas

Tabela 13: Parâmetros obtidos pelos ensaios de laboratório

Bloco 1 Bloco 2 Bloco 3 Bloco 4 Bloco 5 Bloco 6

(kN/m³) 18 18 19 20 21 21

c´(kPa) 50 50 49 40 53 97

´(°) 36 33 38 31 38 30

95

Tabela 14: Parâmetros obtidos pelas correlações SPT

Camada 1 Camada 2 Camada 3 Camada 4 Camada 5

(kN/m³) 18 18 19 20 21

c´(kPa) 7 7 16 40 50

´(°) 22 26 30 36 40

3.9 Ensaio de Triaxial

O ensaio triaxial foi realizado com objetivo de determinar o módulo de

deformabilidade das amostradas coletadas. O ensaio realizado para todas as

amostras foi o adensado rápido (CU), seguindo os procedimentos citados pelo autor

Head, contidas no livro Manual of Soil Laboratory Testing, vol. 3, cap. 20, bem como

os procedimentos usuais do Laboratório de Mecânica dos Solos da FEC e as

referências.

As tensões confinantes adotadas foram associadas às profundidades de

cada amostra, sendo que o valor para cada profundidade está indicado na tabela 15,

bem como, os valores dos módulos de deformabilidade. Na figura 47 se apresenta a

montagem do ensaio, bem como o bloco rompido. A curva tensão vs deformação

obtida, para cada bloco ensaiado, está apresentada na figura 48.

(a) (b)

Figura 47: (a) Ensaio triaxial e (b) corpo de prova rompido

96

Figura 48: Curva tensão x deformação

Tabela 15: Módulo de deformabilidade

Bloco 1 Bloco 2 Bloco 3 Bloco 4 Bloco 5 Bloco 6 Tensão

confinante (kPa) 50 50 100 100 120 100

Esec (50%) (kPa) 491 279 6.371 14.150 27.255 19.260

3.10 Strain gages

Os chumbadores foram instrumentados com instalação de strain-gages

em quatro pontos ao longo do comprimento (figura 49) com objetivo de avaliar a

distribuição de tensões ao longo dos grampos, bem como, a transferência de carga e

atrito unitário. A especificação dos strain gages utilizados é KYOWA KFG-5-120-

D16-11.

Para instalação dos strain-gages, as barras passaram pelo processo de

usinagem para eliminar as nervuras e proporcionar uma região plana (figura 50),

posteriormente os mesmos foram fixados na barra (figura 51).

Após a ligação dos strain gages aos terminais e destes ao cabo de leitura,

o conjunto foi isolado eletricamente e protegido com resina apropriada (figura 52).

Depois de montando todo o sistema as barras foram instaladas no pré-furo, como

ilustrado nas figuras 53 e 54, tomando-se cuidado no momento da instalação para

não danificar os cabos.

97

Os grampos instrumentados estavam localizados na cota de 106,6 m e

100,5 m, ou seja, com altura de 7,77 m e 13,87 m. Estes grampos foram

denominados Gr 01 e Gr 02, respectivamente. O grampo 01 foi instalado na

contenção na data de 16/04/16 e o outro em 30/06/15. Os ensaios realizados nos

grampos foram executados em 07/05/16 e 14/07/16, respectivamente. Foram

executados como permanentes na contenção. Optou-se pela instalação como

grampos permanentes, pois se os mesmos fossem grampos adicionais, a injeção

realizada nos grampos da obra (próximos) poderiam influenciar nos resultados

obtidos. Dessa forma, executados como permanentes pôde-se descartar esta

condição, obtendo resultados mais coerentes.

Os procedimentos para o ensaio dos grampos instrumentados foram os

mesmo para o ensaio de arrancamento, porém com leituras a cada 2 min.

Figura 49: Localização dos strain gages no chumbador

Figura 50: Usinagem da barra para eliminar nervuras

Parte 1 - inicial (≈ 5 𝑚) Parte 2 – média (≈ 5 𝑚) Parte 3 – final (≈ 6 𝑚)

98

Figura 51: Fixação dos strain gages na barra e ligação dos cabos

Figura 52: Strain gages protegidos com resina e isolados eletricamente.

Figura 53: Instalação da barra instrumentada

99

Figura 54: Barra instrumentada instalada

3.11 Inclinômetros

Os deslocamentos foram acompanhados por medições com inclinômetros

e pinos de recalques. Os inclinômetros são instrumentos para medir os

deslocamentos horizontais no maciço. Os tubos do inclinômetro (figura 55) com

diâmetro aproximadamente de 80 mm são instalados no interior de um furo de

sondagem (figura 56), com pelo menos 100 mm de diâmetro, até uma profundidade

abaixo da zona suscetível de movimentação.

O espaço entre o furo de sondagem e o tubo do inclinômetro deve ser

preenchido com calda de cimento, de baixo para cima. A utilização de areia deve ser

evitada, pois causa maior dispersão dos resultados. Depois de instalados, os tubos

foram protegidos com uma tampa (figura 57).

Dunnicliff e Green (1988) e Ortigão e Sayão (2004) apresentam os

procedimentos de instalação dos inclinômetros. O fundo do furo com o tubo de

acesso deve atingir uma profundidade que garanta a ancoragem do tubo para que o

mesmo fique imune aos efeitos da escavação do talude. Neste trabalho, além dos

inclinômetros, foram instalados pinos de recalque. Foram estimados 11 pinos para a

residência ao fundo da obra.

100

Para acompanhamento dos deslocamentos do paramento da contenção

de solo grampeado foram instalados dois inclinômetros e onze pinos de recalque,

localizados conforme apresentado na figura 58. Nesta figura não se encontra

ilustrada a posição do pino 03, pois este pino foi danificado no decorrer da obra

sendo possível realizar apenas duas leituras. Desta forma, seu resultado não será

apresentado.

Os inclinômetros foram instalados com afastamento do paramento de no

máximo 1,50 m. Os pinos foram instalados no topo da contenção e também em

elementos estruturais da casa, como nos pilares (pinos 05 e 06), e no muro de divisa

(pinos 01 e 02). As leituras foram realizadas basicamente com frequência de uma

vez por mês tanto para os inclinômetros, como para os pinos de recalque. Os tubos

dos inclinômetros tinham comprimento de 25 m, sendo que o inclinômetro 02

apresentava comprimento de 22,5 m. No entanto, durante a execução da obra, o

tubo do inclinômetro 02 foi perfurado, provavelmente durante a execução do grampo

próximo a ele. Por isso, esse inclinômetro apresenta leituras iniciais com 25 m e

depois apenas até 10,5 m.

Figura 55: Tubos do inclinômetro

101

Figura 56: Instalação do tubo do inclinômetro no furo de sondagem

Figura 57: tampa do inclinômetro

102

Figura 58: Localização dos inclinômetros e pinos de recalque

103

4. RESULTADOS

Esse capítulo apresenta os resultados obtidos durante o desenvolvimento

desse trabalho. As análises de estabilidade do projeto final executado foram

confrontadas com as análises do projeto inicial. As análises de tensão e deformação

serão confrontadas com os resultados dos deslocamentos do paramento, medidos

pelos inclinômetros e pinos de recalque. Além disso, apresenta-se o

desenvolvimento das patologias nas residências vizinhas, em consequência da

execução do solo grampeado.


4.1.1 Inclinômetro 01

Apresenta-se na figura 59 o resultado das leituras inicial, média e final

para o inclinômetro 01. A leitura inicial foi realizada na data de 20/02/15. Neste

momento a contenção possuía três linhas de grampos concluídas, ou seja, uma

altura de 3,40 m. A contenção apresentava um deslocamento de - 7,70 mm. Os

deslocamentos negativos e positivos significam o sentido de deslocamento em

relação ao eixo zero (eixo do inclinômetro).

Os deslocamentos negativos são no sentido esquerdo, sentido do

paramento da contenção em solo grampeado. E os deslocamentos positivos são no

sentido da residência vizinha. A leitura média foi realizada na data de 18/05/16,

neste momento a contenção estava com uma altura de 10,37 m e 10 linhas de

grampos executadas. Pelo resultado apresentado, nota-se que o deslocamento se

manteve da mesma ordem, ou seja, - 6,55 mm. Ao fim da obra, outra leitura foi

realizada, na data de 15/10/15. Nesta fase a obra estava com a altura final de 21,17

m e com as 21 linhas de grampos executadas. Para as leituras desta data nota-se

que o maior deslocamento foi de -8,49 mm. A partir das três leituras, é possível

verificar uma tendência no deslocamento, os três gráficos apresentam o mesmo

comportamento (Figura 59).

