* A Empresa SOLO FIRME Contenções atua na execução das diversas metodologias visando aumentar a

ESTABILIDADE DE TALUDES E ENCOSTAS, bem como, na execução de serviços de TERRAPLENAGEM E FUNDAÇÕES;

Com relação à contenção de taudes e encostas, podemos estabilizá-lo conforme abaixo:

01- Diminuição da Inclinação;

02- Drenagem;

03- Berna;

04- Estaqueamento no Pé do Talude;

05- Solo Grampeado, Muro de Arrimo;

06- Chumbamento ( Ancoragem e Atiramento );

07- Revestimento ( Gramação, Concreto Projetado, Solo-Cimento,

Imprimação Asfáltica );

08- Obstrução das Fissuras ( Cimento ou Betume );

09- Injeções ( Cimento, Solução de Silicato de Sódio, Cal, Resinas

Para Consolidação );

* Você sabia que de 300 casos de acidentes analizados pela Empresa Bureau de Securitas, as incidências foram assim classificadas:

33% - Deficiência da drenagem;

25% - Dimensionamento da base insuficiente;

19% - Insuficiência estrutural;

10% - Falhas de execução durante o aterro;

05% - Falhas nos apoios superiores ou laterais;

05% - Acidentes nos t.rabalhos;

03% - Causas diversas;

* Abaixo estaremos descrevendo cada um dos Métodos de Estabilização de Taludes citados acima, iniciando pelo Método de Revestimento / Concreto Projetado.

CONCRETO PROJETADO

ACI - American Concrete Institute: " Argmassa ou concreto pneumaticamente projetado à alta velocidade sobre uma superfície "

ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas: " O concreto projetado é um concreto com dimensão máxima do agregado superior a 4,8 mm, transportado através de uma tubulação e projetado, sob pressão, à elevada velocidade, sobre uma superfície, sendo compactado simultaneamente "

01- No processo pode ser utilizado agregados graúdos;

02- O processo de projeção pode ser via seca ( dry mix ) ou via úmida ( wet mix );

03- Deve-se utilizar mangueiras cuja capacidade mínima seja igual ao dobro da carga de serviços ( Recomendação ACI );

04- Deve-se utilizar correntes ou cabos de aço nas fixações dos mangotes para evitar que ele escape com movimentos que podem gerar graves acidentes do trabalho ou incidentes;

05- Para se alcançar uma boa compactação com mínima reflexão utiliza-se afunilar o bico de projeção;

06- Denonminase reflexão o fenômeno que ocorre durante a projeção do concreto, onde parte do material é refletido não ficando incorporado ao alvo da projeção, caindo ao chão consequentemente;

07- A reflexão é um processo dinâmico dividido em duas partes, a primeira fase corresponde à formação de um colchão de amortecimento para o concreto projetado. Este colchão consiste, basicamente, numa fina camada de pasta e argamassa. Quando se inicia a projeção a reflexão é muito intensa pois só a pasta de cimento é capaz de se aderir à superfície do alvo da projeção. À medida que esta camada tem sua espessura aumentada, passa progressivamente à incorporar o agregado de dimensões maiores até que seja possível incorporar o agregado graúdo. A partir deste momento se dá início à segunda fase onde a intensidade da reflexão torna-se constante com níveis bem inferiores à primeira fase. Do exposto, ressaltamos a necessidade de se ter na operação do Concreto Jateado um Encarregado e Mangoteiro experientes na função;

08- Para reduzir a reflexão é indicado o uso de microssílica, pois além de aumentar a coesão, dada a sua garnde " finura ", aumenta o teor de finos da mistura, como também é indicado o uso da maior quantidade de água possível no processo, mas não devendo resultar fluidez da mistura, o que faria que a mistura perca a coesão impedindo, desta forma, que ela permaneça aderida à parede;

09- A reflexão também é aumentada quanto maior for a iregularidade do substrato, bem como, projeção em telas metálicas ou plásticas que vibrem, desprendendo o grãos;

10- A reflexão será menor quanto mais próximo dos 90º se der a projeção do concreto, bem como, uma distância entre 0,60 m a 1,80 m;

11- Para uma reflexão de 25%, temos ( ACI) :

Material Cimento/kg Agregados/kg Água/kg Traço em peso

Mistura Seca / 1.000 l 280 1168 47 1:4,17

Concreto Projetado / 555 l 252 876 116 1:3,48

Reflexão / 250 l 28 292 29 1:10,43

Traço da Mistura Lançada à Traço do Concreto Projetado

Máquina de Projeção que foi incorporado à estrutura

1 : 3,0 1 : 2,0

1 : 3,5 1 : 2,8

1 : 4,0 1 : 3,5

1 : 4,5 1 : 3,6

1 : 5,0 1 : 3,8

1 : 6,0 1 : 4,1

12- As recomendações para uma perfeita execução do Concreto Projetado, deverá conter um controle dos seguintes Processos:

a- Formação e qualificação da mão de obra;

b- Verificação dos equipamentos - vazão e pressão de ar e água;

c- Dosagem;

d- Materiais;

e- Preparo da superfície;

f- Mistura seca;

g- Início da operação: ar comprimido, bomba de água, alimentadora, máquina de projeção, dosador de aditivos;

h- Ajustes iniciais - vazão e pressão de ar e água;

i- Direção do jato de concreto;

j- Movimento do bico de projeção;

k- Distância do bico à superfície de aplicação;

l- Manutenção de fluxo constante de mistura seca pelo mangote;

m-Entupimentos: mangote, linha d'água, linha de aditivo;

n- Projeção em locais limitados por cantos;

o- Desplacamento;

p- Ocorrência de solavancos;

q- Fim de operação: alimentadora, dosador de aditivo, água e ar comprimido;

r- Limpeza da máquina de projeção;

s- Limpeza dos dosadores de aditivos;

t- Limpeza do mangote quando utilizada a pré-umidificação;

u- Defeitos localizados;

v- Laminação;

w- Falha superficial - Dunas - Manchas - Rugosidade;

x- Espessura da camada;

y- Cura;

z- Elevado coeficiente de variação;

Fonte: BT / PCC / 92 - Concreto Projetado: O Controle do Processo de Projeção - Antonio Figueiredo / Paulo Helene.

SOLO GRAMPEADO

001- Um dos parâmetros mais importantes em projetos de solo grampeado é a resistência ao cisalhamento no contato solo-grampo (qs), o qual é função das

propriedades do solo, do grampo e da interface solo-grampo, podendo ser obtido experimentalmente com ensaio de arrancamento ( " pull out test ” );

Os fatores que podem influenciar 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 desempenho do grampo quanto à resistência ao cisalhamento no contato solo-grampo, pode ser melhorado com os seguintes cuidados:

• Limpeza do furo: a limpeza do furo durante a perfuração pode ser realizada a seco ( com ar comprimido ) ou utilizando água ou outro fluido na

lavagem ( com equipamentos rotativos );

• Materiais e fator água-cimento: empregando componentes de calda de cimento adequados, com fator água-cimento apropriado;

• Aditivos: um importante aditivo é o expansor de calda de cimento, que evita a retração e, conseqüentemente, a diminuição do atrito.

Outro aditivo é o acelerador de pega, permitindo a mobilização do reforço em menor tempo;

• Tubo lateral de injeção: a utilização de uma tubulação plástica lateral de injeção deve ser prática obrigatória, especialmente em grampos longos

com comprimento maior que 3m, pois é essencial garantir que a calda preencha todo o furo;

• Espaçadores e centralizadores: são dispositivos simples que podem ser fabricados na própria obra, instalados a cada 2 ou 3m ao longo da barra

de aço. Garantem que a barra seja centrada no furo.

Os ensaios de arrancamento podem ser realizados antes (ensaios preliminares) e durante a obra (ensaios de conformidade e de inspeção) e o projeto é

ajustado à medida que se observa o resultado desses ensaios.

002- A técnica de solo reforçado com grampos é relativamente recente, tendo sido a França a pioneira no desenvolvimento da técnica. No começo dos anos 80, a técnica foi inicialmente considerada em estruturas temporárias para suporte de terra, desenvolvendo-se depois para estruturas de médio e longo prazo de duração. De 1986 a 1990, quatro milhões de dólares foram investidos em um programa de pesquisa denominado Projeto Clouterre numa iniciativa do Ministério Francês de Transporte. O principal objetivo foi o desenvolvimento de especificações de projeto de estruturas temporárias ou permanentes, em solo grampeado, na execução de escavações. Vinte e uma organizações incluindo companhias privadas e laboratórios de pesquisas públicos participaram diretamente do Projeto Clouterre.

Quatro tópicos importantes foram desenvolvidos:

• Estado limite de utilização de estruturas em solo grampeado empregando fatores de segurança parciais;

• Estimativas de deformações em estruturas de solo grampeado em serviço;

• Dimensionamento da face;

• Aspectos relacionados à durabilidade e medidas preventivas contra corrosão.