Na figura 60 se apresenta as aferições realizadas após a finalização da

contenção. Ao comparar o deslocamento máximo medido no dia 15/10/15 com o

deslocamento medido em 29/12/15, observa-se que após dois meses de obra

104

concluída, o paramento continuou deformando, além disso, observou-se um

aumento do deslocamento, na ordem de 3,7 vezes, ou seja, 32 mm. Cabe observar

que este foi o máximo deslocamento para a obra.

Verificando as demais curvas, apresentadas no gráfico da figura 60, nota-

se que a leitura da última curva (31/05/16) quando comparada com a curva do dia

15/10/15, possuem deslocamentos próximos, mostrando também uma redução dos

deslocamentos quando comparada com a curva obtida pelas leituras do dia

29/12/15.

Após a finalização da obra, os deslocamentos que continuaram a ocorrer

no paramento da contenção em solo grampeado podem ser explicados pela

influência da execução da fundação. Para execução da fundação foram feitas as

escavações dos blocos de coroamento próximos ao paramento, o que pode ter

influenciado na movimentação da contenção.

Quando comparados os resultados com os valores típicos de

deslocamentos horizontais (tabela 6) e observando a linha referente a areia siltosa,

para uma contenção com H=21 m, obtém-se um valor de 21 mm de deslocamento.

O valor de 32 mm para o máximo deslocamento obtido neste trabalho é superior do

que a referencia do autor Shen e outros (1981) apresentado na tabela 6. Porém,

este deslocamento é 0,15%H, situando entre as faixas de 0,10% a 0,30%H citadas

pelos autores Lima (2002) e Schlosser et al. (1992).

105

Figura 59: Deslocamento inicial, médio e final - inclinômetro 01

Figura 60: Leituras depois da obra finalizada - inclinômetro 01

-25,00

-24,00

-23,00

-22,00

-21,00

-20,00

-19,00

-18,00

-17,00

-16,00

-15,00

-14,00

-13,00

-12,00

-11,00

-10,00

-9,00

-8,00

-7,00

-6,00

-5,00

-4,00

-3,00

-2,00

-1,00

0,00

-20,00 -10,00 0,00 10,00 20,00

Prof

undi

dade

(m)

Deslocamento acumulado (mm)

INCLINÔMETRO 01

20/02/15 -

cota 111 -h=3,40m

18/05/15 -

cota 104 -H=10,37m

15/10/15 -cota 93,20 -H=21,17m

-7,70 mm

-8,49 mm -6,55 mm

106

4.1.2 Inclinômetro 02

Apresenta-se na figura 61 o resultado das leituras inicial, média e final

para o inclinômetro 02. A leitura inicial foi realizada na data de 20/02/15. Neste

momento a contenção possuía três linhas de grampos concluídas, ou seja, uma

altura de 3,40 m e um deslocamento de - 8,05 mm. A leitura média foi realizada na

data de 18/05/16, neste momento a contenção estava com uma altura de 10,37 m e

10 linhas de grampos executadas e o deslocamento foi de -6,24 mm. Pelos

resultados obtidos, nota-se que os deslocamentos apresentaram resultados

próximos.

Ao fim da obra, outra leitura foi realizada, na data de 15/10/15. Nesta fase

a obra estava com a altura final de 21,17 m e com as 21 linhas de grampos

executadas. Para as leituras desta data nota-se que o deslocamento foi de -3,60

mm, valor inferior às duas primeiras leituras. A partir das três leituras obtidas,

verificou-se determinada consistência entre elas. A divergência do resultado da

leitura final deve-se ao fato de que o inclinômetro estava comprometido, podendo a

obstrução verificada neste inclinômetro ter influenciado nos resultados.

Na figura 62 se apresenta as aferições realizadas após a finalização da

contenção. Ao comparar o deslocamento máximo medido no dia 15/10/15 com o

deslocamento medido em 31/05/16, observa-se que após seis meses de obra

concluída o paramento continuou deformando, aumentando o deslocamento de -

3,60 mm para 6,68 mm.

Outro fato a ser observado é a localização do deslocamento máximo.

Durante a execução da obra, se localizava entre 5 e 6 m de profundidade, no

entanto, após a obra finalizada, passou a se localizar no topo do paramento.

Após a conclusão da contenção os deslocamentos que continuaram a

ocorrer no paramento do solo grampeado podem ser explicados pela influência da

execução da fundação, conforme relatado anteriormente (inclinômetro 01).

Comparando os gráficos dos deslocamentos dos inclinômetros 01 e 02,

apresentados na figura 63, onde as curvas referem-se às leituras iniciais e finais,

nota-se que os deslocamentos inicias apresentaram valores próximos, -8,49 mm e -

8,05 mm para os inclinômetros 01 e 02, respectivamente. A localização do máximo

deslocamento inicial para os dois inclinômetros foi próximo ao topo da contenção,

aproximadamente à 7 m. Verificando as curvas das leituras finais, os resultados

107

apresentam valores com diferenças significativas. Para a leitura final do inclinômetro

01 tem-se o valor de -7,70 mm, enquanto para o inclinômetro 02 o valor é de -3,60

mm. Vale lembrar que no momento da leitura final do inclinômetro 02, o mesmo já

estava comprometido. Acredita-se que no momento da injeção a pressão da calda

de cimento tenha obstruído o inclinômetro 02, permitindo sua leitura até a

profundidade de 10,50 m. O fato da obstrução do inclinômetro 02 pela calda de

cimento pode ter deixado o mesmo mais enrijecido, apresentando deslocamentos

menores.

Os resultados que mostram os maiores deslocamentos próximo ao topo

da contenção estão de acordo com o apresentando na literatura Clouterre (1991), o

qual faz a afirmação que os maiores deslocamentos ocorrem próximo ao topo.

Figura 61: Deslocamento inicial, médio e final - inclinômetro 02

108

Figura 62: Leituras depois da obra finalizada - inclinômetro 02

Figura 63: Comparações entre as leituras iniciais e finais dos inclinômetros 01 e 02

-11,00

-10,00

-9,00

-8,00

-7,00

-6,00

-5,00

-4,00

-3,00

-2,00

-1,00

0,00

-20,00 -10,00 0,00 10,00 20,00

Pro

fun

did

ade

(m)

Deslocamento acumulado (mm)

INCLINÔMETRO 02

15/10/2015

29/12/2015

12/02/2016

28/04/2016

31/05/2016

109

4.1.3 Pinos de recalque

As leituras dos pinos de recalque tiveram uma frequência de uma vez por

mês, sendo obtidas, no total, dezoito leituras. Inicialmente foram previstos oito pinos,

porém com o decorrer da obra, os pinos 07 e 08 foram danificados, não sendo

possível prosseguir com as leituras. Sendo assim, foram instalados mais três pinos,

que tiveram suas leituras iniciadas em datas posteriores aos demais pinos. Os pinos

instalados posteriormente foram os de números 09, 10 e 11.

Os pinos foram instalados no topo do paramento da contenção em solo

grampeado e também em elementos estruturais da casa vizinha, como nos pilares e

muro de divisa. Os pinos que se localizavam no topo da contenção, pinos 07, 08, 09

e 10, foram instalados próximos um do outro, com menos de um metro de distância.

Os pinos 04 e 11, que também estavam no topo da contenção, foram instalados a

um metro de distância. Os demais pinos estavam posicionados em elementos

estruturais.

Os gráficos foram elaborados com base na data da leitura do recalque,

sendo que a frequência de leitura foi de uma vez por mês.

As figuras 64, 65 e 66, apresentam os resultados dos pinos de recalque.

Pode-se verificar que os deslocamentos ocorreram durante a execução da obra. É

possível observar que, após a sua finalização (outubro/2015), observa-se que os

recalques apresentaram tendência para estabilização.

Figura 64: Resultados pinos de recalque 01, 02 e 04

110

Figura 65: Resultados pinos de recalque 05, 06, 07 e 08

Figura 66: Resultados pinos de recalque 09, 10 e 11

O recalque máximo aferido foi da ordem de 10 mm, com exceção do PR

02 que apresentou um recalque de 26 mm. Este pino estava localizado no muro de

divisa da residência, em seu ponto mais crítico (figura 58). As condições estruturais

do muro não eram boas, fato esse que explica o elevado recalque verificado.

111

Os deslocamentos verticais também podem ser comparados aos

deslocamentos horizontais. Na literatura os valores para esses deslocamentos são

considerados próximos ou até mesmo iguais, como verificado pelos autores

Clouterre, 1991 e Liu et al, 2014. Isso também pode ser verificado nos resultados

obtidos para este estudo.

Analisando os gráficos de deslocamento vertical nas figuras de 64 à 66,

nota-se que os recalques foram, a partir de um período, considerados constantes,

próximos de 10 mm. Na figura 67 apresenta-se o gráfico de deslocamento horizontal

que foi elaborado com os dados das leituras dos inclinômetros, porém utilizando

apenas a primeira leitura, no topo da contenção, para cada dia de aferição. Observa-

se na figura 67 que a maioria dos valores de deslocamento horizontal estava em

média com 8 mm, valor este próximo dos obtidos pelos pinos de recalque, na ordem

de 10 mm.

Figura 67: Deslocamentos horizontais no topo da contenção - Inclinômetros 01 e 02

112

4.1.4 Grampo 01 - Instrumentação

O grampo 01 possuía quatro barras instrumentadas ao longo do seu

comprimento. O grampo com diâmetro de 20 mm e comprimento de 20 m, teve sua

instalação realizada em 16/04/15. Nesse momento a contenção possuía uma altura

de 8 m e oito linhas de grampos concluídas. Como relatado anteriormente, os

grampos instrumentados são permanentes.

O ensaio de arrancamento do grampo 01 foi realizado até a carga de 160

kN, pois a luva rompeu durante a execução do ensaio. O ensaio foi feito em

07/05/15, neste momento a contenção estava com altura de aproximadamente 9,00

m.

Apresenta-se na figura 68 o gráfico de tensão vs deformação obtido para

o grampo 01. As três curvas indicadas nesse gráfico são referentes às barras

instrumentadas: 01 (SR – seção de referência), barra 02 e barra 03. Os resultados

da barra 04 não aparecem no gráfico, pois não foi detectada carga, o que era

esperado, pois se tratou de um ensaio de tração.

As deformações apresentadas na Figura 68 foram obtidas da equação 24:

휀𝑅 = 휀𝐿 ∗ 0,000001

2,6

(24)

Em que:

휀𝑅 = deformação real

휀𝐿 = deformação lida

Sendo o coeficiente 2,6 fator utilizado para ligação em ponte completa.

Com esse resultado foi possível verificar a carga de cada nível

instrumentado. Para a obtenção da carga foi utilizada a equação 25

𝑄 = 휀𝑅 ∗ 𝐸 (25)

Em que:

𝑄 = carga (kN)

휀𝑅 = deformação real

𝐸 = módulo de deformabilidade do grampo (calda e aço), dado pela inclinação da

curva da seção de referência.

113

Pela análise da figura 68 pode-se verificar que a barra posicionada na

seção de referência apresentou resultados coerentes, pois apresentou um R2 = 0,98.

Figura 68: Gráfico Tensão vs Deformação - Grampo 01 – instrumentado

Apresenta-se na figura 69 o gráfico de transferência de carga para o

grampo 01 instrumentado. É possível verificar que a carga foi absorvida quase em

sua totalidade pelo primeiro trecho, localizado próximo ao paramento da contenção,

ou seja, maior parte da carga foi absorvida pelo primeiro segmento do grampo. Isto

pode ser observado pela inclinação das retas.

Pelo gráfico do terceiro nível, nota-se a pouca carga recebida neste

ponto. O nível (04) não acusou nenhum carregamento, conforme relatado

anteriormente. A curva de distribuição de carga ao longo do grampo (figura 69)

mostra uma mobilização de resistência progressiva, de forma triangular, até a

extremidade de 16,0 m.

É possível verificar que, para todas as cargas aplicadas, os instrumentos

seguiram a mesma tendência de comportamento, ou seja, menor deformação

conforme sua posição no grampo. Isso mostra a coerência entre os resultados e

qualidade na instalação da instrumentação.

114

Figura 69: Transferência de carga - grampo 01 – instrumentado

A figura 70 ilustra o gráfico de atrito lateral ao longo do grampo. Verificou-

se que para a carga última de ensaios (160 kN) o primeiro trecho instrumentado

absorveu 60 kPa. Para o segundo trecho o atrito verificado foi da ordem de 30%

inferior ao verificado no nível anterior (21 kPa). Cabe observar que o terceiro e último

trecho praticamente não absorveu carga (1 kPa).

Figura 70: Atrito lateral - grampo 01 - instrumentados

4.1.5 Grampo 02 – Instrumentação

O grampo 02 composto de quatro barras instrumentadas com diâmetro de

25 mm e comprimento de 16 m, e teve sua instalação realizada em 30/06/15. Nesse

momento a contenção possuía uma altura de 13,87 m e treze linhas de grampos

concluídas. Como relatado anteriormente, os grampos instrumentados são

115

permanentes. O ensaio foi feito em 14/07/15, neste momento a contenção estava

com altura de aproximadamente 15 m.

Na figura 71 apresenta-se o gráfico de tensão vs deformação obtido para

o grampo 02. As três curvas indicadas nesse gráfico são referente às barras

instrumentadas: 01 (SR – seção de referência), barra 02 e barra 03. Os resultados

da barra 04 não aparecem no gráfico, pois não foi detectada carga.

Pela análise da figura 71 pode-se verificar que a barra posicionada na

seção de referência apresentou resultados coerentes, pois apresentou um R2 = 0,95.

As deformações apresentadas na figura 71 foram obtidas pela equação (24)

mostrada anteriormente. É possível verificar que para todas as cargas aplicadas, as

barras seguiram a mesma tendência de comportamento, conforme observado no

grampo 01. Essas deformações diminuem ao longo do comprimento do grampo,

como verificado pelas barras 02 e 03.

Apresenta-se na figura 72 o gráfico de transferência de carga para o

grampo 02 instrumentado. O comportamento do grampo 02 foi similar ao grampo 01.

A curva de distribuição de carga ao longo do grampo mostra que quando o

arrancamento ocorre no contato grampo-solo, a mobilização da resistência ao

arrancamento ocorre gradualmente, a partir da cabeça, em direção à parte mais

interna do grampo. Ao se aproximar da carga de ruptura do grampo, as curvas

tendem a se tornar lineares, da cabeça do grampo até a extremidade final.

Na figura 73 apresenta-se o gráfico de atrito lateral ao longo do grampo.

Verificou-se que para a carga última de ensaios (200 kN), o primeiro trecho

instrumentado absorveu 101 kPa. Para o segundo trecho o atrito verificado foi da

ordem de 98% inferior ao verificado no nível anterior. Cabe observar que no terceiro

e último trecho, não absorveu carga.

116

Figura 71: Gráfico Tensão vs Deformação - Grampo 02 – instrumentado

Figura 72: Transferência de carga - grampo 02 – instrumentado

Figura 73: Transferência de atrito - grampo 02 – instrumentado

117

4.2 Análise da estabilidade da contenção em solo grampeado

A análise de estabilidade da contenção em solo grampeado foi realizada

com o auxílio do Software GeoStudio no módulo Slope/W na versão 2016. O

software permite realizar as análises por diversos métodos. Com a interpretação dos

resultados é possível verificar também, além da segurança quanto a estabilidade, se

os grampos estão com comprimentos adequados e se os diâmetros adotados das

barras de aço são satisfatórios ou não.

Para iniciar uma análise no software em questão, primeiro deve-se inserir

os pontos (coordenadas) para desenhar o talude, separando cada tipo de solo e

inserindo a linha freática.

Em seguida, é necessário criar os solos que serão utilizados nas análises.

Em todas as análises foi utilizado, para o modelo do material Mohr-Coulomb. A

figura 74 mostra a janela para entrada de dados dos materiais.

Assim como o solo, os grampos também precisam ser inseridos no

modelo. Eles são inseridos como cargas de reforço, selecionando no tipo a opção

grampo (nail). A figura 75 mostra a janela de entrada dos dados dos grampos. Na

tabela 16 estão os dados de entrada de todos os grampos. Além desses itens, foi

inserido no modelo uma sobrecarga de 20 kPa, devido ao sobrado localizado no

topo do talude e também de acordo com a NBR 11682 (ABNT,2009)

118

Figura 74: Janela para inserção dos materiais (GeoSlope, 2016)

Figura 75: Janela para entrada dos dados dos grampos

119

Tabela 16: Dados de entrada dos chumbadores (para o projeto executado)

Grampo Comprimento

(m) Diâmetro

(mm) Inclinação

(°)

Carga de Trabalho

(kN)

Diâmetro perfuração

(mm)

Resistência ao arrancamento

(kPa)

Fator de redução

resistência

1 20 20 10 - horiz. 101 120 75 1,5

2 20 20 10 - horiz. 101 120 75 1,5

3 20 20 10 - horiz. 101 120 75 1,5

4 20 20 10 - horiz. 101 120 75 1,5

5 20 20 10 - horiz. 101 120 75 1,5

6 20 20 10 - horiz. 101 120 75 1,5

7 20 20 10 - horiz. 101 120 75 1,5

8 20 20 10 - horiz. 101 120 75 1,5

9 16 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

10 16 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

11 16 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

12 16 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

13 16 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

14 16 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

15 16 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

16 16 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

17 12 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

18 12 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

19 12 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

20 12 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

21 12 25 10 - horiz. 158 120 75 1,5

22 11 16 5 - vert. 65 120 75 1,5

23 11 6 5 - vert. 65 120 75 1,5

24 11 6 5 - vert. 65 120 75 1,5

Nas figuras 76, 77, 78 e 79 apresentam-se os resultados das análises de

estabilidade para Ruptura Global pelos Métodos de Morgenstern & Price, Spencer,

Janbu e Bishop, respectivamente. A figura 80 mostra os resultados das análises

para Ruptura Interna pelo Método de Fellenius, com a utilização dos parâmetros

obtidos por correlação SPT. Os parâmetros estão resumidos na tabela 14.