Mais recentemente, em 2002, surgiu o Projeto Clouterre II (Clouterre, 2002), cujos principais objetivos foram avaliar:

• Deslocamentos e métodos de cálculo de estruturas em solo grampeado;

• Comportamento de taludes em solo grampeado submetidos a sismos;

• Dimensionamento da face;

• Resultados de ensaios de arrancamento dos grampos divulgados no Projeto Clouterre I;

• Desempenho de emboques de túneis reforçados com grampos;

003- Interação solo / grampo

Durante a construção, devido à descompressão lateral do solo, os grampos são solicitados essencialmente a esforços de tração. A transferência de tensões

entre o solo e o reforço envolve um mecanismo de resistência ao cisalhamento entre os dois materiais.

Dois tipos de interação solo-grampo são desenvolvidos em massas de solo grampeado:

A mais importante interação é a tensão cisalhante aplicada pelo solo ao longo dos grampos, a qual induz tensões nos grampos. Em solos de textura

arenosa e homogêneos, a resistência ao cisalhamento no contato sologrampo (qs) é praticamente independente da profundidade e, portanto, da tensão confinante. O valor de qs pode ser influenciado pelo método de colocação do grampo no maciço (injeção sob baixa pressão, alta pressão ou por gravidade,

por exemplo) e pelo grau de saturação do solo. Em solos argilo-arenosos, a resistência ao cisalhamento no contato solo-grampo pode se reduzir à metade quando o teor de umidade é superior ao ótimo para a saturação completa.

Existem certas similaridades entre o atrito em estacas e o atrito unitário sologrampo (qs) que justificam o uso de correlações de atrito lateral estabelecidos

para estacas. Vale ressaltar que são as deformações internas na parede de solo grampeado, e especialmente extensões laterais, que induzem a mobilização

da resistência ao cisalhamento ao longo dos grampos e as tensões de tração posteriormente. Estas deformações são causadas pela descompressão lateral

do solo devido às sucessivas etapas de escavação.

A segunda interação, menos importante, diz respeito aos momentos fletores e às forças cisalhantes, mobilizadas nos grampos, na zona de cisalhamento

desenvolvida na massa de solo grampeado. O experimento CEBTP No 01 de Plumelle et al. (1990) mostra este comportamento. Se os grampos são flexionados, eles serão submetidos a momentos fletores e esforços cisalhantes na região de cisalhamento da massa de solo grampeado. As deformações nos grampos são calculadas de forma análoga às estacas carregadas com esforço horizontal e momento no topo da estaca, utilizando-se o coeficiente de reação do solo. Maiores detalhes são apresentados por Clouterre (1991).

Durante o cisalhamento da massa de solo grampeado, a ruptura do grampo dá-se ou por esforços de tração (Tpr) na interseção com o plano de ruptura ou,

alternativamente, por plastificação nos pontos correspondentes aos valores máximos de momentos fletores (Mmáx), os quais são localizados fora da superfície de ruptura. Se os grampos forem considerados rígidos, a plastificação dos pontos de máximos momentos fletores praticamente nunca corresponderá à ruptura dos grampos.

Convém lembrar que a ruptura da estrutura de solo grampeado poderá ocorrer também no contato solo-grampo se as tensões cisalhantes alcançarem o

valor limite de qs, causando uma ruptura por falta de aderência.

A mobilização da resistência ao cisalhamento ao longo dos grampos ocorre para pequenos deslocamentos do grampo em relação ao solo, da ordem de poucos milímetros. Ela pode ser representada pela lei bilinear de Frank e Zhao (1982). A mobilização da resistência ao cisalhamento no contato entre o solo e o grampo não é uniforme. Conforme já mencionado, ela depende de uma série de fatores tais como, o comprimento do grampo, magnitude das forças de tração aplicada, características da nata e condições do solo. No entanto, como simplificação, a mobilização da resistência ao cisalhamento no contato solo-grampo é admitida constante ao longo de todo o comprimento do reforço, o que resulta num valor de Q (resistência mobilizada por unidade de comprimento)

constante.

004- Em relação às forças de tração, forças cisalhantes e momentos fletores que podem ocorrer nos grampos, uma clara distinção entre construção, serviço e ruptura deve ser feita. Durante a construção e em serviço, quando as deformações são muito pequenas, os grampos são essencialmente solicitados à tração. No entanto, considerando os casos onde os grampos têm inclinação desfavorável em relação à face, baixos valores de esforços cisalhantes e momentos fletores podem ser gerados próximo à face durante a construção. Em situações próximas à ruptura, forças cisalhantes e momentos fletores nos grampos irão aparecer ao longo da superfície de ruptura e não devem ser desprezados. Com relação à distribuição de tensões nos grampos, à medida que se prossegue com a escavação, tensões de tração são desenvolvidas nos grampos em função da descompressão lateral do solo, resultado do processo de escavação. Há um aumento nas solicitações axiais ao longo dos grampos em função do prosseguimento da escavação.

Segundo Lazarte et al. (2003), os esforços axiais desenvolvidos ao longo do grampo são máximos após duas fases subseqüentes de escavação abaixo da cota daquele grampo. Os esforços axiais podem aumentar moderadamente (em geral,cerca de 15%) no intervalo de tempo entre o final da construção e a longo-prazo. Este carregamento adicional que, em geral, não é calculado, está associado ao fenômeno de “creep” e deve ser levado em consideração no projeto de taludes grampeados através da adoção de FS mais conservadores. A influência do fenômeno de “creep” pode ser verificada através do monitoramento dos esforços atuantes nos grampos durante a vida útil da obra.

Em simulações numéricas de escavações verticais em solos residuais, verificaram que esta afirmativa só é válida para o caso de grampos com ambas as extremidades livres, sem fixação à parede (grampos livres). As análises de tensões nos grampos mostram que o ponto de tração máxima varia em função da forma de fixação do grampo e em função das possíveis descontinuidades litológicas ao longo do grampo. No caso de grampos fixos, o ponto de tração máxima ocorre junto à face. No caso de grampos livres, a tração máxima verifica-se em um ponto mais interno. Nota-se ainda que o mecanismo de ruptura com regiões ativa e passiva somente ocorre quando os grampos são livres em relação à face do talude escavado. Neste caso a zona considerada ativa está situada atrás da face. Nesta região as tensões de cisalhamento lateral aplicadas pelo solo nos grampos são direcionadas para fora. Ao contrário, na zona passiva, as tensões de cisalhamento lateral são direcionadas para dentro da massa de solo em direção oposta aos deslocamentos laterais da região ativa.

A localização exata da máxima força de tração nos grampos (Tmáx) não é tão simples de se determinar. Os esforços axiais nos grampos têm sido avaliados e resultados interessantes são apresentados por Juran et al. (1990). Geralmente, a forma e posição da linha de máxima tensão, a qual pode ser considerada como uma possível superfície potencial de ruptura, são bem diferentes do plano de ruptura de Rankine. Na parte inferior do talude, a tensão de tração máxima ocorre, aproximadamente, entre 0,15H e 0,2H da face. Estas posições podem variar com a inclinação do talude. Deve-se ressaltar que não há uma regra geral para definir a distância do topo da escavação até a linha que define a superfície de ruptura, devido a variações nos tipos de solos e grampos existentes. Em alguns experimentos em escala real, por exemplo, observaram que esta distância é da ordem de 3,5H.

Gässler e Gudehus (1981) observaram que os empuxos atuantes no paramento são cerca de 60% do valor preconizado pela teoria de Coulomb.

Em análises baseadas no método dos elementos finitos, Krahn (2001a e 2001b) indicou que a localização dos esforços máximos de tração nos grampos

reflete uma possível superfície de ruptura do maciço reforçado. Nas análises realizadas, os esforços cisalhantes e momentos fletores desenvolvidos nos grampos (φaço=30mm) foram relativamente pequenos.

A forma da distribuição dos esforços axiais ao longo do grampo pode ser simplificada conforme a proposta da FHWA. A força de tração aumenta com o parâmetro Qu (equivalente à resistência ao arrancamento por unidade de comprimento), alcança o valor máximo (Tmáx), e então decresce para uma taxa de Qu até o valor de To, equivalente à força de tração na cabeça do grampo. O valor de Tmáx é definido pela resistência do grampo (RT), resistência à ruptura na face (RF) ou pela resistência ao arrancamento solo-grampo (RP). A força de tração na cabeça do grampo (To) é definida a partir do valor de Tmáx.

A força axial máxima, medida em cada elemento de reforço sob condições de serviço da estrutura, foi analisada para 11 obras instrumentadas por Byrne et al. (1998). Os esforços axiais máximos foram normalizados para os valores de peso específico do solo (γ), espaçamento horizontal e vertical entre grampos (sh e sv) e pelo coeficiente de empuxo ativo (Ka). A força normalizada varia aproximadamente com a profundidade entre 0,4 a 1,1. Esta observação é consistente com valores obtidos experimentalmente pelo programa Clouterre (Plumelle et al., 1990). Em termos práticos a força axial máxima, nos 2/3 superiores da parede, pode ser definida para um valor normalizado de 0,75.

Para o cálculo da força de tração na cabeça do grampo (To), o manual técnico da FHWA recomenda que se utilize a seguinte Equação:

To = Tmáx-s . [0,6 + 0,2 (smáx - 1)] Onde:

Tmáx-s = força de tração máxima obtida a partir dos resultados de análises de estabilidade globais utilizando um programa computacional

smáx = máximo espaçamento entre grampos (maior valor entre sv e sh, em metros).