Nas figuras de 76 a 79 encontram-se representadas as duas linhas de

ruptura interna teóricas, identificadas por uma seta. Em todos os métodos é possível

notar que todos os grampos estão na zona passiva, ou seja, atrás da linha de

ruptura interna, onde devem resistir aos esforços de arrancamento. Na zona

considerada ativa, as tensões de atrito lateral são direcionadas para fora da

estrutura. Ao contrário, na zona passiva, as tensões de atrito lateral são direcionadas

para dentro da massa de solo em direção oposta aos deslocamentos laterais da

região ativa.

120

Figura 76: Método de Morgenstern e Price – Parâmetros obtidos por correlações do SPT.

Figura 77: Método de Spencer – Parâmetros obtidos por correlações do SPT.

1,67

Análise: Corte 2-2 - Global MPMétodo: Morgenstern-Price Sobrecarga: 20 kN/m³

0 10 20 30 40 5084

86

88

90

92

94

96

98

100

102

104

106

108

110

112

114

116

1,67

Análise: Corte 2-2 - Global SpencerMétodo: Spencer Sobrecarga: 20 kN/m³

0 10 20 30 40 5084

86

88

90

92

94

96

98

100

102

104

106

108

110

112

114

116

121

Figura 78: Método de Janbu – Parâmetros obtidos por correlações do SPT.

Figura 79: Método de Bishop – Parâmetros obtidos por correlações do SPT.

1,59

Análise: Corte 2-2 - Global JanbuMétodo: Janbu Sobrecarga: 20 kN/m³

0 10 20 30 40 5084

86

88

90

92

94

96

98

100

102

104

106

108

110

112

114

116

1,67

Análise: Corte 2-2 - Global BishopMétodo: Bishop Sobrecarga: 20 kN/m³

0 10 20 30 40 5084

86

88

90

92

94

96

98

100

102

104

106

108

110

112

114

116

122

Figura 80: Método de Fellenius – Parâmetros obtidos por correlações do SPT.

Nas figuras 81, 82, 83 e 84 apresentam-se os resultados das análises de

estabilidade para Ruptura Global pelos Métodos de Morgenstern & Price, Spencer,

Janbu e Bishop, respectivamente e, na figura 85 para Ruptura Interna pelo Método

de Fellenius, da contenção correspondente aos parâmetros obtidos por ensaios de

laboratório.

As camadas 3 e 4 são as de maior representatividade no maciço, desta

forma, utilizam-se para a camada 3 a média dos resultados das amostras 1 e 2 e

para a camada 4, a média das amostras 3, 4 e 5. Os resultados da amostra 6 foram

desprezados, devido à grande divergência dos resultados da coesão obtido em

laboratório, quando comparado com os demais blocos.

Na tabela 17 apresentam-se os parâmetros médios para as camadas 3 e

4. Para as camadas 1, 2 e 5, como não apresentam grande representatividade,

foram utilizados os parâmetros obtidos na fase de pré-projeto.

Tabela 17: Parâmetros médios para camadas 3 e 4.

Camada (kN/m3) c' (kPa) ' ()

3 18 50 34

4 20 47 36

5,59

Análise: Corte 2-2 - Ruptura Interna Teórica 0,4 FelleniusMétodo: Ordinary Sobrecarga: 20 kN/m³

0 10 20 30 40 50

84

86

88

90

92

94

96

98

100

102

104

106

108

110

112

114

116

123

O terreno atrás da do paramento da contenção em solo grampeado é

subdividido em zona ativa e o zona passiva, onde os grampos devem ser fixados. Os

termos de zona ativa e passiva referem-se à forma de mobilização dos esforços no

grampo e o limite entre essas duas regiões é definido pela localização, em cada

grampo, do ponto de máxima força axial que é desenvolvida a partir do

deslocamento do solo causado pela descompressão lateral. Na figura 85 é possível

verificar a linha formada pela maior força axial de cada grampo e a identificação da

localização da zona ativa e passiva.

Verifica-se que todos os grampos estão dentro da zona passiva onde

devem resistir aos esforços de arrancamento. Nas figuras 81 à 84, de análise de

estabilidade global pelos métodos rigorosos e simplificados também é possível

verificar as linhas de máxima força axial. Nessas figuras encontram-se desenhadas

três linhas de máxima força axial. Duas linhas teóricas (0,3H e 0,4H) e linha real

(obtida pelo software GeoStudio,2016 no módulo Sigma/W). Por todos os métodos

apresentados verifica-se que os grampos estão dentro na zona passiva para as três

linhas definidas.

Figura 81: Método de Morgenstern e Price – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório.

124

Figura 82: Método de Spencer – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório.

Figura 83: Método de Janbu – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório.

125

Figura 84: Método de Bishop – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório.

Figura 85: Método de Fellenius (Ordinary) – Parâmetros obtidos por ensaios de laboratório

Observando os valores apresentados na tabela 18, nota-se que todos os

fatores de segurança (FS) obtidos com os parâmetros encontrados nos ensaios de

laboratório são maiores que aqueles obtidos pelos parâmetros de correlações de

Zona

Passiva

Zona

Ativa

126

SPT. Isso mostrou que, para a obra em análise, as correlações de SPT utilizadas

para obter os parâmetros dos solos foram adequadas para o pré-projeto. Além disso,

os valores de peso específico, coesão e ângulo de atrito, para os dois métodos de

análises (correlação SPT e ensaio de laboratório), não apresentaram diferenças

significativas.

Tabela 18: Fatores de Seguranca (FS).

Método FS

SPT

FS

Ensaios Incremento

Morgenstern e Price 1,67 2,35 40,72 %

Spencer 1,67 2,35 40,72 %

Janbu 1,59 2,20 38,36 %

Bishop 1,67 2,36 41,32 %

Fellenius 5,59 2,94 52,59% (redução)

Os fatores de segurança (FS) superiores àqueles obtidos em laboratório

para o modelo executado, deve-se ao fato de que a obra foi pré-dimensionada com

análise de estabilidade realizada para uma contenção de 25 m de altura, e que

também, na época do projeto, considerou-se a linha de água passando pelos

grampos e uma sobrecarga localizada em todo o comprimento do topo do talude.

No modelo executado, a contenção foi modelada com 21,17 m de altura,

com a linha d´água passando no pé do talude, pois durante a execução da obra não

foram encontrados indícios de água, além de que a carga sobrecarga adotada foi

localizada de maneira fiel ao encontrado no local. Estas diferenças podem justificar

as diferenças dos valores obtidos nos fatores de segurança.

É importante ressaltar que, mesmo obtendo resultados positivos como

apresentados neste trabalho para as correlações SPT, os ensaios de laboratório

devem ser realizados, pois eles mostram a real situação em que se deve trabalhar.

Comparando os fatores de segurança obtidos pelos métodos rigorosos de

Morgenstern e Price e Spencer, nota-se que não há diferença entre eles, pois os

dois métodos atingiram o mesmo fator de segurança.

Comparando os métodos simplificados de Janbu e Bishop, observa-se

que o método de Janbu forneceu um fator de segurança 7% menor que o de Bishop.

Entretanto, comparando a média obtida para os métodos rigorosos (FS= 2,69) com a

127

média obtida para os métodos simplificados (FS=2,29) observa-se que os métodos

simplificados são conservadores com valores de fator de segurança inferiores.

Na figura 86 estão as informações do último grampo da análise realizada

pelo método de Bishop. Por meio desta figura, observa-se que o mesmo foi

destacado pelo programa. De acordo com os resultados numéricos nota-se que a

carga de trabalho do grampo, igual a 158 kN, é a mesma carga que o grampo está

absorvendo (158 kN), o que indica que o grampo deveria ter um diâmetro maior.

Porém, neste caso não foi adotado o diâmetro de 32 mm por dificuldades

construtivas e também por serem apenas duas linhas de grampo que necessitam

desse diâmetro. É possível verificar também o comprimento necessário (required

lenght) do grampo na zona resistente. Neste caso, o comprimento requerido foi de

8,38 m, no entanto, o comprimento disponível foi de 11,26 m, indicando que o

grampo poderia ser encurtado.

Para os demais grampos a análise mostra que o comprimento e o

diâmetro adotado são ideais. Para as análises realizadas pelos demais métodos os

resultados foram similares. Com relação à análise de estabilidade global, nota-se

que os cinco primeiros grampos não ultrapassam a superfície crítica de ruptura,

porém isso não significa que os grampos não sejam solicitados. Quando a obra

estava no nível de escavação de 5 m, a superfície potencial de ruptura passava por

esses grampos. Conforme se procedeu à escavação a superfície potencial de

ruptura foi se alterando. Por isso, no fim da escavação a superfície de ruptura não

passa por esses grampos. Nesse momento os grampos não estão trabalhando de

forma eficiente, porém eles exerceram papel fundamental no início da obra.

Além da análise de estabilidade global foi também realizada a ruptura

interna. Para essa análise foi utilizado o método de Fellenius, denominado no

programa por Ordinary. Pela análise de tensão vs deformação verificada

previamente, foi localizado o ponto de máxima carga em cada grampo, o que

permitiu a obtenção da superfície de ruptura interna (figura 85). A superfície de

ruptura é definida pelo usuário, por isso é similar a uma superfície plana. Isso não

significa que o método de Fellenius possui esta superfície. O software aplica o

método convencional de Fellenius para a superfície de ruptura desejada. Além

destas superfícies, foi desenvolvida a análise de ruptura interna para uma superfície

teórica da localização da carga máxima nos grampos. Esta definição da localização

128

teórica é proposta pela Federal Highway Administration (FHWA, 2003,) como

ilustrado nas figuras 87 e 88.

Comparando-se a localização teórica e real da força axial máxima nos

grampos, figuras 85, 87 e 88, respectivamente, conclui-se que o a localização real se

aproxima da localização teórica imposta pelo 0,4H. Apesar da variação do FS, em

todos os casos os resultados foram a favor da segurança.

Para que projetos sejam seguros e econômicos, devem-se realizar as

duas análises. Como pode ser observado nos resultados, tanto a ruptura global

como a ruptura interna apresentaram fatores de segurança satisfatórios.

Figura 86: Resultados grampo n°21 – Análise Global por Bishop

Lreq.

Força de arrancamento

Max. força de arrancamento

Comprimento disponível

Comprimento requerido

Resistência governada pelo aço

Lnec.

129

Figura 87: Localização da máxima força axial no grampo - teórico 0,3H

Figura 88: Localização da máxima força axial no grampo - teórico 0,4H

0,4H

0,2H

0,25H

0,3\H

0,2H

0,25H

130

4.3 Análise tensão vs deformação

Neste item serão apresentadas as análises de tensão vs deformação

realizadas pelo programa GeoStudio no módulo Sigma/W. Primeiramente serão

apresentados os dados de entrada utilizados no programa para desenvolvimento

das análises.

Serão realizadas análises de carga axial nos grampos, verificando a

influência da escavação. Serão apresentadas também análises de deslocamentos

verticais e horizontais, os quais serão confrontados com os resultados

experimentais. Além disso, uma nova análise tensão vs deformação será realizadas

alterando um parâmetro do solo, o módulo de deformabilidade, com o objetivo de

avaliar a influência deste parâmetro nos resultados de carga axial e deslocamentos

horizontais e verticais.

4.3.1 Dados de entrada

Deve-se alimentar o programa no módulo Sigma/W com algumas

informações, como: dados dos grampos, concreto projetado, sobrecarga, linha

d´água, características do solo e da malha de elementos finitos.

Algumas informações neste módulo são diferentes daquelas inseridas no

módulo Slope (análise de estabilidade). Nesta análise, o solo atende a categoria de

parâmetros efetivamente drenados e o modelo do material é considerado como

elastoplastico. Por isso, é necessário informar o módulo de deformabilidade efetivo

do solo (E´), sendo que este parâmetro não é utilizado no módulo Slope. Na tabela

19, são apresentados os parâmetros adotados para o solo nessas análises.

131

Tabela 19: Parâmetros das camadas de solo obtidos por ensaios de laboratório

Camada

Módulo

deformabilidade (E)

(kPa)

Coesão

(kPa)

Ângulo de

atrito (°)

Peso Específico

(kN/m³)

1 3.300 7 22 18

2 4.400 7 36 18

3 6.000 50 34 18

4 20.500 47 36 20

5 55.000 50 40 21

Tanto os grampos como o paramento de concreto projetado, são inseridos

no modelo como viga estrutural (structural beam). Para tanto, alimentou-se o

programa com as informações do módulo de deformabilidade do elemento, a área da

seção e o momento de inércia.

Para o cálculo do elemento de viga dos grampos deve-se utilizar o

diâmetro da perfuração, que no caso foi de 0,12 m, bem como o módulo de

deformabilidade do concreto, de 25 GPa. O módulo de deformabilidade deve ser

divido pelo espaçamento horizontal dos grampos. Essa divisão deve ser feita, pois o

programa realiza as análises no estado plano. A área da seção e o momento de

inércia são calculados pelas equações 26, 27 e 28:

- Área A = π.D²

4=

π.(0,122)

4= 0,01131m²

Em que:

A= área da seção

D = diâmetro de perfuração

(26)

- Momento Inércia I = π.D4

64=

π.(0,124)

64= 1,01788e − 005m4

(27)

Em que:

I= momento de inércia


132

- E* = 𝑬

𝒔𝒉 =

𝟐𝟓

𝟏= 𝟐𝟓𝑮𝑷𝒂

(28)

Em que:

E= módulo de deformabilidade


𝑆ℎ = espaçamento horizontal

Deve-se utilizar o módulo de deformabilidade do aço e seu respectivo

diâmetro para elementos de tração, no entanto, para as vigas verticais comprimidas,

no caso das análises realizadas, tem-se um problema no momento de inércia. O

valor do momento de inércia é baixo, chegando próximo ao valor de zero e com isso

pode ocorrer a flambagem dos grampos no modelo da análise. Portanto, o uso do

diâmetro do fuste é o mais adequado para empregar no modelo.

Para o cálculo do elemento de viga do concreto projetado, adotou-se o

valor do módulo de deformabilidade do concreto de 25 GPa, e para a área da seção

e momento de inércia utilizou-se as seguintes equações (29 e 30):

- Área: 𝑆ℎ ∗ 𝑒 = 1 ∗ 0,08 = 0,08𝑚²

(29)

Em que:


e = espessura do paramento

- Momento de inércia: I = 𝑆ℎ∗e

3

12=

1∗0,083

12= 4,27x10−5m4

Em que:

I= momento de inércia


(30)

Além dessas informações dos grampos, concreto projetado e solo,

devem-se informar as condições de contorno do talude. Foi inserida uma sobrecarga

de 20 kPa a fim de representar a residência existente no topo do talude bem como

foram restringidos os movimentos verticais e horizontais na base do modelo e

movimentos verticais no seu eixo y.

133

Conforme as escavações fossem executadas, as restrições de

movimentos verticais na face do talude foram retiradas. Assim, como no modulo do

Slope, a linha freática foi localizadas no pé do talude.

Na figura 89 está ilustrada a malha de elementos finitos gerada para este

modelo. Foi definido o tamanho do elemento global com 0,50 m e para os grampos a

malha foi refinada para 0,30 m. A malha foi composta com aproximadamente 7.700

elementos.

Figura 89: Malha de elementos finitos

4.3.2 Análise da Carga axial

Através das análises obtidas pelas do Sigma no software GeoStudio foi

possível verificar as cargas axial máximas de cada grampo (tabela 20), confirmando

assim, se o diâmetro adotado foi adequado. Analisando a tabela 20 é possível

verificar que para todos os grampos a carga axial foi inferior à carga de trabalho da

barra de aço, o que mostra que o grampo foi dimensionado corretamente, com

exceção dos grampos 8 e 19 os quais deveriam ter diâmetros maiores. Porém, por

questões construtivas, os mesmos não foram alterados.

134

Tabela 20: Dimensionamento dos grampos

Grampo Carga Axial

(kN/m) Espaçamento

(m)

Carga Axial no grampo

(kN)

Vergalhão adotado

(mm)

Carga de trabalho da barra

de aço (kN)

1 35

1,0

35 20

101

2 37 37 20

3 39 39 20

4 43 43 20

5 48 48 20

6 54 54 20

7 80 80 20

8 127 127 20

9 122 122 25

158

10 102 102 25

11 101 101 25

12 108 108 25

13 116 116 25

14 119 119 25

15 130 130 25

16 136 136 25

17 144 144 25

18 137 137 25

19 170 170 25

20 157 157 25

21 7 7 25

Com os resultados obtidos, foi possível observar que os grampos com o

mesmo comprimento apresentam o mesmo comportamento na distribuição das

cargas (figura 90). Observa-se que os grampos 01 e 05, possuem comprimento de

20 m e mostram uma carga axial distribuída de maneira uniforme. No entanto, os

grampos 10 e 15, com comprimento de 16 m e os grampos 20 e 17 com

comprimento de 12 m, apresentam as mesmas características na distribuição da

carga axial. Estes grampos apresentam um pico de carga máxima definida, sendo

que os grampos 17 e 20 possuem uma carga axial maior por estarem localizados na

parte inferior.