Esta recomendação baseia-se nas sugestões iniciais apresentadas pelo projeto Clouterre (1991). Experimentalmente, Byrne et al. (1998) verificaram que a força de tração na cabeça do grampo equivale a 60% a 100% da força de tração máxima.

É possível estimar o estado de tensões em um determinado ponto no maciço de solo grampeado, desde que sejam conhecidos os valores das tensões máximas em cada reforço e os parâmetros geométricos de projeto. Experimentos conduzidos em obras instrumentadas, modelos em escala reduzida e análises numéricas mostram que o estado de tensões do maciço aproxima-se de Ko na parte superior da estrutura. Na base do talude, ele é inferior ao estado ativo (Ka). Este fato é associado a um efeito de arco no talude grampeado em função do processo de construção da técnica. Este efeito reduz as tensões máximas na base da escavação (KKo).

006- A mobilização de momentos fletores nos grampos requer que o elemento de reforço (grampos) apresente rigidez transversal. Deste modo, grampos flexíveis (φaço pequeno, baixo momento de inércia) não podem mobilizar momentos fletores. Para taludes de pequenas dimensões, se comparados com taludes de mineração que chegam a centenas de metros, a flexão tem grande importância no comportamento do modelo de ancoragem. Grampos, em particular os injetados, oferecem alguma resistência à flexão. Modelos e experimentos em escala real demonstram que esta resistência dos grampos é realmente mobilizada num estado próximo à ruptura quando a superfície ou zona de cisalhamento se desenvolve ao longo massa de solo grampeado.

007- Quando as deformações da parede de concreto projetado são reduzidas, sob o estado de utilização da estrutura, a resistência à flexão mobilizada nos grampos é modesta.

008- Durante a construção e logo após a conclusão da obra, o maciço de solo grampeado tende a se deformar. A maior parte das movimentações ocorre durante ou imediatamente após a escavação do solo. No entanto, deformações após a construção podem ocorrer associadas à relaxação de tensões e movimentações de “creep”, as quais podem causar aumento nas forças axiais nos grampos, conforme mencionado anteriormente. Os deslocamentos horizontais máximos ocorrem no topo da estrutura e decrescem progressivamente até a base da estrutura. Deslocamentos verticais (recalques) no topo da estrutura (na face da escavação) são geralmente reduzidos e da mesma magnitude que os deslocamentos horizontais do topo do talude. Os resultados de experimentos realizados na França colaboraram para definir a ordem da magnitude das extensões e deformações que ocorrem em taludes de solo grampeado.

009- Os deslocamentos no topo da face de escavação dependem dos seguintes parâmetros:

• velocidade da construção da estrutura;

• altura dos incrementos de escavações e espaçamento entre grampos;

• comprimento dos grampos;

• fator de segurança da parede de solo grampeado (quando os valores são baixos, os deslocamentos horizontais e verticais tendem a ser altos);

• relação L/H;

• inclinação e rigidez à flexão dos grampos;

• capacidade de suporte do solo da fundação da estrutura de solo grampeado;

• inclinação da parede (a inclinação reduzida da parede reduz os deslocamentos no topo, aumentando a estabilidade da estrutura.

Com relação ainda aos deslocamentos na face, a estabilidade local durante as etapas de escavação é um dos aspectos mais importantes na construção de

estruturas em solo grampeado. O efeito de arqueamento é um dos principais fenômenos em estabilidade local de escavações. O uso de suporte eficiente desde o topo até a base da escavação é recomendado. Existe uma altura crítica de escavação que não deve ser excedida, para manter o efeito de arco e evitar, deste modo, um processo de instabilidade global do solo. A altura crítica é principalmente função do tipo de solo, não devendo, na prática, ultrapassar 2m.

Diversas observações e monitoramento de obras em solo grampeado têm demonstrado que o fenômeno de “creep” ou fluência ocorre após o término da

escavação. Isto acarreta um aumento suave nos deslocamentos e nos esforços nos grampos, especialmente naqueles situados próximos à base da escavação. Instrumentação de campo em estrutura de solo grampeado na França indica aumentos consideráveis de deslocamentos, durante um período de interrupção da obra, atribuídos ao efeito de “creep” (ou fluência).

010- Apesar da parede de uma estrutura não apresentar uma maior contribuição na estabilidade global de estruturas grampeadas, exerce papel importante na

estabilidade local no que diz respeito ao confinamento do solo entre os grampos à medida que se processa a escavação. Em condições de equilíbrio, a parede deverá suportar os empuxos de terra atuantes e as forças aplicadas (em geral só consideradas as forças de tração na face da escavação ). Para o correto dimensionamento da face, é necessário conhecer os valores destes dois parâmetros. No entanto, é prática comum no meio técnico nacional desprezar as verificações de puncionamento e de momentos fletores no paramento (considerando-o como uma membrana), adotando-se normalmente revestimento de concreto projetado com espessuras entre 75mm e 150mm. A influência da espessura da parede no comportamento tensão-deformação do maciço é reportada por Lima (1996). O autor mostra que, para valores maiores de rigidez, a variação nos deslocamentos da face pode chegar a 35%.

011- O principal interesse, quando ocorre uma construção em solo grampeado, é garantir a estabilidade e a segurança. Desta forma, as análises e projetos de taludes em solo grampeado devem considerar duas condições distintas: estado limite último e estado limite de utilização. No estado limite último, as análises da interação solo-grampo em sistemas de contenção com solo grampeado indicam três tipos de ruptura global: ruptura externa, mista e interna. Para os dois últimos tipos, alguns modelos de rupturas locais devem ser considerados: ruptura dos grampos e arrancamento dos grampos. Se os grampos são mobilizados à flexão e cisalhamento, a interação sologrampo é mais complexa e modelos de ruptura adicionais têm de ser considerados: ruptura do solo abaixo dos grampos (quando aplicadas tensões excedentes à capacidade de suporte do solo de fundação) e ruptura dos grampos por flexão. Há uma distinção entre a ruptura interna do solo grampeado e a ruptura externa na qual a parede comporta-se como um bloco monolítico:

A) Ruptura interna:

i. Ruptura por quebra dos grampos. Uma zona de cisalhamento no solo se desenvolve numa região que abrange a linha de maior tensão nos grampos

que pode ser considerada como a provável superfície de ruptura para o solo. A resistência à flexão dos grampos previne o desenvolvimento da superfície de ruptura. Em grampos flexíveis, a ruptura pode ocorrer repentinamente e sem aviso prévio. Este tipo de ruptura pode ocorrer em função de alguns aspectos:

• Diâmetro do grampo subestimado;

• Processo de corrosão nos grampos (barras de aço) com redução significativa da seção;

• Sobrecarga no topo da massa grampeada, não prevista no dimensionamento;

• Saturação do solo por infiltração de água (chuvas).

ii. Ruptura por perda de aderência no contato solo-grampo como resultado de estimativas inadequadas do parâmetro de resistência qs e/ou por falhas na

execução da estrutura. A ruptura por perda de aderência é caracterizada pelo fato dos grampos não apresentarem comprimento suficiente na zona passiva,

capaz de balancear as tensões máximas. Os grampos são então arrancados para fora do maciço. Experimentos mostram que este tipo de ruptura não

acontece repentinamente, exceto em alguns casos durante as etapas de escavação com altas deformações. Este tipo de ruptura pode ocorrer em

função de alguns aspectos:

• Aumento do teor de umidade em solos de granulometria fina;

• Insuficiência de comprimento dos grampos na zona passiva ou falhas na estimativa da resistência ao cisalhamento no contato solo-grampo (qs).

iii. Ruptura devido à altura excessiva das etapas de escavação do solo grampeado. Durante as etapas de construção de uma estrutura de solo

grampeado, se a altura de escavação for elevada, a ruptura poderá ocorrer devido a uma instabilidade local, a qual pode se propagar até o topo da

massa. Neste tipo de ruptura, o solo colapsa atrás da face devido à sucessiva eliminação do efeito de arqueamento do solo. Experimentos reportados em

Clouterre (1991) indicaram este tipo de ruptura para etapas com alturas superiores a 2m de escavação.

iv. Ruptura por erosão interna do solo ou “piping”. Este tipo de ruptura é similar ao modo anterior. Durante a escavação, a poropressão existente em bolsões

de água no solo juntamente com as forças de percolação reduzem a estabilidade do solo localmente. Este tipo de ruptura pode ser resultado da

heterogeneidade do solo e/ou por falta de sistemas de drenagem durante as etapas de construção.

B) Ruptura externa:

Ruptura externa de um talude em solo grampeado ocorre geralmente por deslizamento do terreno ao longo de uma superfície de ruptura, afetando a massa

global. Este tipo de ruptura pode ocorrer em todos os tipos de estruturas de contenção e pode ser resultado da má qualidade do solo da fundação ou por

comprimento insuficiente dos grampos. As análises da estabilidade externa consideram a massa de solo reforçada como um bloco rígido monolítico no qual

devem ser feitas as verificações de estabilidade global, segurança ao tombamento do monolito e segurança ao deslizamento da base da estrutura.

C) Ruptura mista:

Pode ocorrer como resultado de um processo de instabilidade interna e externa, em 3 obras experimentais em larga escala, confirmam a configuração de ruptura interna associada à subestimação do atrito lateral sologrampo (ruptura por arrancamento dos grampos) e quebra dos grampos. Mecanismo de ruptura mista também foi observado e atribuído, provavelmente, à insuficiência no comprimento dos grampos.

012- A concepção de uma estrutura em solo grampeado envolve a escolha do comprimento (L), ângulo de instalação (α), espaçamento (sv e sh) e resistência dos grampos de modo a garantir a estabilidade interna e externa da obra. Estes parâmetros dependem de uma série de fatores, em particular da altura da escavação (H), do ângulo de inclinação do talude (β), do tipo de grampo utilizado (cravado ou injetado), da qualidade dos grampos envolvidos (a qual depende do valor de qs) e de qualquer restrição imposta pelo meio-ambiente (condições pluviométricas, obstáculos naturais tais como cupinzeiros, formigueiros, etc.).

Valores típicos de projetos em estruturas de solo grampeado - H≤5m, solos homogêneos, sem NA, sem sobrecargas, paramento vertical, grampos injetados (Clouterre, 1991):

Comprimento dos grampos (L) 0,8 a 1,2H

Número de grampos por m² de paramento 0,15 a 0,4

Diâmetro dos grampos 20 a 25mm

Resistência à tração da barra de aço (TG) 100 a 600kN

Densidade do grampeamento (d) 0,13 a 0,60

Ângulo de inclinação de grampo com a horizontal (α) 0o a 20o

Inclinação do paramento com a vertical (η) 0o a 10o

Inclinação da superfície do terreno (θT) 0o a 5o

Através de modelagem numérica de taludes grampeados, para escavações de baixa altura (H≤5m), a relação de L/H≥0,7 e sv/L≤50% pode ser usada como critério preliminar de projeto para escavações em solos residuais gnáissicos jovens, típicos do Rio de Janeiro. Para escavações maiores que 5m, a relação sv/L máxima deve ser reduzida para 25%.

A fim de minimizar o comprimento dos grampos, Bazar (2001) sugeriu um novo procedimento que consiste em um pós-tensionamento dos grampos, em

escavações permanentes de grande altura (H>25m). Trata-se de uma técnica intermediária entre o solo grampeado e cortinas ancoradas. O procedimento consiste em aplicar carga nos grampos após a sua execução, modificando o comportamento do sistema de passivo para ativo.

Para efeito de pré-dimensionamento de estruturas em solo grampeado é rotineiro o emprego dos ábacos de estabilidade recomendados pelo projeto Clouterre

(1991). Convém ressaltar que a distribuição dos grampos na face dos taludes (espaçamento vertical, sv e espaçamento horizontal, sh) e o seu comprimento são fatores decisivos na escolha e desenvolvimento de projetos em solo grampeado.

Esses fatores dependem do conhecimento das cargas máximas admitidas nos grampos (função do atrito entre a calda de cimento e solo) e dos mecanismos de ruptura associados. Resultados de estudos numéricos realizados por Gerscovich et al. (2002) demonstraram a influência das relações entre o comprimento do grampo e a altura da escavação (L/H) e o espaçamento vertical (sv) no comportamento tensão de deformação de estruturas grampeadas.

O comportamento efetivo de uma estrutura de contenção em solo grampeado pode induzir a deformações que inviabilizam o uso da técnica, particularmente em áreas urbanas. Os valores destes deslocamentos dependem de uma série de fatores, particularmente da altura da estrutura, do ângulo de inclinação da parede, da densidade e rigidez dos grampos e do tipo de solo (Clouterre, 1991).

Os grampos posicionados nas regiões mais elevadas da parede contribuem mais para a redução dos deslocamentos horizontais na face, enquanto que os

grampos inferiores promovem um aumento da estabilidade nos casos de superfícies de ruptura que passam pela base da estrutura.

Por questões executivas (método de instalação, tipo de solo, etc.), os grampos são levemente inclinados para baixo (5o a 15o com a horizontal), embora os

grampos sejam mais eficientes na redução dos deslocamentos quando instalados horizontalmente (Clouterre, 1991, Güler e Bozkurt, 2004). Gerscovich et al. (2002) mostraram que a inclinação do grampo pouco afeta os deslocamentos máximos no topo da escavação, para ângulos inferiores a 15o. Estes resultados são particularmente interessantes do ponto de vista de execução, pois inclinações da ordem de 10o facilitam os procedimentos de injeção de calda de cimento no furo. Para inclinações iguais a 30o, os deslocamentos são significativamente mais elevados, assim como as cargas transmitidas aos grampos.

013- Diversos métodos de projeto foram propostos para simular o comportamento do solo grampeado. Para a análise da estabilidade de encostas e escavações, com ou sem a introdução de inclusões passivas (grampos), são escolhidos métodos de análise por equilíbrio limite (Bishop Simplificado, Sarma ou Janbu, por exemplo) e métodos de análise baseados no comportamento tensão-deformação do maciço grampeado.

Os métodos de análises por equilíbrio limite consistem na determinação do equilíbrio de uma massa ativa de solo, localizada entre uma determinada área do

talude delimitada por uma superfície de ruptura circular, poligonal ou de geometria qualquer. O equilíbrio desta massa de solo ativa é analisado pelos métodos

convencionais, tais como, o método das fatias de Bishop, Bishop Simplificado, Janbu ou Fellenius, por exemplo.

Nestes métodos, o solo é dividido em fatias verticais, as quais são analisadas por equilíbrio estático. A estabilidade da estrutura é verificada através de um sistema de equilíbrio de forças estáticas que atuam na massa de solo limitada pela superfície potencial de ruptura. O fator de segurança (FS) é considerado como constante ao longo da superfície de ruptura e é definido pela razão entre a resistência ao cisalhamento do solo (τr) e a tensão cisalhante mobilizada (τmob) ao longo da superfície de ruptura. O sistema de equilíbrio do solo é determinado usando a redução de parâmetros de resistência do solo (coesão e ângulo de atrito interno). Quando se introduz o reforço nos taludes (grampos, neste caso), as forças mobilizadas (forças axiais e, eventualmente, forças cisalhantes e momentos fletores) nos elementos de reforço devem ser consideradas no equilíbrio estático. Essas forças dependem das características do mecanismo de interação solo-inclusão (atrito lateral e pressões laterais entre o solo e o grampo).

Existem na literatura diversos métodos de cálculo de estruturas grampeadas. Através destes métodos é possível analisar a estabilidade da estrutura ao longo de superfícies de ruptura interna, externa ou mista. A estabilidade interna é a capacidade da massa de solo reforçado atuar monoliticamente, sem o colapso de qualquer um dos seus componentes (ruptura, arrancamento ou corrosão). Enquanto que a estabilidade externa refere-se à segurança da estrutura em relação ao deslizamento pela fundação, tombamento e capacidade de carga do solo de fundação. A estabilidade interna, externa e a associação de ambas (ruptura mista) em estruturas em solo grampeado devem sempre ser verificadas.

O Método Multicritério (Schlosser, 1982 e 1983), adotado na França, é uma extensão dos métodos clássicos de equilíbrio limite (métodos das fatias),

permitindo que a rigidez à flexão e a resistência ao cisalhamento nos grampos sejam consideradas quando necessário.

A análise é baseada em quatro critérios:

1. Ruptura por quebra ou ruptura dos grampos (perda da resistência dos elementos de reforço). Este critério diz respeito à resistência do material

de reforço empregado que deve satisfazer às tensões admissíveis na tração e cisalhamento;

2. Ruptura por arrancamento dos grampos (perda de resistência na interface solo-grampo) quando o valor da tensão cisalhante no contato solo-grampo alcança o valor admissível. Segundo Mitchell e Villet (1987), a mobilização deste mecanismo é função da orientação dos reforços em relação à superfície potencial de deslizamento. O efeito da orientação dos reforços em solo grampeado também foi estudado por Jewell e Pedley (1990a, 1990b, 1990c e 1990d). Os autores executaram ensaios de cisalhamento direto em amostras de solo arenoso com barras passivas com diferentes orientações em relação à superfície de ruptura. Os resultados dos ensaios confirmaram que o desenvolvimento de esforços de tração nos reforços depende fundamentalmente da orientação do grampo. Jewell e Pedley (1990a, 1990b, 1990c e 1990d) concluíram que os reforços têm 2 importantes efeitos: reduzir as tensões cisalhantes impostas pelo solo e aumentar os valores de tensões normais na superfície de ruptura;

3. Ruptura por tensão normal solo-grampo. A tensão aplicada pelo terreno na direção normal ao eixo de um elemento de reforço (p) atinge um valor máximo (pMÁX). Este critério advém das hipóteses adotadas na análise do comportamento de estacas sujeitas a carregamento horizontal, em que a pressão de reação do terreno (p) está limitada por um valor (pMÁX), além do qual o solo escoa ao redor da estaca. Mitchell e Villet (1987) afirmam que o desenvolvimento da pressão de reação do terreno contra a superfície normal à direção de arrancamento dos grampos é função da rigidez à flexão dos grampos. Apesar dos esforços de tração serem dominantes no mecanismo do reforço, empuxos passivos de terra podem se desenvolver em oposição aos grampos em ambos os lados da superfície de ruptura, quando os elementos de reforços são rígidos. Grampos considerados flexíveis se deformarão até que o equilíbrio seja alcançado. Todavia, grampos rígidos resistirão às deformações e, conseqüentemente, empuxos laterais de terra passivos serão mobilizados em ambos os lados da superfície potencial de ruptura, e tensões cisalhantes surgirão na seção transversal do reforço para manter o estado de equilíbrio. Grampos rígidos, dependendo do seu alinhamento (inclinação), podem ser submetidos a esforços cisalhantes e momentos fletores, além dos esforços axiais.