Nota-se também que os grampos 01 e 05, com diâmetro da barra de aço

de 20 mm, têm carga axial máxima de 35 kN e 47 kN, respectivamente. A carga de

trabalho para este diâmetro é de 101 kN, portanto, os grampos estão adequados. O

mesmo pode ser notado para os grampos 10, 15, 17 e 20, que possuem diâmetro do

aço de 25 mm. Dentre estes grampos, a carga máxima atingida foi de 157 kN,

135

(grampo 20), no entanto, a carga de trabalho para este diâmetro é 158 kN. Sendo

assim, estes grampos também estão com cargas adequadas. Na figura 91

apresenta-se a posição dos grampos 01, 05, 10, 15, 17 e 20 no maciço.

Outro fato que pode ser observado nos resultados apresentados é que a

carga axial máxima não se localizou na cabeça do grampo, sendo coerente com os

resultados encontrados na literatura por diversos autores, como Springer (2006) e

Solotrat (2011), os quais também afirmam que a carga na cabeça do grampo é

pequena ou praticamente nula. Por este motivo o paramento de concreto projetado

não é dimensionado como um elemento estrutural.

Figura 90: Comportamento carga axial nos grampos

(20m)

(20m)

(16m)

(16m)

(12m)

(12m)

136

Figura 91: Posição dos grampos no maciço

Foi analisado também o comportamento da carga axial no grampo

conforme as escavações avançavam. O resultado foi apresentado para o grampo 1,

durante a 2ª, 5ª, 10ª, 15ª e 21ª etapas de escavação. Foi escolhido este grampo,

pois este estava presente em todas as etapas. Analisando a figura 92, é possível

observar que, até a 10ª etapa de escavação, o grampo 01 apresentou o mesmo

comportamento, tendo uma mínima variação na carga axial máxima. Para a 2ª etapa

de escavação atingiu 7 kN e na 10ª etapa de escavação atingiu 11 kN.

Conforme as escavações nas proximidades foram executadas, a

solicitação desse grampo também variou. A partir de 10ª etapa de escavação

observa-se uma significativa mudança no comportamento do grampo. A solicitação

de carga axial aumentou de 11 kN para 38 kN.

137

Figura 92: Comportamento da carga axial no grampo 01 em diferentes etapas de escavação

Com os resultados das análises da tensão vs deformação realizadas no

Sigma/W, foi possível confrontar os resultados de transferência de carga obtida

experimentalmente pelo ensaio de arrancamento nos grampos instrumentados. Os

grampos instrumentados 01 e 02 localizavam-se nas cotas aproximadas 106,6 m e

100,5 m; respectivamente. No modelo os grampos correspondentes são os 08 e 14,

respectivamente, que se apresentam na figura 91. A cota de escavação no momento

do ensaio de arrancamento para o grampo instrumentado 01 era 105 m e para o

grampo 02 instrumentado era 99 m. Sendo assim, nessas mesmas cotas de

escavação, foram avaliadas as cargas axiais nos grampos 08 e 14. A altura para o

avanço das escavações era de 1,0 m.

Na figura 93 é apresentada a comparação da curva de transferência de

carga do grampo 01 instrumentado com o grampo 08 (Sigma/W), e na figura 94, a

comparação da transferência de carga do grampo 02 instrumentado com o grampo

14 (Sigma/W). Nota-se que a tendência das curvas é a mesma. A carga diminuiu ao

longo do grampo, como verificado experimentalmente. A divergência nos valores

pode ser explicada pelo fato de que, no ensaio de arrancamento, o grampo foi

levado à carga de ruptura, e no modelo o grampo não chega a trabalhar na sua

carga máxima. Por isso, os valores numéricos não apresentam coerência, mas sim,

a forma de distribuição da carga.

138


GR08


GR14

4.3.3 Análises dos Deslocamentos Horizontais

Com a análise de tensão vs deformação realizada pelo software

GeoStudio módulo Sigma/W, foi possível verificar os deslocamentos horizontais da

face da contenção em todas as etapas de escavação. Esses resultados foram

confrontados com as leituras inicial, média e final obtidas pelos inclinômetros.

A figura 95 mostra o resultado das leituras inicial, média e final obtidas

pelo modelo gerado no Sigma/W. É possível verificar que os deslocamentos

aumentaram com o avanço das escavações. Na leitura inicial, na elevação 111 m,

ou seja, com altura de 3,40 m, o deslocamento máximo obtido foi de -0,012 m (-12

mm). Para as duas outras curvas os deslocamentos foram respectivamente -0,032 m

139

(-32 mm) e -0,082 m (-82 mm). As três curvas apresentam as mesmas

características, com deslocamentos maiores na porção inicial da contenção. O valor

negativo dos deslocamentos horizontais para o Sigma significa a expansão do solo,

como pode ser verificado na figura 96. Esta figura ilustra o maior deslocamento

obtido para esta análise. A figura apresenta uma escala exagera 20 vezes, para que

fique clara a expansão adquirida pelo solo.

Figura 95: Deslocamentos Horizontais inicial, médio e final (Sigma/W,2016)

A curva da cota 93,2 m, da figura 95, que se refere ao nível mais fundo da

obra apresentou um valor de deslocamento elevado e que não foi consistente com

os resultados obtidos em campo, apresentados nas figuras 57 e 59. Tal fato pode

ser explicado pelos parâmetros adotados do solo, pois comparando os parâmetros

adotados na fase de projeto, com base no SPT, com aqueles obtidos nos ensaios de

laboratório, conclui-se que as maiores diferenças foram para o módulo de

deformabilidade do solo e coesão (Tabela 21).

Cabe ressaltar que as propriedades do solo das camadas 3 e 4 foram

adotadas por meio dos resultados obtidos em laboratório, pois essas camadas foram

representativas, além de que as amostras indeformadas retiradas do local eram

referentes a estas camadas. Portanto, para as demais camadas, utilizaram-se os

parâmetros adotados por correlações.

140

Tabela 21: Diferenças dos parâmetros adotados por correlação e ensaio

Figura 96: Deslocamentos horizontais (Sigma/W,2016)

Como a grande maioria dos grampos encontrava-se na camada 4, e para

esta camada a única variação significativa foi para o módulo de deformabilidade,

conclui-se que no ensaio triaxial, o solo no estado confinado não representou de

forma satisfatória as condições reais.

Para as curvas de leitura inicial dos inclinômetros 01 e 02 e curva de

leitura inicial obtida pelo Sigma (figura 97), nota-se uma proximidade nos resultados

e semelhança no comportamento da curva. Nesta fase, a escavação para a leitura

inicial não tinha atingido a camada 4. Portanto, os resultados apresentados estão

próximos. Os parâmetros de ensaios e adotados são iguais.

Adotado Ensaio Adotado Ensaio Adotado Ensaio Adotado Ensaio

1 3.300 3.300 7 7 22 22 18 18

2 4.400 4.400 7 7 26 26 18 18

3 9.900 6.000 16 50 30 34 19 18

4 30.800 20.500 40 47 36 36 20 20

5 55.000 55.000 50 50 40 40 21 21

CAMADA

Mod. Elasticidade

(kPa)Coesão (kPa) Ângulo de atrito (°)

Peso

específico(kN/m³)

141

Figura 97: Comparação leitura deslocamento horizontal inicial Inclinômetro 01 e 02 vs Sigma

Na figura 98 está ilustrada a comparação da curva de leitura média dos

inclinômetros 01 e 02 com os dados do Sigma. Para a curva média, os resultados

apresentados pelos inclinômetros mostram divergência nos deslocamentos quando

comparados com os obtidos pelo Sigma. As leituras resultantes da modelagem

foram superiores do que as aferidas em campo. Para a leitura média a cota da

escavação era de 104 m e existiam quatro grampos instalados na camada 4. Nesta

cota tinha sido escavado aproximadamente dois metros na camada 4, sendo esta a

de maior representatividade com menor valor de módulo de deformabilidade. Como

esta camada no modelo não representou de maneira satisfatória a condição do solo

no local por conta dos parâmetros adotados, os resultados não foram coerentes

entre si. No próximo item será apresentada uma alteração no módulo de

deformabilidade com a finalidade de verificar a influência desse parâmetro nos

deslocamentos horizontais e verticais do paramento da contenção em solo

grampeado. Nota-se que ocorreram deslocamentos no sentido positivo do eixo. Isso

pode ser explicado pela influência da pressão de injeção dos grampos no momento

da leitura dos inclinômetros.