4. Ruptura do solo da fundação quando tensões aplicadas ao terreno são superiores às tensões admissíveis do solo (Resistência ao cisalhamento

ao longo da superfície de ruptura – equação de Mohr-Coulomb). O mecanismo de ruptura de estruturas grampeadas foi estudado por Cardoso e Fernandes (1994). Estes autores também discutem a influência da rigidez dos grampos no comportamento da massa de solo reforçada e mostram que, em casos práticos, nos quais grampos flexíveis são mais utilizados, a ruptura do grampo é mais improvável de ocorrer. Segundo os autores, uma vez que os grampos são considerados flexíveis, o comportamento do sistema reforçado é prioritariamente influenciado pelas deformações plásticas nos grampos primeiramente e, numa escala menor, por uma possível ruptura (dependendo da ductilidade dos materiais constituintes dos grampos) de uma ou mais inclusões. Em outras palavras, o comportamento do maciço reforçado depende da resistência no contato na interface solo-grampo. Se os reforços são flexíveis e curtos, a ruptura se dará por arrancamento dos grampos ao invés da ruptura dos mesmos. Isto ocorre porque os mecanismos de interação sologrampo, nestes casos, conduzem à concentração de altas tensões cisalhantes nas interfaces solo-grampo na extremidade do grampo distante da parede.

É importante notar que a superfície de ruptura observada no solo em ambos os casos de reforços flexíveis ou rígidos são bastante similares. Porém,

no caso de grampos flexíveis, a superfície potencial de ruptura no solo desenvolve-se ao longo dos pontos de ruptura nos grampos, ao passo que no

caso de inclusões rígidas, a superfície potencial de ruptura não coincide com os pontos de ruptura nas inclusões (Mitchell e Villet, 1987).

014- O efeito do ângulo de inclinação dos grampos merece ser mais bem discutido, uma vez que, estes condicionam as contribuições de tração,

cisalhamento e flexão além dos deslocamentos na estrutura.Jewell e Pedley (1990a, 1990b, 1990c e 1990d), através de estudos experimentais e numéricos, criticaram a consideração de flexão composta nos grampos, adotada na análise multicritério. Segundo os autores, a consideração de esforços cisalhantes resistentes nos grampos não exerce papel importante em grampos de pequenos diâmetros, sendo sua contribuição entre 10% a 15% na estabilidade global (Schlosser, 1991).

015- Apenas esforços de tração apresentam significativa importância na estabilidade interna de estruturas em solo grampeado. Esforços cisalhantes e momentos fletores nos grampos respondem por uma parcela menor que 3% na estabilidade global. Resultados de análises de estabilidade por equilíbrio limite demonstram que, na prática, a influência dos esforços cisalhantes e momentos fletores é muito pequena no FS calculado, mesmo em grampos mais rígidos. Plumelle et al. (1990) afirmam que a rigidez à flexão dos grampos é mobilizada somente para grandes deformações, fornecendo uma contribuição ao

aumento da segurança da estrutura. Para fins de projeto, momentos fletores e esforços cisalhantes são omitidos. Isto pode ser aceitável se os grampos apresentarem baixos valores de momento de inércia (pequena seção transversal), forem instalados horizontalmente no solo (ou com inclinações inferiores a 20o) e não houver sobrecarga atuando na superfície horizontal do talude.

O método Alemão (Stocker et al., 1979; Gässler e Gudehus, 1981) baseia-se na idéia de que o conjunto solo-reforço forma uma estrutura rígida

comportando-se com um muro de peso. Este método originou-se de resultados de ensaios “in situ” em uma prova de carga com ancoragens verticais (Gässler e Gudehus, 1981), restringindo-se os deslocamentos horizontais na superfície do terreno. Guimarães Filho (1994) contestou a validade dos ensaios, afirmando que os deslocamentos horizontais inerentes aos ensaios não condizem com casos reais de reforço de taludes com solo grampeado, pois as superfícies de deslizamento admitidas foram induzidas pela placa de carga.

O modelo Alemão pressupõe o desenvolvimento de dois monolitos delimitados por uma superfície de ruptura bi-linear: uma região representada pelo muro de gravidade (cunha trapezoidal) e outra, triangular, representando uma cunha ativa de terra. No caso de sobrecarga elevada e próxima ao bordo, o mecanismo de Coulomb (cunha triangular) deve ser considerado. Dois exemplos de cálculo, demonstrando à influência da posição e valor da sobrecarga no método, são encontrados em Veloso e Magro (1986). Outros exemplos podem ser vistos em Gässler (1988).

Love (1995) também propôs um método de cálculo baseado no mecanismo de desenvolvimento de uma cunha de ruptura bi-linear. O método de Davis (Shen et al., 1981) é muito difundido nos Estados Unidos. O modelo baseia-se em estruturas convencionais de escoramento, onde os grampos são apenas elementos de contenção e não de melhoramento do solo, similarmente ao atirantamento (Dyminski, 1994). O atrito máximo na interface solo-grampo é admitido como constante e o valor da tração aplicada em cada grampo na superfície de ruptura é então calculado. Elias e Juran (1990) propuseram modificações no método de Davis em relação à geometria da estrutura. Mitchell e Villet (1987) utilizaram o método de Davis para o cálculo dos reforços em estruturas grampeadas. Para efeito de dimensionamento, a região do terreno que recebe os reforços constitui um maciço monolítico, procedendose as análises de estabilidade interna e externa. Na estabilidade interna, são calculadas as forças que tracionam as barras (grampos), que devem ser inferiores à carga admissível sob o ponto de vista estrutural e à força limite proporcionada pelo atrito solo/grampo. A estabilidade global (externa) consiste em verificar o equilíbrio do talude segundo superfícies potenciais de ruptura que passem por trás da zona reforçada. No presente caso, os autores utilizaram o programa STABL para análises que admitiram superfícies que passam tanto atrás da zona reforçada como as que interceptam parcial ou totalmente os grampos, o que possibilita uma verificação adicional da estabilidade interna.

Um método matemático rigoroso, usando uma superfície log-espiral, foi proposto como “análise limite cinemática aproximada” para o projeto de estruturas de contenção em solo grampeado (Juran et al., 1988 e 1990). Este método estabelece uma estimativa da máxima tensão e forças cisalhantes mobilizadas. O método também permite a avaliação do efeito dos principais parâmetros de projeto (geometria da estrutura, sobrecargas, posição da linha freática, estratificação do solo, inclinação do talude, espaçamento e rigidez dos grampos) na magnitude e localização das tensões máximas e momentos fletores desenvolvidos nos grampos. É importante notar a incompatibilidade entre os métodos de cálculo por equilíbrio limite em relação à consideração das forças entre fatias, distribuição de empuxos de terra e forças e rigidez dos grampos.

Em resumo, uma adequada análise por equilíbrio limite deve:

• Analisar os diferentes modos de ruptura (ruptura externa, interna e mista);

• Levar em consideração os esforços de tração nos grampos flexíveis (no caso de grampos com rigidez à flexão considerável, forças cisalhantes e

momentos fletores devem ser considerados - Schlosser e Unterreiner, 1990); Ainda em relação ao conceito de equilíbrio limite, Zirlis et al. (1999)

apresentam dois outros métodos de análise de estruturas grampeadas. O primeiro, denominado Método do Pseudo Muro de Gravidade, consiste na

consideração de um “monolito” com comportamento comparável a um muro de pedra. O dimensionamento é realizado por equilíbrio externo e interno do maciço reforçado. O equilíbrio externo é assegurado quando um valor mínimo de B (largura do monolito) atende aos 4 modos de instabilização da estrutura.

O equilíbrio interno é estabelecido investigando-se superfícies potenciais de ruptura passando através dos reforços. Variando-se a posição, quantidade,

inclinação e capacidade de carga dos reforços, consegue-se estabelecer o equilíbrio e, conseqüentemente, a combinação otimizada de espaçamentos

verticais e horizontais que satisfaça a segurança exigida com relação a rupturas internas.

O segundo método apresentado por Zirlis et al. (1999) é definido como “Método das Cunhas”, baseando-se no equilíbrio limite do mecanismo de ruptura

de uma cunha bipartida. Além de métodos baseados na teoria do equilíbrio limite, existem também métodos baseados na análise limite e métodos de cálculo baseados no escoamento do material (em particular, o método de aproximação cinemática). Esses métodos são, mecanicamente, mais rigorosos e têm sido desenvolvidos, em geral, para solos homogêneos, geometria simples, sem presença de água e sem esforços cisalhantes e momentos fletores atuando nos grampos (Anthoine, 1990).

Em todos os métodos é assumido que os deslocamentos e deformações são relativamente pequenos, o bastante para que não haja quaisquer mudanças

na geometria da estrutura anteriormente à ruptura. No caso de grampos flexíveis, a reorientação dos grampos devido à movimentação do maciço ao

longo superfície de ruptura é desconsiderada. É importante ressaltar que os métodos baseados em equilíbrio limite não permitem o cálculo das forças que se desenvolvem ao longo dos grampos à medida que os estágios de escavação prosseguem (estrutura em serviço), assim como, a estimativa dos deslocamentos. Desta maneira, os posicionamentos dos grampos não podem ser otimizados para limitar as deformações ao longo da estrutura. Adicionalmente, não se podem prever condições de ruptura progressiva devido à quebra dos grampos.

016- Long et al. (1990) demonstraram a importância de algumas variáveis, tais como, a forma assumida para a superfície de ruptura, inclinação da parede,

altura da parede, resistência do solo, resistência dos grampos, inclinação dos grampos e comprimento dos grampos, na análise da estabilidade global de uma massa de solo reforçada utilizando-se a técnica de solo grampeado. Os autores realizaram análises de estabilidade através dos diversos métodos de equilíbrio limite e observaram que a consideração de superfícies circulares, bi-lineares ou em cunha tripartida podem levar a valores de FS muito próximos.

Juran e Elias (1990) relatam que o FS relacionado com a estabilidade local em cada nível de grampo pode ser significativamente mais crítico que o FS relacionado à estabilidade global da estrutura. Assim, torna-se essencial, em projetos de solo grampeado, a determinação dos esforços nos grampos (tração e cisalhamento) e momentos mobilizados sob condições de trabalho da estrutura. Como sugestão, o FS local pode ser calculado pelo Método Cinemático (Juran et al., 1988), enquanto que o FS global poderia ser calculado pelo método de Davis ou pelo método Francês.

Comparações entre esses dois métodos demonstram que fatores de segurança mais baixos são fornecidos pelo método de Davis (Juran et al., 1990).

O fator de segurança global representa a margem de segurança a qual deve ser levada em consideração em função de incertezas na determinação das

propriedades dos materiais envolvidos, nas condições de carregamentos e erros inerentes à metodologia de cálculo. Fatores de segurança parciais podem ser considerados individualmente na determinação das propriedades do solo, das forças externas atuantes na estrutura, nas propriedades do material da interface solo-grampo e na resistência ao escoamento do aço dos grampos (Schlosser et al., 1992). Para estruturas temporárias, Cardoso e Fernandes (1994) sugerem que o fator de segurança global deve ser superior a 1,3, enquanto que, para estruturas permanentes, superiores a 1,5. Dyminski et al. (1996) concluem que as análises baseadas no equilíbrio limite não são as mais adequadas para taludes grampeados uma vez que, apresentam uma situação de estática razoavelmente complexa, onde as deformações do maciço e dos reforços são bastante importantes para a compreensão deste comportamento. A análise de estabilidade de taludes submetidos à sobrecarga em solo grampeado através de métodos probabilísticos (Probabilidade de Ruptura) é explicitada por Gässler e Gudehus (1983), onde é estimada a probabilidade de ruptura em função das variáveis: peso específico do solo, ângulo de atrito do solo, resistência ao arrancamento dos grampos e sobrecarga. Hettler e Schwing (1989) também discutem métodos baseados no conhecimento de parâmetros estatísticos.

017- Pockoski e Duncan (2000) apresentaram uma comparação entre os diversos programas computacionais para o dimensionamento de taludes reforçados com grampos. Foram relatadas a facilidade de uso, aplicabilidade, acurácia e eficiência de 8 “softwares” para uma série de casos práticos. Estudos

semelhantes foram realizados por Vieira (1996) para o caso de três programas computacionais desenvolvidos na Universidade de Brasília. Uma outra comparação entre os diversos métodos de análise existentes para estruturas em solo grampeado foi apresentada por Camargo (2005) e

Hachich e Camargo (2003 e 2006). Segundo os autores, o método de Cardiff (Bridle, 1989; Bridle e Barr, 1990) apresentou erros grosseiros em sua

formulação e resultados discrepantes em comparação a todos os demais. Todavia, os autores ressaltaram que uma versão corrigida do método,

apresentada por Bridle e Davies (1997), não foi introduzida na comparação. Já o método Multicritério (Schlosser, 1982 e 1983) demonstrou ser o mais completo, intuitivo e versátil de todos os processos analisados (Camargo, 2005).

A análise da estabilidade de taludes grampeados com base em análises tensão x deformação é realizada com o auxílio de programas computacionais

baseados nos métodos dos elementos finitos (MEF) ou das diferenças finitas (MDF). O estudo do comportamento tensão x deformação de uma estrutura em

solo grampeado é uma opção interessante, uma vez que as diferentes etapas de construção da obra podem ser avaliadas. Silva (1999) e Silva et al. (2001) comprovaram a eficiência de um modelo computacional implementado para análise de estruturas grampeadas. Com esta ferramenta foi possível avaliar esforços axiais e cisalhantes, solicitados na interface grampo/nata, nata/solo e no próprio aço (grampo) além de, momentos fletores de um material “equivalente”, formado pela combinação da rigidez do grampo e da nata. Testes preliminares comprovaram a eficiência da instalação de grampos na horizontal e mostraram que o efeito do reforço é equivalente ao aumento de tensão confinante ou da coesão do maciço terroso. Adicionalmente, os estudos mostraram que a rigidez à flexão dos grampos é muito importante quando as cargas se aproximam da condição de colapso.

Análises da rigidez dos grampos em estudos paramétricos realizados por Lima (1996) e Ehrlich et al. (1996) têm demonstrado a importância da rigidez à

flexão no controle do escoamento do solo. Segundo os autores, grampos com rigidez à flexão elevada e inclinações próximas a zero são mais eficientes no

controle da plastificação do material, por estarem associados a menores deslocamentos horizontais. Quanto maior a inclinação dos grampos, maior será

a influência da rigidez à flexão nas tensões internas. Para grampos rígidos, o aumento da inclinação das barras reduz as tensões nos grampos e aumenta os

momentos fletores. Em grampos flexíveis, verifica-se um comportamento inverso.

Segundo Lima (1996), a flexão afeta o comportamento do modelo de ancoragem, para o caso de taludes de pequenas dimensões. O autor também

chama atenção para o fato de que as análises realizadas sob deformação plana podem ser ditas aproximadas, e que certamente análises 3D seriam mais

representativas do comportamento real do maciço. Entretanto tais análises são muito mais dispendiosas do ponto de vista computacional. O autor sugere então, a simulação de um “efeito tridimensional” a partir da consideração do espaçamento entre grampos, já que este é, geralmente, fixado como unitário.

Unterreiner et al. (1995) confirmaram que análises numéricas bidimensionais são aceitáveis pelo menos para pequenas deformações, durante a fase de construção, quando a estrutura está distante da ruptura. Lima (2002), com o auxílio do programa computacional FLAC (Itasca, 1996), estudou a influência dos parâmetros de projeto no comportamento de escavações grampeadas. Foi simulado o comportamento tensão-deformação de taludes em solos residuais, usualmente encontrados nas encostas do Rio de Janeiro. Segundo o autor, a influência da inclinação do talude é significativa nos deslocamentos horizontais, os quais crescem de magnitude à medida que o talude torna-se mais íngreme. A execução de escavações com taludes ligeiramente inclinados reduzem significativamente a magnitude dos deslocamentos no topo. Esta redução chega a 75% quando se passa de uma escavação vertical (β=90o) para uma inclinação de β=80o (Lima et al., 2002). Lima et al. (2003b e 2005a) demonstraram a aplicação do programa computacional FLAC (Itasca, 1996) em simulações de escavações grampeadas obtendo-se, a cada etapa construtiva, deslocamentos, tensões, forças axiais nos grampos, etc. Lima et al. (2005b) e Gerscovich et al. (2005) compararam o comportamento tensão-deformação de taludes em solo grampeado, a partir do uso do programa computacional FLAC (método das diferenças finitas; Itasca, 1996) e do programa computacional PLAXIS (método dos elementos finitos; Brinkgreve e Vermeer, 1998). Os deslocamentos horizontais a 1,0m da face da escavação e os esforços axiais desenvolvidos ao longo dos grampos, na última etapa de escavação, foram comparados para os programas computacionais utilizados. As análises numéricas ressaltaram que os deslocamentos horizontais ao longo da profundidade e a distribuição dos esforços axiais nos grampos são significativamente influenciados pelo tipo de modelagem do grampo, além do sistema de fixação do mesmo na parede.