142

Figura 98: Comparação leitura deslocamento horizontal médio Inclinômetro 01 e 02 vs

Sigma

Na figura 99 é possível verificar as curvas referentes à leitura final para os

inclinômetros 01 e 02 e para as leituras do Sigma. Para estas curvas foi

desenvolvida a mesma análise feita para a curva de leitura média. Porém, na leitura

final a obra estava concluída. Como a grande maioria dos grampos foi instalada na

camada 4, a diferença de valores para os deslocamentos dos inclinômetros quando

comparados com o Sigma é ainda maior.

Os deslocamentos obtidos pelo Sigma foram superiores do que os

inclinômetros, conforme se escavava a camada 4, que foi caracterizada como um

solo de baixa resistência. Isso se deve pelo fato da diferença dos parâmetros

adotados por meio dos ensaios de laboratório e os que efetivamente atuam in-situ

no subsolo.

143

Figura 99: Comparação leitura deslocamento final Inclinômetro 01 e 02 vs Sigma

4.3.4 Análises dos deslocamentos verticais

Através do modelo gerado no software GeoStudio, módulo Sigma/W na

versão 2016, foi possível analisar os resultados dos recalques obtidos na superfície

do talude. A figura 100 apresenta os resultados dos recalques na superfície.

144

Figura 100: Recalque na superfície - inicial, médio e final (Sigma/W, 2016)

Observando a Figura 100, nota-se que o recalque máximo obtido foi de

aproximadamente 25 mm, verificado pela curva de cota 93,2 m.

Em relação aos valores positivos e negativos para os deslocamentos,

deve-se ressaltar que para os valores positivos ocorreu o “levantamento” do solo e

para valores negativos, o “afundamento” deste.

Para as duas primeiras curvas, inicial e média, pouca escavação tinha

sido realizada na camada 4, que é a camada de maior representatividade. Sendo

assim, a partir da cota 104 m até o fim da obra, na cota 93,2 m, todas as escavações

foram realizadas na camada 4. Como o módulo de deformabilidade desta camada

obtido em laboratório não representou de maneira eficiente a situação in-situ, os

recalques apresentados foram elevados, pois o solo em questão apresentava baixa

resistência.

Os recalques no topo da contenção para a curva inicial é de 15 mm. Para

as curvas média e final, o valor, respectivamente, é de 24 mm e -19 mm. Os valores

encontrados para a última curva, quando comprado às demais, mostram-se com

comportamento divergente devido ao alívio das escavações que ocorreram durante

todo o processo executivo.

Deve-se atentar ao fato de que o Sigma apresenta os valores de

deslocamento verticais no sentido do topo da contenção em direção ao vizinho,

enquanto que os pinos de recalque estavam posicionados no topo da contenção.

145

Portanto, nem todos os pontos de valores do Sigma podem ser comparados com os

pinos de recalque, apenas o ponto inicial de cada curva, pois estes sim estão no

topo da contenção.

4.4 Alteração do parâmetro módulo de deformabilidade

Como verificado nas análises anteriores, foi possível notar que os

resultados obtidos pela modelagem não foram satisfatórios em relação aos

deslocamentos horizontais e verticais. Essa divergência de resultados está

diretamente ligada com aos parâmetros do solo utilizados nos dados de entrada do

programa.

Foi realizada, portanto, uma avaliação dos deslocamentos empregando

uma metodologia semi empírica para obtenção do módulo de deformabilidade,

verificando assim os resultados obtidos para os deslocamentos horizontais, verticais

e carga axial. Com a alteração nesse parâmetro do solo, uma nova modelagem foi

realizada, sendo denominada segunda modelagem.

Os novos valores de módulo de deformabilidade foram obtidos por

correlações do NSPT, conforme exemplificado no item 3.2, com base na proposta por

Aoki e Velloso (1975).

Vale lembrar que o coeficiente K foi adotado para o solo caracterizado

pelo ensaio de laboratório, que no caso foi para areia siltosa (K=0,80) e não pela

textura apresentada pelo relatório SPT.

Na Tabela 22 é apresentada a diferença nos valores de módulo de

deformabilidade adotado para as três análises: para o projeto em estudo, para o

modelo (obtido por ensaio laboratório) e para a segunda modelagem. Os demais

parâmetros do solo não foram alterados. Observa-se pela tabela 22 que o módulo de

deformabilidade teve um aumento considerável, principalmente para as camadas de

maior representatividade, camadas 3 e 4.

146

Tabela 22: Módulo de deformabilidade adotado na retro análise

CAMADA Mod. Deformabilidade (kPa)

Adotado Modelo 2º Modelagem

1 3.300 3.300 4.800

2 4.400 4.400 6.400

3 9.900 6.000 15.000

4 30.800 20.500 50.000

5 55.000 55.000 80.000

4.4.1 Análises dos deslocamentos horizontais

Com a análise de tensão vs deformação realizada pelo software

GeoStudio módulo Sigma, foi possível verificar os deslocamentos horizontais do

paramento da contenção em todas as etapas de escavação. Esses resultados foram

confrontados com as leituras inicial, média e final obtidas pelos inclinômetros e com

os resultados da primeira modelagem realizada, a fim de avaliar a influência do

módulo de deformabilidade nesses resultados.

A figura 101 mostra o resultado das leituras inicial, média e final obtida

pela alteração do módulo de deformabilidade no GeoStudio. É possível verificar que

os deslocamentos aumentaram com o avanço das escavações. Na leitura inicial, na

cota 111 m, ou seja, com altura de 3,4 m, o deslocamento máximo obtido foi de -7

mm. Para as duas outras curvas os deslocamentos foram respectivamente -14 mm e

-36 mm. As três curvas apresentam as mesmas características, com deslocamento

maior próximo ao topo da contenção.

147

Figura 101: Deslocamentos horizontais obtidos para a alteração do módulo de

deformabilidade

Na tabela 23 é possível verificar a diferença dos resultados obtidos nas

análises realizadas.

Tabela 23: Comparação entre os resultados de deslocamento horizontal

Deslocamento (mm)

Cota Incl. 01 Incl. 02 Modelo 2° modelo

111 -7,7 -6,0 -12,0 -7,0

104 -6,5 -8,0 -32,0 -12,0

93 -8,5 -4,0 -82,0 -36,0

Quando os resultados do segundo modelo são confrontados com aqueles

obtidos pela primeira modelagem (figura 95), nota-se que os deslocamentos tiveram

uma redução de aproximadamente 50 %. Essa redução mostra relação com a

rigidez apresentada pelo solo, como confirmado pela retro análise. Verifica-se que os

dados obtidos através do ensaio triaxial não representaram as condições in-situ do

solo. Comparando-se os resultados da segunda modelagem com os inclinômetros,

observa-se que para as duas primeiras cotas os valores foram mais próximos que

para os deslocamentos da cota 93 m.

148

Os gráficos de deslocamentos obtidos pelo Sigma/W apresentam

deslocamento negativos. No entanto, aqueles obtidos pelos inclinômetros

apresentam deslocamentos negativos e positivos. Isso pode estar associado à

pressão de injeção de calda de cimento que interfere nas leituras, sendo que essa

interferência não é considerada no modelo em análises. Para os inclinômetros, o

maior deslocamento observado para a obra foi de 32 mm, enquanto que para a

segunda modelagem foi de -36 mm, mostrando assim a influência do módulo de

deformabilidade nos resultados dos deslocamentos. Aumentando o módulo de

deformabilidade em duas vezes, os deslocamentos diminuíram cerca de 50%.

4.4.2 Análises – Carga axial nos grampos

Com a análise de tensão vs deformação realizada para o modelo em que

o módulo de deformabilidade foi alterado, foi possível verificar a influência desse

parâmetro na carga axial dos grampos. Na tabela 24 estão apresentados os

resultados obtidos pelo primeiro modelo e para a segunda modelagem. Observa-se

que a carga axial teve uma redução em média de 15%, apenas para os grampos 3,

4, 5, e 6 onde as cargas da segunda modelagem foram superiores.

Portanto, com esses resultados entende-se que o módulo de

deformabilidade não está diretamente relacionando com as cargas axiais nos

grampos. A variação de carga foi baixa, o que pode não apresentar modificações

relevantes em projetos.

As deformações decorrentes do solo por meio de sua descompressão

devido à escavação implicam no aumento das cargas axiais dos grampos. Para o

caso deste trabalho, a variação de sua rigidez não traduziu em variações nas cargas

dos grampos.