018- Tendo em vista que a concepção de um talude em solo grampeado constitui-se em uma técnica de reforço do terreno “in situ”, é comum encontrar

situações específicas de obra que acarretam em considerações especiais de projeto, como as comentadas a seguir. No caso de reforço de taludes em solos residuais, o maciço pode ser bastante heterogêneo. Esta heterogeneidade, reflexo dos processos genéticos, diagenéticos e intempéricos, conduz a valores de peso específico e resistência ao cisalhamento dos solos, além da resistência ao cisalhamento no contato sologrampo (qs), bastantes distintos ao longo da profundidade de escavação. Em princípio, tais fatores implicam em dificuldades computacionais no que diz respeito às considerações adotadas nas análises de estabilidade em equilíbrio limite, visto que, a maioria dos programas é restrita a solos relativamente simples, homogêneos ou dispostos em camadas horizontais. As análises de estabilidade devem considerar os modelos de superfícies potenciais de ruptura globais correspondentes ao tipo de solo. Adicionalmente, os solos residuais quase sempre exibem superfícies específicas de deslizamento, definidas por estruturas reliquiares, com resistências significativamente menores que as da massa de solo. Desta forma deve-se avaliar as superfícies de ruptura localizadas, delimitadas pela heterogeneidade do maciço (planos de fraqueza) e controlada pela resistência das estruturas reliquiares.

Os aspectos geológicos são muito importantes no estudo de estabilidade de taludes grampeados, pois podem indicar a presença de heterogeneidade e

anisotropia nos maciços. Recomenda-se a realização de mapeamento geológico-geotécnico a fim de auxiliar a interpretação dos mecanismos de

instabilização da massa reforçada (Gomes Silva, 2006).

019- O conceito básico da técnica de solo grampeado consiste no uso de inclusões passivas para reforçar o solo “in situ”. As inclusões são instaladas

durante a construção, imediatamente após cada etapa de escavação, para restringir deformações no maciço à medida que se executa o corte no talude. A

mobilização efetiva da resistência dos grampos delimita os deslocamentos no solo. Conseqüentemente, o desempenho da obra em solo grampeado deve ser

verificado através de monitoramento dos deslocamentos da massa reforçada, além da medição dos esforços mobilizados nos grampos, ao longo das diversas

etapas de execução e operação.

020- Os principais parâmetros a serem monitorados para a avaliação do comportamento de taludes em solo grampeado são:

• Movimentações horizontais e verticais da face: podem ser obtidas por marcos superficiais na face, levantamento topográfico e inclinômetros instalados

tipicamente a 1m da face. As movimentações na superfície do terreno podem ser obtidas por nível óptico. Movimentações em pontos pré-determinados na massa grampeada podem ser obtidas através da instalação de “tell tales” (alongâmetros);

• Movimentações locais ou deterioração do revestimento da face: podem ser observadas durante inspeções diárias ao longo da execução da obra e,

eventualmente, utilizando-se medidores de trincas;

• Drenagem da massa reforçada: pode ser monitorada visualmente ou por piezômetros instalados no talude;

• Performance de qualquer estrutura próxima à crista do talude grampeado (edificações, encontros ou fundações de pontes, rodovias, etc.): possíveis

movimentações de estruturas vizinhas podem ser avaliadas com a instalação de marcos superficiais e levantamento topográfico com aparelho óptico;

• Esforços atuantes nos grampos, com especial atenção para a magnitude e localização dos esforços axiais máximos: medidores de carga ou deformação

tais como os “strain-gauges” instalados ao longo do comprimento do grampo determinam a magnitude e localização dos esforços axiais máximos no reforço.

Idealmente, os “strain-gauges” devem ser colados em pares diametralmente opostos, para se avaliar o efeito da flexão nos grampos. Em geral, são fixados a

cada 1,5m;

• Esforços atuantes na extremidade do elemento de reforço, próximo à face de escavação: podem ser obtidos com o auxílio de células de carga instaladas

na extremidade do grampo (próxima à face) ou por leituras dos “strain-gauges” localizados na região de interesse;

• Precipitação pluviométrica: podem ser utilizados pluviômetros do tipo gangorra ou báscula;

• Infiltração da água no terreno: provoca redução da sucção e aumento de poropressões e, conseqüentemente, pode causar deslocamentos do talude. Pode ser avaliada com o auxílio de piezômetros e indicadores de nível d’água.

Alguns dos instrumentos típicos de monitoramento de taludes grampeados serão apresentados a seguir. Uma revisão mais completa sobre o assunto pode ser vista em Dunnicliff e Green (1988).

i. Medidores de Nível d’água Objetiva a determinação da posição da linha freática. Trata-se de um instrumento bastante simples. Em princípio, basta a execução de um furo de sondagem ou poço, com a correspondente determinação da cota do nível d’água através de um cabo elétrico com dois condutores. O cabo é graduado de metro em metro e, nas extremidades, há um sensor constituído por dois eletrodos dispostos concentricamente, isolados entre si. O sensor é introduzido no tubo do instrumento e ao atingir o nível d’água, fecha-se o circuito elétrico e a condição de leitura é percebida por sinal sonoro.

ii. Piezômetro

É um instrumento utilizado para a medição da pressão da água intersticial em maciços de terra. Vários tipos de piezômetros estão disponíveis no mercado

(Dunnicliff e Green, 1988), sendo o piezômetro de corda vibrante e o tipo Casagrande os mais confiáveis e de maior uso (Ortigão e Sayão, 2000). O piezômetro de corda vibrante é um piezômetro elétrico no qual a presença de água intersticial, transmitida através de uma pedra porosa do instrumento, provoca a deflexão de uma membrana cuja deformabilidade é medida por um transdutor de corda vibrante. O piezômetro tipo Casagrande é composto de um tubo vertical ligado a uma ponta porosa por onde a água pode livremente entrar ou sair. Mede-se a poropressão através da altura de coluna d’água no tubo com o auxílio de um instrumento indicador de nível d’água (torpedo contendo uma chave elétrica, fio graduado e um carretel, semelhante ao empregado em medidores de nível d’água). Os procedimentos e recomendações para a instalação do piezômetro no maciço são apresentados em Dunnicliff e Green (1988), Cruz (1996) e Ortigão e Sayão (2000).

iii. Marcos superficiais

São dispositivos instalados na crista e regiões localizadas de taludes, que possibilitam o controle geodésico dos deslocamentos verticais e horizontais do maciço. São geralmente constituídos por pilarete de concreto, dotados de plaquetas metálicas ou por pinos metálicos.

iv. Tell tales (alongâmetros)

Trata-se de um instrumento para monitoramento dos deslocamentos horizontais de pontos específicos em uma mesma cota do talude. É constituído por um fio ou trena de aço, tensionado com sua extremidade interna (ponto de medição) ancorada e a extremidade externa livre, na qual é fixado um peso. A extremidade livre de cada fio é posicionada verticalmente, na face do talude, através de um mecanismo de roldanas. A movimentação vertical do peso é obtida por leituras de réguas milimetradas fixadas ao quadro de suporte das roldanas. Admite-se que a movimentação vertical do peso pode ser considerada idêntica à movimentação horizontal da outra extremidade do fio de aço (região ancorada). Os fios de aço encontram-se dentro de uma tubulação rígida de PVC para proteção contra o atrito do solo confinante. Geralmente, os “tell tales” são instalados sem dificuldades em furos inclinados, sendo imunes a oscilações térmicas e elétricas e de fácil montagem, operação e manutenção. As leituras e cálculos são relativamente rápidas e simples, no entanto este instrumento apresenta resolução limitada a 0,5mm em função da escala milimétrica utilizada (Nunes et al., 2006). A precisão é de ± 5 - 20mm (Dunnicliff e Green, 1988). A verificação do desempenho deste instrumento pode ser vista nos trabalhos de GCO (1979), Castro (1999), Becker e Nunes (2002 e 2003) e Nunes et al. (2006). Figura 61. Configuração com 3 “tell tales” (GCO, 1979).

v. Inclinômetros

Instrumento destinado à observação dos deslocamentos horizontais do maciço de terra que consiste de duas unidades: um sensor formado por um pêndulo agindo sob ação da gravidade montado no interior de um torpedo usinado em liga de alumínio e uma unidade de leitura, na superfície do terreno. A inclinação do torpedo em relação à vertical é registrada por meio de um sinal elétrico registrado no equipamento de leitura. A movimentação do torpedo no interior da massa de solo é realizada pelos tubos do inclinômetro, o qual é dotado de ranhuras que controlam a orientação do torpedo. O tubo é orientado por ocasião da instalação de tal forma que as ranhuras concordem com os eixos principais da obra. Estes tubos de revestimento de plástico ou alumínio (com cerca de 80mm de diâmetro) são instalados no interior de um furo de sondagem (com pelo menos 100mm de diâmetro) até uma profundidade abaixo da zona suscetível de movimentação. O espaço entre o furo de sondagem e os tubos deve ser preenchido com mistura de calda de cimento-bentonita (1:10), pelo método ascendente e através de mangueira de injeção. Deve-se evitar a utilização de areia, pois esta alternativa causa maior dispersão de resultados (Cruz, 1996). É importante ressaltar que, no fundo do furo de sondagem, o tubo de acesso do torpedo deve estar bem ancorado. Adicionalmente, visto a necessidade de conservar os tubos desobstruídos, deve ser prevista a construção de caixas de proteção de acesso ao interior do tubo. Etapas de instalação do tubo de acesso (Ortigão e Sayão, 2000). O torpedo utilizado é a prova d’água e tem 6cm de diâmetro e 38,1cm de comprimento. No interior do torpedo está alojado o pêndulo citado anteriormente. O torpedo contém 4 rodas diametralmente opostas duas a duas e espaçadas entre si de 2 pés (60,96cm). A conexão entre o torpedo e a unidade de leitura é feita por um cabo elétrico, com núcleo de aço revestido por neoprene, a prova d’água, com marcações coloridas a cada 1 pé (30,48cm). A unidade de leitura consiste numa caixa de controle com um indicador digital, no interior da qual encontra-se uma bateria recarregável de 6 volts, com autonomia de 12 horas. A leitura digital mede a inclinação do tubo de revestimento a intervalos freqüentes de profundidades. Usualmente são efetuadas quatro séries de leituras, com as rodas fixas do sensor (torpedo) voltadas para montante e jusante, em um único par de ranhuras diametralmente opostas. Este procedimento permite obter a leituras de deslocamentos nas duas direções ortogonais entre si. O cálculo dos deslocamentos horizontais utiliza o valor da medição angular feita através do aparelho e a distância vertical medida no cabo elétrico.

Alguns fatores podem afetar a precisão das leituras, tais como: a precisão do transdutor, projeto e estado das guias das rodas, alinhamento do tubo,

procedimento de reaterro do tubo, efeito da variação de temperatura (em tubos plásticos), manuseio da sonda e distância entre as leituras (a máxima precisão alcançada é aquela que emprega um intervalo de leitura igual ao espaçamento entre as rodas, equivalente a 50cm). No Brasil, as unidades de leitura mais utilizadas são da marca SINCO (“Slope Indicator Company”), existentes em dois modelos: série 200-B e Digitilt. As diferenças mais significativas entre os dois modelos dizem respeito a resolução e precisão. O modelo Digitilt tem resolução dez vezes maior e a precisão cinco vezes melhor que o modelo 200-B, de ± 1 – 13mm em 30m (Cruz, 1996).

(a) Torpedo, cabo e roldana

Digitilt Datamate 50310900 Digitilt Indicator 50309

(b) Caixas de leitura

Equipamento de inclinômetro tipo “Digitilt” (SINCO, 2004). A calibração do equipamento deve ser feita regularmente e o procedimento é relativamente simples. Consiste na colocação do torpedo em um tubo ranhurado, com cerca de 50cm, fixo a uma parede. Inclina-se o tubo para valores pré-determinados e conhecidos de distorção angular (em geral de 0o a 30o, em intervalos de 5o), obtendo-se valores conhecidos de deslocamentos e comparando-os com os obtidos pelo equipamento. As recomendações sobre a instalação do tubo de acesso do inclinômetro, assim como, as especificações técnicas do equipamento, procedimento de leituras e de medições foram reportadas por Jucá et al. (1980), Cruz (1996), Ortigão e Sayão (2000), SINCO (2004), Nunes et al. (2006).

vi. Células de carga

Consiste em um instrumento empregado para monitorar as cargas nos grampos, seja para a fase de controle de qualidade (ensaios de arrancamento)

ou ao longo da vida útil da estrutura. A célula de carga é instalada na cabeça do grampo, especificamente entre o cabeçote de ancoragem e a placa de

distribuição de carga (com espessura maior que 30mm). Pode ser mecânica ou de corda vibrante. Em ambos os casos, têm-se uma associação entre a carga e deformação da célula, obtida por calibração realizada em laboratório. Nos ensaios de arrancamento, recomenda-se o uso de células de carga, para se obter a magnitude das cargas no ensaio. O uso de macacos hidráulicos, mesmo que aferidos, pode levar a erros enormes que facilmente atingem a 20% da carga. Esta diferença é, em grande parte, associada ao desalinhamento da carga, que faz com que o pistão seja submetido a uma força lateral que aumenta consideravelmente o atrito (Ortigão e Sayão, 2000; Springer, 2006).

vii. Strain-gauges

As deformações em peças de concreto ou aço podem ser medidas de diversas maneiras (e conseqüentemente, com sensores baseados em diferentes

princípios físicos), tais como: sensores mecânicos (paquímetros, micrômetros), sensores magnéticos (indutivos, efeito Hall), sensores ópticos (células

fotoelétricas, por exemplo) e por sensores elétricos resistivos (“strain-gauges”). O “strain-gauge” consiste em um extensômetro elétrico de resistência. É

empregado para a medição de deformação superficial em peças e modelos, utilizando-se como princípio de funcionamento o fato da resistência elétrica de

um filamento metálico variar com a deformação aplicada. Consta essencialmente de uma grade metálica sensível, ligada a uma base que se cola à peça ou

estrutura que se deseja monitorar. O fio sensível tem, na maioria dos extensômetros, um diâmetro aproximado de 0,01mm e é constituído por ligas

metálicas especiais, A grade fica embebida entre duas folhas de papel ou dentro de uma fina película de plástico. Nas extremidades do fio sensível estão

soldados dois outros de maior diâmetro que constituem o elemento de ligação do extensômetro ao circuito de medição.

As primeiras aplicações da extensometria (técnica que utiliza “straingauges” para análises experimental de tensões e deformações em estruturas)

foram efetuadas há quase dois séculos passados. Thomsom (Lord Kelvin), em 1856, fez experimentos com cobre e ferro e concluiu que a resistência elétrica de ambos mudava quando os materiais sofriam deformações. Para realizar as medições, ele fez uso de uma "Ponte de Wheatstone" e um galvanômetro

(indicador). Tal descoberta, entretanto ficou muitos anos sem utilidade prática. No entanto, a partir do século passado, o "strain gauge" passou por inúmeros

aperfeiçoamentos, sendo considerado o único sistema de medição de deformação que contempla todas as propriedades requeridas para o desempenho ótimo, capaz de fornecer medidas com precisão de 10-6 mm/mm. Os “strain-gauges” vem sendo utilizados desde a 2a Guerra Mundial nos mais variados ramos da engenharia. As aplicações para o “strain-gauge” são praticamente ilimitadas. A ponte de Wheatstone é o circuito mais utilizado com extensômetros

elétricos de resistência, tanto para medidas de deformações estáticas quanto dinâmicas e foi descoberta pelo físico inglês Sir Charles Wheatstone em 1843,

para a medição de resistências elétricas. Neste tipo de circuito em ponte, permite-se eliminar com facilidade a influência da temperatura do extensômetro.

As resistências desconhecidas são comparadas com resistências bem conhecidas. A ponte de Wheatstone se ajusta bem para instrumentação de

pequenas variações de resistências, portanto, sendo perfeitamente aplicada na medição de variação de resistência em “strain-gauges”. Sendo os “straingauges” sensores normalmente conectados eletricamente ao circuito tipo Ponte de Wheatstone, a saída de sinal elétrico (em mV ou V) está associada à variação da resistência elétrica do extensômetro, assim, qualquer grandeza física que produzir uma variação de resistência elétrica pode ser medida através deste sensor.

viii. Sistema de aquisição de dados (SAD)

O sistema de aquisição de dados é um equipamento que registra as leituras fornecidas pelos instrumentos de medição, através de canais que

recebem as leituras e as armazenam na memória de um computador acoplado via serial. Este tipo de equipamento pode ser utilizado para observar a variação das tensões atuantes nos grampos, durante as sucessivas etapas de grampeamento do talude.

O Departamento de Transporte dos Estados Unidos (Byrne et al., 1998; Lazarte et al., 2003) sugere que a instrumentação de obras grampeadas deve

compreender a utilização de inclinômetros, marcos superficiais no topo da estrutura, células de carga e “strain-gauges”. Os inclinômetros e os marcos

superficiais devem ser usados para medir a movimentação da massa de solo reforçado em diferentes pontos durante e após a construção. Células de carga

devem ser instaladas na extremidade de grampos pré-definidos (junto à face) para se medir os esforços de tração na cabeça do elemento de reforço. Os

“strain-gauges” devem ser colados em grampos pré-definidos para se obter a distribuição e desenvolvimento dos esforços atuantes nas barras, os quais

acarretarão em informações importantes para o aperfeiçoamento da técnica. É recomendável que o monitoramento seja realizado por um período mínimo de 2

anos após a construção da estrutura. A Figura 67 ilustra o esquema proposto pelo órgão.

A Fundação Instituto de Geotécnica do Município de Rio de Janeiro (GeoRio) têm utilizado pluviômetros (tipo gangorra ou báscula), piezômetros (tipo

Casagrande), indicadores de nível d’água e medidores de deslocamentos (marcos superficiais e inclinômetros) no monitoramento de encostas na cidade

do Rio de Janeiro. Além destes, têm sido utilizados também medidores de convergência, medidores de inclinação, células de carga, entre outros (Ortigão e

Sayão, 2000; Sayão et al., 2005; Nunes et al., 2006). Sandroni e da Silva (2005) sugeriram que o maciço em solo grampeado deve, preferencialmente, ser instrumentado com inclinômetros e, se for o caso, com piezômetros de tubo aberto e medidores de NA. Adicionalmente, os deslocamentos devem ser medidos em diversos pontos da face e da superfície do terreno com nível óptico ou com estação global. O projeto deve especificar a instrumentação e fixar um programa mínimo de leituras, em função das sucessivas etapas da obra.

Fonte: PUC - Rio - Certificação Digital Nº 0221071/CA