149

Tabela 24: Comparação da carga axial dos grampos

Grampo Carga Axial (kN)

Modelo 2º Modelo

1 35 28

2 37 34

3 39 39

4 43 47

5 48 53

6 54 55

7 80 75

8 127 100

9 122 103

10 102 90

11 101 90

12 108 93

13 116 100

14 119 100

15 130 113

16 136 116

17 144 120

18 137 124

19 170 136

20 164 129

21 7 6

4.4.3 Análises dos Recalques

Através da segunda modelagem realizada no software Sigma/W, foi

possível verificar a influência do módulo de deformabilidade nos recalques na

superfície do talude. A figura 102 apresenta os resultados dos recalques da

superfície.

150

Figura 102: Recalques obtidos na retro análise - Sigma/W

A figura 102 mostra a comparação dos recalques do primeiro modelo

analisado com o segundo modelo. Observa-se que os recalques diminuíram

praticamente pela metade em todas as curvas. Os recalques no topo da contenção

em relação ao segundo modelo, apresentaram os valores: para a curva inicial de 9

mm, para as curvas média e final, respectivamente, de 13 mm e -9 mm. Os

recalques apresentam variações até o comprimento de 30 m. Depois se mostram

praticamente constante. O recalque máximo verificado foi de -10 mm. O recalque

médio para o topo da contenção foi de 10 mm, assim como o recalque médio

verificado pelos pinos de recalque. Dessa forma, com a alteração do módulo de

deformabilidade, os resultados apresentaram-se adequados com aqueles obtidos

experimentalmente, confirmando assim a influência do módulo de deformabilidade

nesses resultados.

Como o parâmetro do módulo de deformabilidade foi alterado para a

segunda modelagem verifica-se que este parâmetro influencia de maneira

significativa os resultados dos deslocamentos verticais. Anteriormente, o solo estava

modelado com uma rigidez baixa. Alterando esse parâmetro com valor proposto pela

literatura, por correlações, de acordo com o tipo de solo verificado em laboratório, os

resultados foram coerentes.

151

4.5 Patologias Identificadas

Com base nos resultados apresentados dos inclinômetros e dos pinos de

recalque, nota-se que a execução da obra acarretou danos aos vizinhos,

principalmente para o vizinho que se localiza aos fundos da obra (vista 2 – figura

32). Diante de todos os acompanhamentos e instrumentações realizadas, foram

registradas também as patologias ocorridas durante a execução.

O primeiro incidente foi a remoção do muro do vizinho (figura 103), pois

estava apresentando risco de desabamento, o que motivou sua remoção e

reconstrução. Após este fato, e em data próxima a 24/12/2014, foi relatado pelo

morador da casa vizinha que o esgoto havia entupido, evento esse ocasionado pela

injeção dos grampos, sendo o problema solucionado pela construtora. Em

14/05/2015 foram constatados vazamentos no banheiro (figura 104). No dia

18/06/2015, durante uma visita à residência onde essas patologias foram

acompanhadas, foram observadas as trincas no muro de divisa, com valores da

ordem de 5 cm (figura 105). Outras trincas começaram a surgir na casa, as mesmas

foram verificadas com frequência para avaliar sua evolução. A sequência de figuras

106, 107 e 108 apresentam mais algumas patologias registradas.

Figura 103: Remoção do muro

152

Figura 104: Início de vazamento no banheiro

Figura 105: Acompanhamento das trincas no muro de divisa

Figura 106: Trincas no piso do quintal (data: 28/07/2015)

153

Figura 107: Trincas no piso do quintal (data: 13/08/2015)

Figura 108: Trincas na parede e no banheiro (data: 19/11/2015)

154

5. CONCLUSÕES

Com base nos resultados obtidos e nas análises efetuadas pode-se

concluir:


• Inclinômetros

A utilização dos inclinômetros para a obra foi de grande importância e seu

uso é recomendado. Com verificações frequentes é possível avaliar o

comportamento da obra e identificar deslocamentos além do esperado, por isso seu

uso é indispensável.

Os inclinômetros instalados na obra para acompanhamento dos

deslocamentos horizontais mostraram resultados coerentes com os apresentados

pela literatura. Os deslocamentos obtidos em relação à altura da contenção são

0,04% H e para o maior deslocamento obtido a taxa é de 0,15% H. A instrumentação

apresentou resultados condizentes com o esperado.

• Pinos de recalque

A maioria dos pinos apresentaram problemas, não sendo tão eficientes

para o estudo desenvolvido. As verificações apresentaram deslocamentos verticais,

em média de 10 mm, valor este que se aproxima do estimado na fase de projeto (8

mm). Além disso, comparando-se os deslocamentos verticais com os horizontais, os

resultados mostram-se próximos, assim como consta na literatura.

• Grampos instrumentados

Dois grampos instrumentados foram utilizados para interpretação das

deformações e transferência de carga e distribuição do atrito ao longo dos grampos.

As maiores deformações ocorreram na porção inicial dos grampos. Os ensaios

realizados mostraram que o arrancamento ocorreu no contato grampo-solo e a

mobilização da resistência obtida foi de forma gradual, a partir do topo, em direção à

155

parte interna do grampo. Com relação ao atrito lateral, verificou-se que, para o

grampo 1, o segundo trecho absorveu um atrito 30% inferior ao primeiro trecho,

enquanto que no grampo 2, o segundo trecho absorveu um atrito 98% inferior ao

primeiro trecho.

5.2 Análise de estabilidade

Com as análises de estabilidade global e interna realizada pelo programa

GeoStudio versão 2016, módulo Slope/W conclui-se que todos os grampos estavam

ancorados na zona passiva, mostrando que os grampos foram dimensionados

corretamente. A utilização da modelagem no programa GeoStudio, módulo Slope/W,

é importante para que possa desenvolver projetos seguros e econômicos.

Quando se comparam os fatores de segurança obtidos pelos diversos

métodos, nota-se que os resultados foram próximos, exceto o método de Janbu, que

se mostrou mais rigoroso. Para a análise de ruptura interna, a posição da linha de

máxima força axial obtida é condizente com aquela apresentada pela literatura,

distante 0,4 H, no topo da contenção.

5.3 Análise de tensão vs deformação

• Carga Axial

Com a análise de tensão vs deformação foi possível analisar também as

cargas de trabalho de cada grampo. Com os resultados obtidos verificou-se que a

carga axial máxima foi inferior a carga de trabalho, mostrando que o

dimensionamento da barra de aço foi adequado. As cargas axiais aumentaram

conforme se executou as escavações.

As maiores cargas no início do grampo não significam que o comprimento

das barras possa ser reduzido. É necessário o correto comprimento na zona

passiva, que é definido pela posição da linha de ruptura.

156

• Deslocamentos horizontais e verticais

Na análise de tensão vs deformação realizada pelo programa GeoStudio,

módulo Sigma/W, os resultados de deslocamento horizontal e vertical não foram

coerentes com a literatura, nem com os resultados experimentais, o que está

associado aos parâmetros do solo inseridos no programa.

O ensaio triaxial não representou de maneira eficiente a real situação do solo,

por isso os resultados dos deslocamentos horizontal e vertical no software não foram

coerentes.

O programa computacional para análises de estabilidade e tensão vs

deformação se mostrou uma ferramenta eficaz, garantindo obras mais seguras.

A utilização do ensaio SPT para obtenção dos parâmetros do solo, por

correlações, para este trabalho se mostrou satisfatória.

É importante que se realizem ensaios de laboratório (resistência e

caracterização) em amostras indeformadas coletadas no maciço durante as

escavações, que permitirá que as análises de estabilidade e de deformabilidade

possam ser verificadas objetivando obras mais seguras.

• Alteração do parâmetro módulo de deformabilidade

O módulo de deformabilidade mostrou influenciar significativamente os

resultados de deslocamentos horizontais e verticais.

Para os deslocamentos verticais e horizontais a redução foi de

aproximadamente 50%. Com o aumento do valor do módulo de deformabilidade o

solo ficou mais rígido apresentando menores deslocamentos. Com essas alterações,

os resultados se aproximaram dos obtidos experimentalmente. Desta forma, deve-se

ter atenção aos parâmetros inseridos no programa para obtenção de boas análises.

• Patologias

Durante a execução de uma obra de solo grampeado são esperados

relatos de patologias nas construções vizinhas. Nesta pesquisa verificou-se na

edificação adjacente a obra rachaduras, trincas e entupimento do esgoto. Essas

patologias não condizem com os resultados experimentais e pela modelagem.

157

Os resultados obtidos experimentalmente e pela modelagem mostram que

a opção do solo grampeado foi uma escolha adequada, apesar dos danos

verificados na edificação adjacente. Pode-se dizer que, além do solo grampeado,

também deveriam ter sido executados os tirantes na parte mais baixa da contenção

com a finalidade de reduzir os danos na construção vizinha.

158

6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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7. ANEXOS

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